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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 Maggio-Giugno 2010 ISSN:0035-6794
Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LXII - N. 3 * 2010
Numero 3
2010
In questo numero:
Relazione della Presidenza sulla gestione
dell’Istituto nel 2009 e previsioni per il 2010
Trattamento ad aria calda: modalità ed applicazioni
Ottimizzazione dei controlli ultrasonori
per rilevare piccole discontinuità trasversali tipo
re-heat cracks sui reattori hydroprocessing
Didattica
Caratteristiche di impiego degli elettrodi
per la saldatura TIG
Unità per il taglio plasma a cianfrino
Messer utilizzata per la corretta
preparazione dei giunti di saldatura
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Editoriale
La prima
lettera di Paolo
ai Corinzi
“…. 12.12 Come infatti il corpo, pur
essendo uno, ha molte membra e tutte le
membra, pur essendo molte, sono un
corpo solo………. . 12.14 Ora il corpo
non risulta di un membro solo, ma di
molte membra. 12.15 Se il piede dicesse:
“Poiché io non sono mano, non appart e n g o a l c o r p o ” , n on pe r que st o
non farebbe più parte del corpo. ………
12.19
Se poi tutto fosse un membro solo,
d o v e s a re b b e i l c o r p o ? … … … …
12.26
Quindi se un membro soffre, tutte le
membr a s o ffro n o in si e me ; e se un
membro è onorato, tutte le membra gioiscono con lui……………………………”
Le espressioni di cui sopra, tratte dalla
prima lettera di Paolo ai Corinzi, si riferiscono, in un contesto teologicamente
dibattuto da sempre, all’unicità di Dio e
della Sua Chiesa, pur a fronte di una pluralità di aspetti diversi.
Molto più modestamente (e rischiando
qualcosa dal lato della blasfemia) le
280 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010
medesime espressioni possono adattarsi
anche all’applicazione di un Sistema di
Gestione Integrato, sulla base della constatazione che i sistemi complessi
possono essere gestiti, per loro natura,
soltanto tramite l’impiego di strumenti
adeguati, sia di carattere organizzativo
che comportamentale, in grado di tenere
sotto controllo i numerosi aspetti, diversi
ma in varia misura correlati e interferenti, che si pongono in essere.
Nel mondo specifico dell’impresa, che
costituisce a tutti gli effetti un sistema
complesso, questi aspetti afferiscono a
temi, quali:
• gli strumenti di “governance”;
• il controllo di gestione;
• la gestione del rischio;
• la qualità dei prodotti e/o dei servizi
forniti;
• la sicurezza nei luoghi di lavoro;
• il rapporto con l’ambiente;
• l’uso dell’energia;
• la responsabilità amministrativa;
• la tutela della “privacy”;
• la responsabilità sociale.
Emerge, da quanto sopra, uno scenario
parecchio variegato con esigenze organizzative e gestionali rilevanti che
possono trovare soluzione non certo in
una pletora di sistemi di gestione specializzati, bensì e soltanto in un Sistema di
Gestione Integrato (in genere strutturato
sulla base dei criteri applicati dalla
norma UNI EN ISO 9001), il cui scopo
sia quello di convogliare (evitando contrapposizioni, sovrapposizioni e duplicazioni) i diversi comportamenti lungo
percorsi sinergici per la salvaguardia del
valore esistente dell’impresa e la creazione di nuovo valore, attraverso l’implementazione ordinata e controllata
della “mission”.
La messa in atto di un sistema gestionale, di qualsivoglia estensione, a fronte
di indubbi vantaggi attinenti gli aspetti
portati a sistema, quali soprattutto:
• la tenuta sotto controllo dell’organizzazione e della gestione;
• l’ottimizzazione delle risorse;
• la comprensione del contesto in
essere e, pertanto, la capacità di elaborare proposte di prospettiva,
comporta anche costi corrispondenti
che, in caso di una corretta applicazione
del sistema stesso, non possono che
essere compensati dai risvolti economici
dei vantaggi suddetti. Inoltre, mentre i
costi dell’applicazione di un sistema di
gestione sono certi e possono essere calcolati (e, quindi, portati a budget), i costi
della “non gestione” sono invece variabili ed incerti e, pertanto, possono essere
soltanto subiti.
Un Sistema di Gestione Integrato (come
tutti i sistemi) non può, ragionevolmente, essere completamente inclusivo,
restandone escluse quelle attività marginali o estemporanee che, qualora trattate
all’interno del sistema stesso, lo caricherebbero di “minutaglia” ad elevato costo
di ges tione e s cars o o nullo v a l o r e
aggiunto. Lo spazio di discrezionalità
che pertiene a queste attività escluse
deve comunque essere gestito tramite la
creazione di criteri aziendali condivisi
che orientino le scelte verso una adeguata omogeneità.
“De minimis non curat Praetor” dicevano con lungimiranza gli antichi
romani, dimostrando un’attitudine alla
gestione ben maggiore di quella manifestata da non pochi “apparatik” del
giorno d’oggi.
Dott. Ing. Mauro Scasso
Segretario Generale IIS
ANNO LXII
Maggio-Giugno 2010
Pubblicazione bimestrale
DIRETTORE RESPONSABILE: Ing. Mauro Scasso
REDATTORE CAPO: Geom. Sergio Giorgi
REDAZIONE: Sig.ra Deborah Testoni, P.I. Maura Rodella
PUBBLICITÀ: Sig. Franco Ricciardi
Organo Ufficiale
dell’Istituto Italiano della Saldatura
Abbonamento annuale 2010:
Italia: .......................................... € 90,00
Estero: ........................................ € 155,00
Un numero separato: ................ € 20,00
La Rivista viene inviata gratuitamente ai Soci
dell’Istituto Italiano della Saldatura.
Direzione - Redazione - Pubblicità:
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
Telefono: 010 8341333
Telefax: 010 8367780
e-mail: [email protected]
web: www.iis.it
Sommario
Articoli
283
Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2009 e previsioni per il
2010
303
Saldatura di forti spessori con laser in fibra ottica fino a 30 kW – M. GRUPP,
K. KLINKER, S. CATTANEO
309
Trattamento ad aria calda: modalità ed applicazioni – F. RINALDI, C. PIGNATTI
319
Ottimizzazione dei controlli ultrasonori per rilevare piccole discontinuità trasversali
tipo re-heat cracks sui reattori hydroprocessing – G. ZAPPAVIGNA,
C. PEDRINZANI
327
Progettazione di intervalli di ispezione CND per assili ferroviari – S. CANTINI,
S. BERETTA, M. CARBONI
333
Structural integrity of a welded TRIP800 steel using Laser CO2 and GMAW
processes – G.Y. PÉREZ-MEDINA et al.
341
363
Progetto grafico: COMEX sas - Milano
Fotocomposizione e stampa: ALGRAPHY S.r.l. - Genova
Tel 010 8366272, Fax 010 8358069 - www.algraphy.it
L’istituto non assume responsabilità per le opinioni espresse
dagli Autori. La riproduzione degli articoli pubblicati è
permessa purché ne sia citata la fonte, ne sia stata concessa
l’autorizzazione da parte della Direzione della Rivista, e sia
trascorso un periodo non inferiore a tre mesi dalla data della
pubblicazione. La collaborazione è aperta a tutti, Soci e
non Soci, in Italia e all’Estero. La Direzione si riserva
l’accettazione dei messaggi pubblicitari. Ai sensi del D.Lgs.
196/2003, i dati personali dei destinatari della
Rivista saranno oggetto di trattamento nel rispetto della
riservatezza, dei diritti della persona e per finalità
strettamente connesse e strumentali all’invio della
pubblicazione e ad eventuali comunicazioni ad esse correlate.
International Institute of Welding (IIW)
Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding – Part 2
M. MARCONI, A. BRAVACCINI
IIS Didattica
Caratteristiche di impiego degli elettrodi per la saldatura TIG
Rubriche
369
Scienza e Tecnica
Presente e futuro del controllo UT: tecnica TOFD – S. PICASSO
371
IIS News
Resoconto della riunione del Comitato Direttivo dell’IIS del 14 Aprile 2010
Resoconto della riunione del Consiglio Generale dell’IIS del 3 Maggio 2010
Assemblea Generale dei Soci dell’IIS
375
In memoria
Mario Bortolini
377
IIW-EWF Notizie
Licence contract between EWF and IIW governs education and certification
379
Dalle Associazioni
Indagine congiunturale 2010 dell’ANIMA
381
Dalle Aziende
385
Notiziario
Letteratura tecnica
Codici e norme
Corsi
Mostre e convegni
393
Ricerche bibliografiche da IIS-Data
Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo ad alta lega
398
Elenco degli Inserzionisti
Rivista associata
Registrazione al ROC n° 5042 - Tariffa regime libero:
“Poste Italiane SpA - Spedizione in Abbonamento
Postale 70%, DCB Genova” - Fine Stampa Giugno 2010
Aut. Trib. Genova 341 - 20.4.1955
3
In copertina
Unità per il taglio plasma a cianfrino Messer utilizzata per la corretta preparazione dei giunti
di saldatura
La testa da taglio bevel tipo “Skew Rotator ®” a rotazione infinita ed inclinazione variabile da ±52° è un brevetto consolidato della divisione Sistemi da Taglio del Gruppo Messer. Rappresenta ad oggi la tecnologia più evoluta presente sul
mercato per la preparazione dei giunti di saldatura. La richiesta di pezzi tagliati al plasma già cianfrinati con tolleranze
minime è in costante aumento come nella cantieristica navale, nella preparazione di strutture complesse e importanti
quali strutture di ponti metallici, capannoni, piattaforme off-shore e torri eoliche. La gestione è affidata al controllo
numerico Global Control ® Messer di nuova generazione e ad un software proprietario “Omnibevel ®” per le compensazioni in automatico del posizionamento utensile. Tale applicazione viene fornita sull'impianto Omnimat ®, con
potenze dei generatori da 160 fino a 800 A, anche per il taglio in acqua. La vendita e la gestione dell'assistenza tecnica
vengono eseguite in Italia direttamente dalla società Messer Griesheim Saldatura Srl di Milano (Messer Group) con i
propri tecnici. Nella gamma degli impianti da taglio sono presenti inoltre anche le tecnologie ossitaglio, plasma, laser
CO2 e laser a fibra, di qualsiasi dimensione per i vari formati di lamiera ed esigenze particolari.
Corso di Qualificazione ad International Welding
Technologist (IWT) ed International Welding Engineer (IWE)
Torino 2010-2011
L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA terrà, a partire dall’Ottobre 2010 presso la sede di
Bytest srl a Volpiano (TO), un corso per International Welding Engineer / Technologist, con
struttura modulare. La formula ha riscosso nel recente passato il gradimento del pubblico, poiché
non prevede assenze prolungate dal posto di lavoro garantendo, al tempo stesso, condizioni ideali
all’apprendimento.
Oltre alla rinnovata collana di dispense - interamente a colori - sarà fornito ad ogni partecipante anche un CD Rom edito in collaborazione con l’UNI contenente una raccolta
di oltre 300 norme europee relative alla saldatura (ed alle materie ad essa correlate,
come le prove non distruttive).
Requisiti di ingresso
Per chi desideri accedere alla qualificazione ad:
- International / European Welding Technologist, è previsto il possesso di un diploma di
scuola superiore ad indirizzo tecnico (o equivalente), della durata di 5 anni;
- International / European Welding Engineer, laurea o diploma universitario in Ingegneria; in
alternativa laurea in altre facoltà scientifiche, abbinata ad una comprovata esperienza di saldatura.
Sono ammessi alle lezioni, in qualità di uditori, anche persone non in possesso dei titoli suddetti.
Programma didattico
Il Corso prevede quattro materie di tipo teorico (svolte nelle Parti 1 e 3) ed una fase dedicata
all’addestramento pratico (Parte 2).
In particolare, le lezioni teoriche (parti 1 e 3) saranno riferite a:
- metallurgia generale e della saldatura, saldabilità dei materiali metallici;
- tecnologie e processi di saldatura convenzionali ed avanzati;
- concezione, progettazione e calcolo dei giunti per strutture saldate nei diversi campi di applicazione (caldareria, piping, carpenteria pesante e leggera);
- aspetti generale di fabbricazione, controllo qualità, esempi applicativi.
Faranno parte della parte pratica (parte 2) dimostrazioni ed addestramento di base nei principali
processi manuali e semiautomatici e due giornate di stage presso i laboratori dell’Istituto Italiano
della Saldatura a Genova con dimostrazioni di processi automatizzati e robotizzati.
Calendario ed orario delle lezioni e sede di svolgimento
Le lezioni saranno svolte a tempo pieno nelle giornate di Giovedì e Venerdì con cadenza bisettimanale; l’inizio delle lezioni è previsto a partire dall’Ottobre 2010, il temine entro il mese di Luglio 2011.
Il Corso sarà svolto con orario 9:00 ÷ 18:00.
La sede di svolgimento è la Bytest, in Via Pisa 12, a Volpiano (TO), con l’eccezione dello stage che sarà
svolto presso la sede principale dell’IIS, in Lungobisagno Istria 15, a Genova.
Lo svolgimento del corso è subordinato al raggiungimento del numero minimo di partecipanti.
Esami finali
Gli esami finali relativi ai quattro moduli didattici teorici potranno essere sostenuti sia presso la sede
di svolgimento del corso, sia nelle altre sessioni, sia nelle date programmate e tabulate nell’Attività
Didattica 2010 dell’IIS.
Informazioni
Per ulteriori informazioni è possibile rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura (Lungobisagno
Istria 15, 16141 Genova, www.formazionesaldatura.it), Divisione Formazione, al numero
010 8341371 (fax 010 8367780), oppure all’indirizzo di posta elettronica [email protected].
Iscrizioni
Le iscrizioni dovranno pervenire entro Venerdì 8 Ottobre 2010 utilizzando il modulo cartaceo
scaricabile anche sul sito www.formazionesaldatura.it.
Quote di iscrizione
La quota di partecipazione al Corso, comprensiva della collana completa delle pubblicazioni, è pari a:
- 6.050,00 € (+ IVA), per i Welding Technologist
- 8.250,00 € (+ IVA), per i Welding Engineer
da corrispondersi mediante bonifico bancario sul c/c 64500, Cassa Risparmio Alessandria,
ABI 06075, CAB 01400, CIN G, IBAN IT 72 G 06075 01400 000000064500, intestato all’Istituto
Italiano della Saldatura.
Istituto Italiano della Saldatura
Relazione della
Presidenza sulla
gestione dell’Istituto
nel 2009 e previsioni
per il 2010 *
• per la certificazione, 22% (26%);
• per l’ingegneria, l’assistenza tecnica
e la diagnostica e controlli non
distruttivi, 58% (54%).
1. Risultato complessivo
Il risultato complessivo conseguito
dall’Istituto Italiano della Saldatura
nell’esercizio 2009, in un contesto
oggettivamente difficile, è da ritenersi
ragionevolmente soddisfacente.
2. Attività nel 2009
I ricavi dell’esercizio 2009 ammontano
a Euro 24 086 778 e, in termini percentuali per attività, sono distribuiti come
riportato nel grafico.
In particolare le percentuali delle attività
aggregate sono risultate pari a:
• per la formazione, il laboratorio, la
ricerca, la convegnistica e la pubblicità, 20% (20%);
2.1 Formazione
Nel corso del 2009 la Divisione Formazione ha sostanzialmente mantenuto i
ricavi per attività conseguiti nel 2008,
con risultati migliorativi per le attività di
formazione teorica in saldatura e nella
microelettronica, cui si contrappone un
leggero regresso per le attività nel
settore della formazione nei settori dei
controlli non distruttivi e della saldatura
di materie plastiche (appare invece
stabile il dato relativo alla saldatura
pratica di materiali metallici).
L’Area “Formazione Teorica in Saldatura” ha costruito la propria attività
soprattutto con riferimento ai corsi di
qualificazione per Figure Professionali
in Saldatura, riconosciuti dall’International Institute of Welding (IIW) e dall’European Welding Federation (EWF).
Oltre all’attività programmata, sono da
citarsi i corsi straordinari tenuti in
Promozione
Normazione
2% (2%)
Certificazione
22% (26%)
Formazione
12% (12%)
Diagnostica
24% (23%)
Laboratorio
5% (5%)
diverse località nazionali; in particolare
sono stati acquisiti contratti per corsi di
formazione aziendali per conto di primarie aziende operanti nella fabbricazione
di apparecchi in pressione del nord - est
e del centro Italia (in questo ultimo caso,
l’attività è condotta in collaborazione
con l’Università dell’Aquila, come
Master di I livello).
Si segnala infine lo svolgimento del
primo corso di qualificazione per IWE
svolto in collaborazione con il Registro
Navale Italiano in Izmir (TR) e l’acquisizione di un ulteriore contratto per un
corso di qualificazione per IWI in Aktau
(KZH).
L’Area “Formazione nelle Prove non
Distruttive” ha proposto i tradizionali corsi di qualificazione nei cinque
metodi fondamentali (RT, UT, MT, PT e
VT), secondo la normativa europea
(UNI EN 473:2001), internazionale
(ISO 9712) e la Raccomandazione statunitense ASNT SNT-TC-1A. Quest’Area
ha risentito più di altre di una certa stagnazione del settore, registrando una
flessione nel volume complessivo dei
contratti acquisiti. L’anno 2009 ha visto
infine un profondo rinnovamento del
personale dell’area, dato il pensionamento di due dei docenti in servizio.
L’Area “Formazione nella Saldatura
delle Materie Plastiche”, a sua volta
oggetto di un rinnovamento dei quadri,
ha svolto attività didattica prevalentemente con riferimento alla normativa
*
Ricerca
1% (1%)
Ingegneria
7% (6%)
Assistenza Tecnica
27% (25%)
Le percentuali tra parentesi si riferiscono all’anno precedente.
Relazione sull’attività svolta dall’Istituto nel 2009,
Bilancio 2009 e previsioni per il 2010 (punti 1÷5),
Nota Integrativa 2009 (punto 6) e Relazione del
Collegio dei Revisori dei Conti dell’IIS (punto 7),
presentate all’Assemblea Generale dei Soci,
tenutasi a Genova nella Sala Conferenze
«Ugo Guerrera» dell’IIS il 3 Maggio 2010.
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 283
Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2009 e previsioni per il 2010
italiana (UNI 9737), relativa alla saldatura di tubazioni e raccordi di polietilene
per la distribuzione di fluidi in pressione. Il volume complessivo dei contratti acquisiti per attività è risultato in
leggera flessione rispetto a quello conseguito nel 2008.
L’Area “Formazione in Microsaldatura”
ha operato, con interessante profitto,
nelle tre filiere di attività principali: i
corsi di qualificazione secondo le specifiche dell’European Space Agency
(ESA), quelli secondo le procedure
dell’Association Connecting Electronic
Industries (IPC) e quelli secondo le
norme nazionali, senza trascurare le
attività strutturate sulla base di specifiche esigenze del committente. Il volume
dei contratti acquisiti per attività ha visto
un ulteriore, lieve incremento rispetto al
già positivo dato del 2008, malgrado il
settore sia apparso profondamente
toccato dalla crisi.
Pe r q u a n to c o n c e r ne i nfi ne l ’Are a
“Formazione Pratica”, il risultato economico appare stabile rispetto all’esercizio
precedente; il risultato resta comunque
apprezzabile, considerando le difficoltà
dello specifico comparto.
2.2 Laboratorio
La Divisione Laboratorio nel 2009 ha
mantenuto inalterati i propri risultati in
termini di offerta di servizi e di fatturato
rispetto all’anno precedente. In linea con
l’andamento degli anni precedenti, ha
continuato a modificarsi il peso percentuale delle attività direttamente acquisite
dal laboratorio (analisi di danneggiamento, caratterizzazione materiali, indagini metallografiche, di suscettibilità alla
corrosione, microelettronica, ecc.) con
oltre il 51% del fatturato, rispetto alla
quota di attività correlabile alla certificazione delle procedure di saldatura o dei
saldatori, che si è attestata intorno al
38% del fatturato totale. Il restante 11%
ha riguardato altri Settori quali: la
Ricerca, l’Assistenza Tecnica.
Più in dettaglio, si evidenzia che il
settore delle giunzioni in polietilene ha
subito, almeno per quanto riguarda le
prove meccaniche per la certificazione
dei saldatori, una significativa contrazione mentre l’esecuzione delle prove
per la certificazione delle procedure e
dei saldatori in acciaio si è ridotta di
qualche punto percentuale. Al contrario,
si è mantenuta pressoché invariata l’atti-
vità di maggiore impegno tecnico e
scientifico, come l’indagine di avaria su
componenti a pressione o su strutture
metalliche e circuiti elettronici. Significativo è stato il volume delle attività
svolte per la valutazione dell’affidabilità
di componenti e strutture operanti in
regime di scorrimento viscoso o soggetti
a condizioni di carico a fatica; le attrezzature di prova, dedicate a tali attività,
sono state impiegate con continuità per
quasi tutto l’anno. Viste le criticità
legate alla concorrenza di laboratori più
piccoli ed economici, l’Istituto ha scelto
di proseguire nello sforzo di investimento nell’ammodernamento del parco
macchine utensili e di prova, al fine di
migliorare ulteriormente la qualità del
servizio e rispondere opportunamente ai
requisiti di sicurezza del lavoro imposti
dalle normative.
2.3 Ricerca
Nell’anno 2009 si sono concluse le attività legate al progetto europeo ECONWELD, che aveva l’obbiettivo di realizzare attrezzature di tipo ergonomico ed
ecologico per le operazioni di saldatura.
Come risultato finale è stata presentata
la richiesta di brevettazione di un casco
d i s a l d a t u r a v e n t i l a t o , a l l ’ U ff i c i o
Europeo del Brevetto di Monaco.
Nel corso dell’anno sono anche termina t i i l a vori relativi a due progetti
europei: EURODATA e WELDICTION.
Il primo ha concluso l’aggiornamento
della banca dati per i questionari
d’esame della qualificazione delle
Figure Professionali in saldatura, il
secondo ha prodotto, su CD, un dizionario di termini di saldatura in tutte le
lingue dei Paesi partecipanti al progetto.
Verso la fine dell’anno è iniziato un
nuovo progetto europeo denominato
DISTOOLWELD, di durata biennale,
avente come obbiettivo la preparazione
di un CD che costituisce la parte di base
per l’insegnamento a distanza nei corsi
delle Figure Professionali in saldatura.
Per quanto riguarda il Settore Processi
Speciali di Saldatura, si sono intensificate (non riuscendo, tuttavia, a saturare
la capacità operativa delle attrezzature)
le attività di ricerca sperimentale per la
ottimizzazione dei parametri del processo Friction Stir Welding (FSW)
applicato ai giunti in titanio per l’industria aeronautica ed in acciaio per condotte di trasporto gas.
Purtroppo, invece, tutti i finanziamenti
Governativi dei progetti di ricerca, che
dovevano essere definiti dal MIUR entro
il 2009, hanno subito un battuta d’arresto a causa del periodo di recessione
economica. In particolare i bandi per i
progetti “Industria 2015” denominati
“Mobilità Sostenibile” e “Metadistretto
Nautica di Messina” sono stati sospesi.
Invece, anche se con molto ritardo, sono
proseguite le attività di preparazione del
progetto “AMERICA” per il comparto
aeronautico, che sarà ufficialmente presentato nel prossimo Bando PON di
Febbraio 2010. A questo riguardo, l’Istituto ha deciso di entrare a far parte del
Consorzio CALEF che sarà il Soggetto
proponente del progetto stesso.
Fra le altre attività di particolare interesse, possono essere citate anche le
ricerche effettuate per la caratterizzazione dei giunti saldati di tubazioni in
P92 e per l’applicazione ed il confronto
dei processi di saldobrasatura CMT e
Laser solido a fibre, su componenti di
cerchi ruota per autoveicoli.
2.4 Manifestazioni Tecniche e
Pubblicazioni
Nel 2009 la Divisione Promozione,
Relazioni Esterne e Normazione è stata
impegnata nel primo semestre nell’organizzazione della settima edizione del
Congresso Europeo sulle Tecnologie di
Giunzione (EUROJOIN 7) dell’European Welding Federation (EWF) che si
è tenuto, in concomitanza alla quinta
edizione delle Giornate Nazionali di
Saldatura (GNS5), al Palazzo del
C a s i n ò d i Ve n e z i a L i d o , i l 2 1 e 2 2
Maggio 2009, con notevole gradimento
degli oltre 850 partecipanti e dei 32
sponsor, sia per quanto ha riguardato i
contenuti tecnici che per l’organizzazione.
Contemporaneamente è stata portato a
termine un denso programma di manifestazioni tecniche di alto profilo (15 fra
seminari e convegni, alcuni dei quali in
collaborazione con altri Enti / Associazioni) che ha visto la partecipazione
complessiva di circa un migliaio di
esperti.
Per quanto concerne le pubblicazioni, la
Rivista Italiana della Saldatura ha pubblicato, nei 6 numeri del 2009, 49 articoli tecnico-scientifici e 58 rubriche
d’informazione. Nel corso del 2009 sono
stati pubblicati i seguenti quattro nuovi
testi: “Controllo radiografico”;
“Atti/Proceedings - Eurojoin7/GNS5;
“I trattamenti termici di strutture e componenti saldati (Volume degli Atti,
Genova, 30 Settembre 2009)”; “La saldatura dello zirconio”.
2.5 Studi e Normazione
La “Commissione Saldature” dell’UNI,
la cui Segreteria e Presidenza sono affidate all’Istituto, ha svolto nel 2009 una
intensa attività rivolta principalmente
alla gestione dei documenti elaborati
dalle Unità di Lavoro del CEN TC 121
“Welding” e dell’ ISO TC 44 “Welding
and allied processes” (circa 700 documenti), all’espletamento delle azioni per
la definizione del voto nazionale sulle
p ro p o s te d i n o r m a E N e d ISO (i n
numero di 47) e all’adempimento dell’iter di recepimento delle norme
europee emesse (in numero di 23).
Per quanto riguarda le attività di normazione nazionale, è proseguita la revisione delle norme riguardanti la saldatura delle materie plastiche, elaborate
dalla Sottocommissione mista Saldature/Uniplast, sulla base anche delle
nuove normative europee sull’argomento recentemente emesse dal CEN e
dall’ ISO.
Per quanto riguarda le attività internazionali, sono stati seguiti i lavori del
CEN riguardanti i Comitati Tecnici: 54
“Unfired Pressure Vessels”, 135 “Steel
Structures” e 138 “Non Destructive
Testing”, nonché i lavori dell’European
Welding Federation (EWF) e dell’International Institute of Welding (IIW).
È da segnalare infine la partecipazione
“attiva” di otto Ingegneri dell’Istituto
all’Assemblea Annuale dell’ International Institute of Welding (IIW), svoltasi
dal 12 al 17 Luglio 2009 a Singapore.
2.6 Certificazione
Nel corso del 2009 la Divisione Certificazione ha risentito dell’attuale periodo
di crisi economica che ha portato il
mondo industriale a ridurre in modo
significativo i propri investimenti nel
settore, con qualche ripercussione sulle
attività svolte. Nel corso dell’anno è
comunque proseguita la politica di sviluppo dei servizi offerti in Italia ed
all’estero.
Nell’ambito della “Certificazione dei
Sistemi Qualità”, sebbene numerose
Società abbiano rinunciato alle certifica-
zioni già in essere a fronte di una riduzione delle attività produttive, è aumentato il numero complessivo dei contratti
di certificazione aziendale, secondo UNI
EN ISO 9001, UNI EN ISO 14001, UNI
EN ISO 3834 e UNI EN 15085 (per cui
si è concluso l’iter di riconoscimento da
parte dell’Agenzia Nazionale per la
Sicurezza delle Ferrovie - ANSF),
rispetto all’anno precedente (con riferimento, in particolare, alle norme di
gestione dei processi di fabbricazione).
La “Certificazione di Prodotto” ha mantenuto rispetto all’anno precedente i
volumi di attività che hanno riguardato
la valutazione di conformità dei prodotti
nel contesto del Consorzio Europeo Certificazione (CEC) a fronte delle Direttive 97/23/CE (PED), 94/9/CE (ATEX),
99/36/CE (TPED). Sono inoltre proseguite con successo le numerose attività
di servizio integrato nei confronti dei
grandi Utilizzatori di impianti industriali, specie per le applicazioni riguardanti l’art. 10 (deroghe alle frequenze
delle verifiche periodiche) del D.M.
n. 329/2004; le attività di supporto alla
denuncia delle tubazioni (art. 16 del
D.M. n. 329/2004) si sono invece concluse nel primo bimestre dell’anno.
Nel 2009 l’attività di “Certificazione
delle Procedure di Saldatura” e degli
attraversamenti ferroviari ha ricalcato i
volumi dell’anno precedente.
Nell’ambito della “Certificazione del
Personale”, è stato nuovamente consolidato l’andamento degli anni precedenti
sia nel campo delle Figure Professionali
di saldatura che dei controlli non distruttivi, consolidando interessanti iniziative
all’estero. Si sono leggermente ridotte le
attività di certificazione dei saldatori e
degli operatori di saldatura.
2.7 Ingegneria
Nel corso del 2009 sono proseguite le
attività ormai tradizionali della Divisione Ingegneria. L’impegno dell’Area
“Affidabilità degli Impianti” nel settore
degli studi di Risk Based Inspection e
dell’Area “Calcolo e Progettazione” nei
settori delle verifiche di calcolo, della
vita residua dei componenti, degli studi
di Fitness for Service, è stato mantenuto
a livelli significativi. L’Area “Ingegneria
di Processo” ha proseguito, nel corso del
2009, la fornitura di servizi relativi
all’ottimizzazione di processi produttivi
nel settore della raffinazione.
È da segnalare un allargamento dei
settori di competenza della Divisione
attraverso uno sviluppo dei servizi
forniti in nuovi settori applicativi: studi
ed analisi dei sistemi di sicurezza degli
impianti, valutazioni di S.I.L. (Safety
Integrity Level), verifiche di calcolo e
dimensionamento degli accessori di
sicurezza, ecc.. Sono stati inoltre acquisiti incarichi specialistici nel settore
della protezione e prevenzione nei confronti della corrosione, nonché nei
settori Oil&Gas e siderurgico per la preparazione di specifiche di progetto di
tubazioni per importanti società operanti
nel settore.
Nel 2009 la Divisione Ingegneria ha
partecipato, con propri rappresentanti,
ai gruppi di lavoro formati dal CTI
per l’emissione di nuovi documenti
sulla determinazione della vita residua
dei componenti operanti in regime di
creep e per l’emissione di una linea
guida sull’applicazione del metodo RBI,
applicata alla definizione di periodicità
alternative a quelle di legge per le verifiche periodiche dei componenti a pressione.
2.8 Assistenza Tecnica in Saldatura
Nel corso del 2009 l’attività dei funzionari della Divisione è proseguita a ritmo
sostenuto, con un leggero incremento
rispetto all’impegno dell’anno precedente.
Nel Settore della “Carpenteria”, ispettori
dell’Istituto hanno seguito la costruzione
in officina ed in cantiere di importanti
ponti e viadotti stradali quali quelli della
Variante di Valico, dell’Autostrada del
Brennero, dell’autos trad a Mi l a n o
Venezia, per citare i principali, e la prefabbricazione in officina del ponte ferroviario sul Polcevera. Sono proseguite
inoltre le prestazioni di consulenza e
ispezione in cantiere nell’ambito della
costruzione del Sardinia Radiotelescope.
È stata seguita le costruzione in officina
ed in cantiere di una fornitura di pali
saldati per il Mose, di un grande Centro
Congressi a Roma, e sono iniziati i
lavori di assistenza tecnica nell’ambito
della realizzazione del nuovo Stadio
della Juventus.
Nel Settore della “Caldareria” è proseguita l’importante attività di supervisione alla costruzione di reattori, forni,
colonne e scambiatori per l’industria
chimica e petrolchimica. È stata seguita
la costruzione di alcuni serbatoi cilindrici di stoccaggio GPL, realizzati in
Romania. Ispettori dell’Istituto hanno
poi effettuato attività di assistenza
tecnica continuativa nell’ambito della
costruzione di centrali a ciclo combinato
e nelle fasi di manutenzione in fermata
presso molti impianti petrolchimici.
Per quanto riguarda i lavori all’estero,
ispettori della Divisione “Assistenza
Tecnica in Saldatura” sono stati impegnati in interventi di sorveglianza alla
costruzione di impianti di dissalazione
negli Emirati Arabi e in Kuwait, di strutture di caldaie in Belgio e in Cina e di un
importante altoforno in India.
2.9 Diagnostica e Controlli non
Distruttivi
Nel 2009 l’attività della Divisione
“Diagnostica e Controlli non Distruttivi”
è proseguita in modo soddisfacente. Sei
sono state le fermate generali di grandi
impianti di raffineria e del settore petrolchimico alle quali l’Istituto ha partecipato, spesso con un numero elevato di
propri tecnici (fino a 20 funzionari), fornendo un servizio completo che ha visto
il coinvolgimento anche di altre Divisioni, fra le quali l’Assistenza Tecnica e
l’Ingegneria.
Nel corso dell’anno è proseguito il
lavoro svolto nel settore dei depositi per
lo stoccaggio di prodotti petroliferi, per
attività di consulenza, ispezione visiva e
strumentale (con l’impiego del sistema
di controllo a flusso magnetico disperso
“FloorScanner” dei fondi dei serbatoi),
assistenza ai lavori di manutenzione
meccanica e di verniciatura; in tale
ambito sono stati acquisiti nuovi committenti, alcuni dei quali appartenenti a
grandi gruppi internazionali.
Pe r q u a n to r ig u a r d a l ’i m pi e go de l
sistema automatico ad onde guidate
Principali aggregati di Conto Economico
Wavemaker nel campo delle ispezioni di
tubazioni fuori terra, sono da citare, tra
le esperienze più interessanti, il controllo di attraversamenti stradali all’interno di alcune raffinerie; inoltre, sono
continuate le esperienze relative all’applicazione di questo sistema per la verifica dello stato di conservazione della
parte interrata delle torri faro adibite
all’illuminazione di grandi parcheggi e
di grossi impianti.
Sono da menzionare, poi, le campagne
di ispezione su apparecchi soggetti a
r i s c h i o d i d a n n e g g i a m e n t o d a H 2S
umido con l’impiego, anche in questo
caso, di sistemi di controllo ultrasonoro
a ut om a t i zzati (TS CA N -P S CA N ).
Numerosi sono stati anche i controlli
effettuati per la ricerca di danneggiamenti per attacco da idrogeno a caldo,
utilizzando tecniche di indagine e procedure specificatamente messe a punto da
IIS sulla base di esperienze internazionali.
Sempre nell’ambito delle tecnologie di
alta diagnostica a disposizione della
Divisione, è proseguita anche l’attività
di controllo su fasci tubieri di scambiatori e di aircoolers con tecniche a correnti indotte, flusso magnetico disperso,
campo remoto e IRIS, mediante apparecchiature “multitechnology”.
Tra le attività effettuate all’estero sono
da citare la campagna di ispezioni effettuata per conto di una grande raffineria
egiziana, le indagini strumentali eseguite
su pale di turbine Pelton presso un fornitore in Spagna, i controlli realizzati su
piping presso officine site in Corea e
Vietnam.
Notevole sviluppo ha avuto il settore
dedicato all’assistenza alla costruzione
di grandi impianti, comprensivo anche
della gestione delle problematiche di
sicurezza.
3. Bilancio e personale
Le poste dello Stato Patrimoniale e del
Conto Economico sono commentate, ai
sensi dell’art. 2427 del Codice Civile,
nella Nota Integrativa al Bilancio.
Il valore della produzione dell’esercizio
2009 ammonta a Euro 24 074 802 e i
relativi costi ad Euro 22 745 621 generando un avanzo di Euro 1 329 181 che a
confronto con l’esercizio precedente
evidenzia una diminuzione di Euro
2 371 308 nella differenza tra valore e
costi della produzione.
Ai sensi dell’art. 2428 del Codice Civile
e del Dlgs. 32/2007, nel prospetto sottostante viene esposta la sequenza dei
principali aggregati del Conto Economico relativi agli ultimi 5 esercizi.
Nel prospetto della pagina seguente
viene esposto il Conto Economico
riclassificato secondo il criterio della
pertinenza gestionale ed alcuni indicatori di redditività.
I crediti verso Clienti ammontano ad
Euro 10 033 137 e comprendono Euro
1 879 262 di ricavi per fatture da emettere al 31/12/2009.
I debiti, che in totale ammontano ad
Euro 6 262 569, comprendono Euro
2 510 650 di debiti verso Fornitori.
Nell’anno 2009 l’Istituto ha investito in
immobilizzazioni materiali per Euro
2 123 843 suddivise come segue: Euro
2 850 in immobili (costruzioni leggere),
Euro 993 862 per impianti, macchinari e
attrezzature, Euro 10 700 per automezzi
(mezzi di trasporto interni), Euro 549 292
per attrezzature informatiche ed arredi e
per immobilizzazioni materiali in corso e
acconti Euro 567 139; in immobilizzazioni immateriali per Euro 284 159 suddivise come segue: Euro 166 859 per
software e per immobilizzazioni immateriali in corso e acconti Euro 117 300.
Anno 2009
Anno 2008
Anno 2007
Anno 2006
Anno 2005
Ricavi delle vendite e delle prestazioni
23 828
24 084
21 288
17 783
16 554
Valore della produzione (A)
24 087
24 368
21 419
18 055
16 522
Costi della produzione (B)
22 735
20 667
19 637
16 292
14 971
248
490
479
393
346
Rettifiche di valore attività finanziarie (D)
-1
12
0
0
0
Proventi ed oneri straordinari (E)
13
85
10
14
34
1 612
4 288
2 271
2 170
1 931
Proventi e oneri finanziari (C)
Risultato lordo prima delle imposte
CONTO ECONOMICO (in migliaia di Euro)
ANNO 2009
Patrimonio netto
Capitale investito
25 168
35 278
24 526
34 119
18 693
28 808
2.6%
10.0%
4.3%
3.3%
10.9%
6.9%
4.8%
15.5%
9.4%
Le dismissioni di cespiti ammontano ad
Euro 597 862 e riguardano macchinari
per Euro 188 636, automezzi per Euro
399 885 e macchine da ufficio per Euro
9 341; il valore di libro dei suddetti
cespiti al netto del fondo ammortamento
ammontava ad Euro 22 490.
L’Istituto ha svolto attività di ricerca che
è commentata al punto 2.3.
Nei confronti delle società ed organismi
partecipati i saldi a credito rappresentativi di prestazioni di servizi sono i
seguenti: CEC - Consorzio Europeo Certificazione Euro 523 340 - RTM Spa
Euro 2 146; inoltre l’Istituto vanta
crediti derivanti dalla concessione di
finanziamenti infruttiferi nei confronti di
ANCCP Service srl per Euro 27 000 e
nei confronti di Tecnolab RINA IIS srl
per Euro 36 000.
I saldi a debito, rappresentativi di prestazioni di servizi, sono i seguenti: CEC Consorzio Europeo Certificazione Euro
40 849, Laboratorio T.O.S.I. srl Euro
13 666.
Le imposte dell’esercizio sono state calcolate in Euro 513 916 per I.RE.S. corrente ed in Euro - 27 718 per I.RE.S.
anticipata (totale I.RE.S. di competenza
dell’esercizio 2009 a conto economico
Euro 486 198) ed in Euro 487 613 per
I.R.A.P. corrente ed in Euro - 4 202 per
I.R.A.P. anticipata (totale I.R.A.P. di
competenza dell’esercizio 2009 a conto
economico Euro 483 411).
L’organico dell’Istituto al 31 Dicembre
2009 contava 222 dipendenti fra cui 55
laureati e 102 diplomati.
Nell’anno 2009 non si sono registrati
infortuni mortali né infortuni gravi che
abbiano comportato una responsabilità
da parte dell’Istituto.
Analogamente nel suddetto esercizio
2009 non s ono s tati arrecati danni
all’ambiente né sono state irrogate, da
parte delle Autorità competenti, sanzioni
o pene definitive per reati o danni
ambientali.
Si propone ai Sigg.ri Associati di approvare il Bilancio dell’esercizio 2009 e di
destinare l’utile netto dell’esercizio, pari
ad Euro 641 924, ad incremento dell’Attività Netta.
4. Evoluzione prevedibile della
gestione per il 2010
Nel 2010 è previsto, anche sulla base dei
risultati conseguiti nel primo trimestre,
un livello di attività ragionevolmente
soddisfacente.
Ai Sigg.ri Associati si propone per
approvazione il seguente preventivo per
l’anno 2010:
• Valore della produzione
Euro
24 100 000
• Costi della produzione
Euro
23 400 000
24 084
142
24 226
13 111
6 007
5 108
62
535
5 705
1 385
4 320
32
4 288
1 839
2 449
99.4%
0.6%
100%
54.1%
24.8%
21.1%
0.2%
2.2%
23.5%
5.7%
17.8%
0.1%
17.8%
7.6%
10.1%
ANNO 2007
23 828
-109
23 719
14 036
7 266
2 417
198
265
2 880
1 264
1 616
4
1 612
970
642
INDICATORI DI REDDITIVITÀ
ROE (Risultato netto / Patrimonio netto)
ROI (EBITDA caratteristico - ammortamenti/accantonamenti/
Capitale investito)
ROS (EBITDA caratteristico - ammortamenti/accantonamenti /
Ricavi di vendita)
100.5%
-0.5%
100%
59.2%
30.6%
10.2%
0.8%
1.1%
12.1%
5.3%
6.8%
0.0%
6.8%
4.1%
2.7%
ANNO 2008
Variazione rimanenze prodotti finiti e lavori in corso su ordinazione
Valore della produzione operativa
- Costi del personale
- Acquisti di servizi esterni e materiali
EBITDA caratteristico
+/- Risultato area accessoria
+/- Risultato dell’area finanziaria
EBITDA
- Ammortamenti / Accantonamenti
EBIT
Oneri finanziari
Risultato prima delle imposte
Imposte sul reddito d’esercizio
Risultato netto
21 288
62
21 350
12 522
5 595
3 233
-203
495
3 525
1 239
2 286
15
2 271
1 462
809
99.7%
0.3%
100%
58.7%
26.2%
15.1%
-1%
2.3%
16.5%
5.8%
10.7%
0.1%
10.6%
6.8%
3.8%
• Proventi ed oneri fin. e div.
Euro
300 000
• Risultato ante imposte
Euro
1 000 000
Fino alla data odierna, non si sono verificati fatti di rilievo che possano influire
in maniera significativa sul suddetto
andamento dell’Istituto.
5. Partizione dell’Istituto
In occasione della riunione del Comitato
Direttivo, tenutasi in sede il 21 Dicembre 2009, è stato deciso di costituire un
Gruppo di Lavoro con il compito di elaborare un documento propositivo, per
approvazione da parte del Consiglio
Generale, riguardante il trasferimento
delle attività di “certificazione” e di
“service” a due società di capitale possedute dall’Istituto medesimo. Sono stati
nominati membri del Gruppo: il Presidente Ing. Ferruccio Bressani, i Vicepresidenti Ing. Rinaldo Ghigliazza e Ing.
Luigi Scopesi, l’Ing. Giulio Costa in
qualità di membro del Comitato Direttivo, l’Ing. Mauro Scasso in qualità di
Segretario Generale, il Presidente del
Collegio dei Revisori dei Conti Dott.
Alessandro Pinto, il Dott. Claudio
Sartore e il Prof. Alessandro Pini Prato
in qualità di membri del Collegio dei
Revisori dei Conti.
BILANCIO 2009
S TAT O PAT R I M O N I A L E
Parziali 2009
Esercizio 2009
Parziali 2008
Esercizio 2008
AT T I V O
B)
IMMOBILIZZAZIONI
03
06
01
02
03
04
06
01
02
I Immobilizzazioni immateriali
Software
Immobilizzazioni in corso e acconti
Totale immobilizzazioni immateriali
II Immobilizzazioni materiali
Terreni e fabbricati
1.3 Immobili strumentali
Impianti e macchinari
Attrezzature industriali e commerciali
Altri beni
4.1 Automezzi
4.3 Mobili e macchine da ufficio
Immobilizzazioni in corso e acconti
Totale immobilizzazioni materiali
III Immobilizzazioni finanziarie
Partecipazioni in:
c) altre imprese
Crediti
d.1 verso altri esigibili entro l’esercizio succ.
d.2 verso altri esigibili oltre l’esercizio succ.
Totale immobilizzazioni finanziarie
135 381
117 300
252 681
7 110 127
109 430
568 035
191 785
12 833
5 893 655
TOTALE IMMOBILIZZAZIONI (B)
C)
7 110 127
1 861 529
9 840
677 465
567 139
10 226 100
191 785
5 906 488
6 098 273
68 550
68 550
7 417 601
201 267
214 500
7 417 601
1 397 072
1 950
415 767
9 232 390
165 538
1 231 926
4 453 218
165 538
5 685 144
5 850 682
16 577 054
15 151 622
24 766
238 151
49 720
312 637
30 253
387 537
9 731
427 521
ATTIVO CIRCOLANTE
01
03
04
01
04-bis
04-ter
05
05
01
03
I Rimanenze
Materie prime, sussidiarie e di consumo
Lavori in corso su ordinazione
Prodotti finiti e merci
Totale rimanenze
II Crediti
Verso clienti
1.1 esigibili entro l’esercizio successivo
Crediti tributari
4 bis.1 esigibili entro l’esercizio successivo
4 bis.2 esigibili oltre l’esercizio successivo
Imposte anticipate
4 ter.1 esigibili entro l’esercizio successivo
4 ter.2 esigibili oltre l’esercizio successivo
Verso altri
5.2 esigibili oltre l’esercizio successivo
Totale crediti
10 033 137
10 033 137
9 686 069
9 686 069
1 778 261
321 844
2 100 105
1 377 565
321 844
1 699 409
932
543 908
544 840
1 412
511 508
512 920
420 648
1 232 648
383 978
952 611
III Attività finanziarie che non costituiscono
immobilizzazioni
Titoli di Stato
1 336 589
13 234 987
2 467 821
IV Disponibilità liquide
Depositi bancari e postali
Denaro e valori in cassa
Totale disponibilità liquide
TOTALE ATTIVO CIRCOLANTE (C)
D)
1 653 296
14 331 378
3 806 973
23 494
3 830 467
2 793 255
7 850
2 801 105
18 474 482
18 931 434
RATEI E RISCONTI
D2
Risconti attivi
TOTALE RATEI E RISCONTI (D)
TOTALE ATTIVO
226 272
36 129
226 272
36 129
35 277 808
34 119 185
S TAT O PAT R I M O N I A L E
Parziali 2009
Esercizio 2009
Parziali 2008
Esercizio 2008
PA S S I V O
A)
PATRIMONIO NETTO
I
Capitale (Attività netta)
16 722 960
14 273 704
III Riserve di rivalutazione
5 291 115
5 291 115
VII Altre riserve
VII.5 Riserve vincolate per legge
VII.6 Altre riserve
IX
807 449
1 704 308
Utile dell’esercizio
2 511 757
807 449
1 704 308
2 511 757
641 924
2 449 256
25 167 756
24 525 832
Per imposte
Altri
74 514
65 612
TOTALE FONDI PER RISCHI ED ONERI (B)
74 514
65 612
C)
TRATTAMENTO FINE RAPPORTO LAVORO
3 738 464
3 519 334
D)
DEBITI
TOTALE PATRIMONIO NETTO (A)
B)
FONDI PER RISCHI ED ONERI
02
03
05
06
11
12
13
Acconti
5.1 Esigibili entro l’esercizio successivo
Debiti verso fornitori
Debiti tributari
Debiti v. Istituti previdenza e sicurezza sociale
Altri debiti
308 698
308 698
344 911
344 911
2 510 650
2 510 650
1 336 319
1 336 319
1 388 657
1 388 657
2 246 236
2 246 236
548 012
548 012
479 515
479 515
1 506 552
1 506 552
1 590 783
1 590 783
TOTALE DEBITI (D)
E)
6 262 569
5 997 764
RATEI E RISCONTI
E2
Risconti passivi
TOTALE RATEI E RISCONTI (E)
TOTALE PASSIVO E PATRIMONIO NETTO
34 505
10 643
34 505
10 643
35 277 808
34 119 185
CONTO ECONOMICO
A)
01
02
03
05
VALORE DELLA PRODUZIONE
Variazione rimanenze prodotti finiti e merci
Variazione dei lavori in corso su ordinazione
Altri ricavi e proventi
5.2 Ricavi e proventi diversi
Parziali 2009
06
07
08
09
10
11
14
COSTI DELLA PRODUZIONE
Per materie prime, suss., di consumo e merci
Per servizi
Per godimento di beni di terzi
Per il personale
a) salari e stipendi
b) oneri sociali
c) trattamento di fine rapporto
e) altri costi
Ammortamento e svalutazione
a) ammortamento immobilizzazioni immateriali
b) ammortamento immobilizzazioni materiali
d) svalutaz. crediti dell’attivo circ. e disp. liquide
Variazione delle rimanenze di materie prime
sussidiarie, di consumo e merci
Oneri diversi di gestione
368 471
10 442 251
2 561 200
623 466
409 220
100 028
1 107 643
56 366
5 487
TOTALE COSTI DELLA PRODUZIONE (B)
A-B
C)
16
17
DIFFERENZA VALORE/COSTI
PRODUZIONE
PROVENTI ED ONERI FINANZIARI
Altri proventi finanziari
d.4 proventi diversi: da altri
Interessi ed altri oneri finanziari
17.4 da altri
18
19
E)
20
21
22
23
RETTIFICHE VALORE ATTIVITÀ
FINANZIARIE
Rivalutazioni
a) di partecipazioni
Svalutazioni
a) di partecipazioni
368 471
Esercizio 2008
24 084 283
- 516
142 823
140 847
140 847
24 086 778
24 367 437
670 469
6 198 795
391 052
683 664
5 253 856
99 552
14 036 137
9 753 538
2 354 763
600 532
402 108
13 110 941
1 264 037
63 761
1 165 924
155 039
1 384 724
5 487
169 074
- 30 253
- 30 253
164 464
22 735 051
20 666 948
1 351 727
3 700 489
264 570
264 570
521 849
521 849
16 587
16 587
31 647
31 647
TOTALE PROVENTI E ONERI
FINANZIARI (C)
D)
Parziali 2008
23 827 704
39 989
- 149 386
TOTALE VALORE DELLA PRODUZIONE (A)
B)
Esercizio 2009
247 983
1 033
1 033
490 202
12 813
12 813
601
601
TOTALE DELLE RETTIFICHE (D)
- 1 033
12 212
PROVENTI ED ONERI STRAORDINARI
Proventi
20.1 plusvalenze da alienazione cespiti
20.3 sopravvenienze attive
Oneri
21.1 minusvalenze da alienazione cespiti
21.3 sopravvenienze passive
40 467
46 796
16 580
80 558
761
73 646
935
11 284
TOTALE PARTITE STRAORDINARIE (E)
12 856
84 919
RISULTATO PRIMA DELLE IMPOSTE
Imposte sul reddito dell’esercizio, correnti
differite ed anticipate
UTILE DELL’ESERCIZIO
1 611 533
1 001 529
- 31 920
969 609
641 924
4 287 822
1 836 533
2 033
1 838 566
2 449 256
6. Nota Integrativa al Bilancio
chiuso al 31/12/2009
Il Bilancio relativo all’esercizio 2009,
che sottoponiamo alla Vostra approvazione costituito da Stato Patrimoniale,
Conto Economico e Nota Integrativa, è
stato redatto in ottemperanza alle disposizioni degli articoli 2423 e seguenti del
Codice Civile.
In particolare, sono state rispettate le
clausole generali di costruzione del bilancio (art. 2423 del Codice Civile), i suoi
principi di redazione (art. 2423 bis) ed i
criteri di valutazione stabiliti per le
singole voci (art. 2426), senza applicazione di alcuna delle deroghe previste
dall’art. 2423 comma 4 del Codice Civile.
Lo Stato Patrimoniale ed il Conto Economico sono stati redatti secondo gli schemi
obbligatori previsti dal Codice Civile
nella versione successiva alle modifiche
portate dal Dlgs. 17 Gennaio 2003 n. 6.
Il Bilancio dell’esercizio chiuso al 31
Dicembre 2009 è stato redatto in unità di
Euro.
In ossequio alle disposizioni dell’art.
2423 ter del Codice Civile, è stato indicato, per ciascuna voce dello Stato Patrimoniale e del Conto Economico, l’importo corrispondente dell’esercizio
precedente.
Si segnala che è stata operata una riclassifica del costo relativo ai Collaboratori
a progetto che ha comportato, relativamente ai costi della produzione esposti
nel Conto Economico, quanto segue:
• servizi (sub B07) incremento di Euro
270 468;
• personale salari e stipendi (sub B09a)
decremento di Euro 241 017;
• personale oneri sociali (sub B09b)
decremento di Euro 29 451.
Nella costruzione del Bilancio al 31
Dicembre 2009 sono state adottate le
seguenti convenzioni di classificazione:
a) le voci della sezione attiva dello Stato
Patrimoniale sono state classificate in
base alla relativa destinazione aziendale, mentre nella sezione del passivo
le poste sono state classificate in funzione della loro origine.
Con riferimento alle voci che richiedono la separata evidenza dei crediti
e dei debiti esigibili entro, ovvero
oltre, l’esercizio successivo, si è
seguito il criterio dell’esigibilità giuridica (negoziale o di legge), prescindendo da previsioni sull’effettiva
possibilità di riscossione entro l’esercizio successivo;
b) il Conto Economico è stato compilato
tenendo conto di tre distinti criteri di
classificazione, e precisamente:
- la suddivisione dell’intera area
gestionale nelle quattro sub aree
identificate dallo schema di legge;
- il privilegio della natura dei costi
rispetto alla loro destinazione;
- la necessità di dare corretto rilievo
ai risultati intermedi della dinamica di formazione del risultato di
esercizio.
6.1 Criteri di valutazione
(Art. 2427 C. 1 N. 1)
La valutazione delle voci di bilancio è
stata effettuata ispirandosi ai principi
generali di prudenza e di competenza,
nella prospettiva della continuazione
dell’attività aziendale e tenendo conto
della funzione economica di ciascuno
degli elementi dell’attivo e del passivo.
I criteri di valutazione adottati per le
singole poste di bilancio sono aderenti
alle disposizioni previste dall’art. 2426
del Codice Civile; si sono utilizzati gli
stessi principi contabili adottati nell’esercizio precedente. In particolare, i
criteri adottati per le singole voci di
bilancio sono i seguenti:
Immobilizzazioni immateriali
Sono rappresentate esclusivamente da
software (acquisito in proprietà o in
licenza a tempo indeterminato), iscritte al
costo di acquisto, comprensivo degli
oneri accessori di diretta imputazione, e si
riferiscono a costi aventi comprovata
utilità pluriennale, esposti nell’attivo di
bilancio al netto dei relativi ammortamenti imputati in tre anni a quote costanti.
Immobilizzazioni materiali
Sono iscritte al costo storico di acquisizione maggiorato dei costi accessori di
diretta imputazione ad eccezione degli
immobili strumentali, rivalutati di Euro
152 871 in base alla Legge 413/91, di
E uro 2 136 964 in bas e alla Legge
266/2005 e di Euro 3 487 743 in base al
D.L. 185/2008.
Tali beni sono esposti nell’attivo di
bilancio al netto dei relativi fondi di
ammortamento.
Gli ammortamenti dell’esercizio sono
stati calcolati sulla base delle aliquote
fiscalmente consentite ad eccezione dei
macchinari più specifici relativi al
Settore Ricerca-Processi Speciali che
sono stati ammortizzati al 50% dell’aliquota ordinaria a seguito del minor utilizzo degli stessi nell’anno 2009 dovuto
alla ristrutturazione conseguente ad un
turn-over del personale responsabile di
quest’Area dell’Istituto.
Nel rispetto del principio della continuità dei processi di ammortamento
effettuati negli anni precedenti, sono
stati contabilizzati ammortamenti anticipati per i beni acquisiti nell’anno 2007
per Euro 117 729.
Si ritiene che gli ammortamenti, anche
anticipati, calcolati nel corso della vita
dei cespiti rappresentino il reale deperimento dovuto all’utilizzo di questi
ultimi e tengano conto dell’effettiva
obsolescenza dei beni.
I valori delle immobilizzazioni materiali
iscritti all’attivo del Bilancio al 31 Dicembre 2009 rappresentano quindi la reale
residua possibilità di utilizzo di tali cespiti.
Le aliquote ordinarie utilizzate sono le
seguenti:
Impianti
(Gruppo VII - specie 1^/a)
12%
Fabbricati
(Gruppo VII - specie 23^)
3%
Costruzioni leggere
10%
Macchinari
15.50%
Attrezzature
35%
Automezzi
25%
Mobili ufficio
12%
Macchine elettroniche ed elettriche
20%
Immobilizzazioni finanziarie
Esse sono costituite:
• da partecipazioni in società e consorzi,
acquisite a scopo di investimento
durevole e come tali valutate al minore
tra il costo sostenuto e la frazione di
patrimonio netto corrispondente; ove
la valutazione della partecipazione
effettuata al costo sia superiore alla
quota di patrimonio netto di pertinenza, viene esposta la motivazione
che giustifica tale differenza;
• da investimenti in polizze assicurative di capitalizzazione ed in polizze
di assicurazione a copertura del
futuro esborso del TFR dei dipen-
denti e come tali valutate al valore
attuale al 31 Dicembre 2009.
Rimanenze
I lavori in corso sono costituiti sia dai
servizi non aventi durata ultra annuale
valutati sulla base dei costi sostenuti nell’esercizio sia da servizi aventi durata
ultra annuale valutati a stato di avanzamento in base al ricavo contrattuale.
Le rimanenze di prodotti finiti e merci
sono rappresentate da pubblicazioni e
supporti multi-mediali valutate all’ult i m o c o s to d ’ a c q u ist o (m i nore de l
prezzo di vendita). Le rimanenze per
materie prime, sussidiarie e di consumo,
valutate al costo d’acquisto, sono costituite esclusivamente da materiali di
consumo prevalentemente utilizzati dal
laboratorio e dalla scuola di saldatura
dell’Istituto oltre che da materiale antiinfortunistico quali i dispositivi di protezione individuale del lavoratore.
Crediti
I crediti sono iscritti secondo il loro
valore nominale ad eccezione dei crediti
verso clienti che sono esposti al netto dei
fondi svalutazione accantonati; i crediti
includono ricavi per fatture da emettere
al 31/12/2009 per Euro 1 879 262.
Poste numerarie e di patrimonio netto
Sono valutate al valore nominale.
Trattamento di fine rapporto
È stato calcolato secondo quanto previsto dall’art. 2120 del Codice Civile
e rappresenta il debito certo maturato
nei confronti dei lavoratori dipendenti
alla data di chiusura dell’esercizio
sia per la parte relativa all’accantonamento che permane presso l’azienda sia
per la parte di accantonamento trasferita
al fondo tesoreria presso l’INPS- Istituto Nazionale per la Previdenza
Sociale.
DESCRIZIONE
31.12.2008
INCREMENTI
Debiti
Sono valutati al valore nominale. In tale
voce sono accolte passività certe e determinate, sia nell’importo che nella data di
sopravvenienza.
Ratei e risconti
Sono stati determinati in base al criterio
di competenza economico-temporale dei
costi e dei ricavi ai quali si riferiscono.
6.2 Movimenti delle immobilizzazioni
(Art. 2427 C. 1 N. 2)
Vengono esposte le movimentazioni
delle immobilizzazioni immateriali e
materiali evidenziandone distintamente
per ciascuna categoria: il costo di acquisto, gli ammortamenti, le acquisizioni, le
alienazioni ed il valore netto d’iscrizione
in bilancio.
Esse sono riportate nei prospetti sottostanti.
AMMORTAM.
31.12.2009
B) Immobilizzazioni
I - Immobilizzazioni immateriali
03. Software
06. In corso e acconti
Totali
68 550
0
68 550
Costo
storico al
31/12/08
Fondo
Ammort.to
al
31/12/08
Valore
contabile
al
01/01/09
Immobili strumentali (1)
Impianti e macchinari
Attrezzature ind/comm.
Automezzi
Mobili e macch. ufficio
In corso e acc.
10 020 516
8 089 466
114 233
816 178
1 807 541
0
2 602 915
6 692 394
112 283
614 911
1 593 041
0
7 417 601
1 397 072
1 950
201 267
214 500
0
Totali
20 847 934
11 615 544
9 232 390
Voci dello
Stato Patrimoniale
(1) La voce Immobili strumentali include:
Rivalutazioni (per Euro 5 777 578) ai sensi delle leggi:
166 859
117 300
284 159
100 028
0
100 028
Ammort.
ordinario
2009
Ammort.
anticipato
2009
2 850
976 669
17 193
10 700
549 292
567 139
305 731
433 139
8 674
82 427
159 943
0
4 593
79 073
629
0
33 434
0
2 123 843
989 914
117 729
Acquisti
2009
Legge 413/1991 per Euro 152 871;
D.L. 185/2008 per Euro 3 487 743.
135 381
117 300
252 681
Utilizzo
Fondo
2009
Valore a
Bilancio
31/12/09
0
188 636
0
399 885
9 341
0
0
188 636
0
379 775
6 961
0
7 110 127
1 861 529
9 840
109 430
568 035
567 139
597 862
575 372
10 226 100
Dismiss.
2009
Legge 266/2005 per Euro 2 136 964;
I movimenti dell’esercizio relativi alle immobilizzazioni finanziarie vengono riportati nella tabella sottostante:
DESCRIZIONE
31.12.2008
INCREMENTI
DECREMENTI
31.12.2009
165 538
27 280
1 033
191 785
1 231 926
30 222
1 201 704
4 453 218
2 479 424
1 944 161
16 887
0
12 746
28 014
13 281
14 733
1 459 559
1 323 760
68 629
268
63 000
3 902
1 247 107
30 670
1 216 437
19 122
6 082
0
207
0
12 833
12 833
12 833
0
5 893 655
3 797 102
2 012 790
16 948
63 000
3 815
B) Immobilizzazioni
III - Immobilizzazioni finanziarie
01. Partecipazioni in:
c) altre imprese
02. Crediti
d.1 verso altri esigibili entro l’eserc. succ.
Prestiti a dipendenti
Polizza a capitalizzazione Fondiaria SAI
d.2 verso altri esigibili oltre l’eserc. succ.
Polizza a capitalizzazione
Polizza cumulativa dipendenti
Depositi cauzionali
Finanz.ti infruttiferi a imprese partecipate
Prestiti a dipendenti
Le rettifiche di valore delle attività
finanziarie ammontano ad Euro 1 033 e
sono rappresentate dall’azzeramento del
capitale e dalla sua ricostituzione tramite
versamento di pari importo della quota
di partecipazione nel Consorzio
SV.E.V.O. Scarl.
6.3 Costi di impianto e ampliamento,
costi di ricerca, di sviluppo e
pubblicità (Art. 2427 C. 1 N. 3)
Il Bilancio dell’esercizio chiuso al 31
DESCRIZIONE
Dicembre 2009 non presenta costi capitalizzati di impianto, di ampliamento, di
ricerca, di sviluppo e di pubblicità.
Non sussistono i presupposti per la svalutazione di alcuna delle immobilizzazioni iscritte in bilancio.
6.3-Bis Riduzione di valore delle
immobilizzazioni
(Art. 2427 C. 1 N. 3-Bis)
Le immobilizzazioni immateriali e
materiali sono state sistematicamente
ammortizzate tenendo conto della
residua possibilità di utilizzazione, come
evidenziato in precedenza.
6.4 Variazioni altre voci dell’attivo e
del passivo (Art. 2427 C. 1 N. 4)
Vengono evidenziate le variazioni intervenute nel corso dell’esercizio chiuso al
31 Dicembre 2009 nelle voci dell’attivo
patrimoniale diverse dalle immobilizzazioni, nonché del passivo. Esse sono
riportate nel prospetto sottostante.
31.12 .2008
INCREMENTI
DECREMENTI
31.12 .2009
C) Attivo circolante
I - Rimanenze
01.
Materie prime sussidiarie e di consumo
03.
Lavori in corso su ordinazione
04.
Prodotti finiti e merci
II - Crediti
01.
Verso clienti
1.1
esigibili entro l’esercizio successivo
04-bis Crediti tributari
4 bis.1 esigibili entro l’esercizio successivo
4 bis.2 esigibili oltre l’esercizio successivo
04-ter Imposte anticipate
4 ter.1 esigibili entro l’esercizio successivo
4 ter.2 esigibili oltre l’esercizio successivo
05.
Verso altri
5.1
esigibili entro l’esercizio successivo
5.1
esigibili oltre l’esercizio successivo
30 252
387 537
9 731
24 766
238 151
49 720
30 252
387 537
9 731
24 766
238 151
49 720
9 686 069
35 370 025
35 022 957
10 033 137
1 377 565
321 844
1 778 268
0
1 377 572
0
1 778 261
321 844
1 412
511 508
932
34 499
1 412
2 099
932
543 908
383 978
952 611
1 022 809
450 999
986 139
170 962
420 648
1 232 648
III - Attività finanziarie che non
costituiscono immobilizzazioni
05.
Titoli di Stato
2 467 821
0
2 467 821
0
IV - Disponibilità liquide
01.
Depositi bancari e postali
02.
Denaro e valori in cassa
2 793 255
7 850
36 064 803
788 306
35 051 085
772 662
3 806 973
23 494
36 129
226 272
36 129
226 272
14 273 704
5 291 115
2 449 256
0
0
0
16 722 960
5 291 115
807 449
1 704 308
2 449 256
0
0
641 924
0
0
2 449 256
807 449
1 704 308
641 924
D) Ratei e risconti
D2.
Risconti attivi
A) Patrimonio netto
I - Capitale (Attività netta)
III Riserve di rivalutazione
VII - Altre riserve
VII.5 Riserve vincolate per legge
VII.6 Altre riserve
IX Utile d’esercizio
B) Fondi per rischi ed oneri
02.
Per imposte
C) Trattamento fine rapporto lavoro
D) Debiti
05.
Acconti
06.
Debiti verso fornitori
11.
Debiti tributari
12.
Debiti v. Ist. previdenza sicurezza soc.
13.
Altri debiti
E) Ratei e risconti
E2.
Risconti passivi
65 612
8 902
0
74 514
3 519 334
501 944
282 814
3 738 464
344 911
859 125
895 338
308 698
1 336 319
10 412 306
9 237 975
2 510 650
2 246 236
8 299 638
9 157 217
1 388 657
479 515
3 836 838
3 768 341
548 012
1 590 783
9 075 892
9 160 123
1 506 552
10 643
34 089
10 226
34 506
Denominazione
Codice Fiscale
Cap. Sociale/
F.do
Consortile
Ultimo
Patrimonio
netto
%
pertinenza
Valore
nominale
quota
Valore quota
a bilancio
al 31/12/2009
Valore quota
in base al
patrimonio
netto
al 31/12/2009
Note
RTM Spa
C.F. 05575180012
371 238
486 838
4.041
15 000
15 000
19 673
-
Euroimpresa Scarl
C.F. 11903450150
1 542 750
1 817 316
1.207
18 615
13 685
21 935
-
ANCCP srl
C.F. 10643960155
220 000
520 335
33.99
74 788
74 788
176 862
-
ANCCP Service srl
C.F. 05925800962
40 000
38 849
30.00
12 000
11 655
11 655
-
Cons.Europ.Cert.-CEC
C.F. 13073160155
92 962
99 218
47.78
44 417
44 417
47 406
-
SV.E.V.O. Scarl
C.F. 05094260725
18 500
18 500
5.40
1 033
1 033
1 033
-
Laboratorio T.O.S.I. srl
C.F. 12805730152
62 000
248 699
8.00
4 960
4 960
19 896
-
Tecnolab RINA IIS srl
C.F. 10454051003
100 000
76 403
24.00
24 000
24 000
18 337
Differenza derivante da
perdita non durevole
Consorzio CALEF
C.F. 00672990777
87 884
2 290 034
2.56
2 247
2 247
58 625
-
Con riferimento alla movimentazione
delle voci del patrimonio netto, esse
sono essenzialmente dovute all’accantonamento degli utili risultanti dalla
gestione dei vari esercizi destinati dall’Assemblea degli Associati ad incremento dell’attività netta.
Deve inoltre evidenziarsi la scelta
operata dal personale dipendente in
merito all’impiego del trattamento di
fine rapporto maturato nell’anno 2009.
In dettaglio:
• Euro 350 723 sono stati trasferiti al
fondo tesoreria dell’INPS (al netto
dei rimborsi per cessazioni ed anticipazioni pari ad Euro 74 369).
• Euro 89 932 sono inoltre stati canalizzati presso altri Enti quali: Previndai Fondo Pensione Dirigenti (Euro
61 674), banche e compagnie di assicurazione per i dipendenti sottoscrittori di piani individuali pensionistici
(Euro 28 258 - di cui Euro 7 009 alla
gestione FONDINPS).
6.5 Elenco delle partecipazioni
(Art. 2427 C. 1 N. 5)
Le partecipazioni in altre Imprese comprendono la partecipazione negli organismi riportati nel prospetto soprastante.
Si precisa che l’Istituto non detiene par-
tecipazioni di controllo e/o che comportino responsabilità illimitata.
Non esistono debiti assistiti da garanzie
reali.
6.6 Crediti e debiti di durata residua
superiore a 5 anni - debiti
assistiti da garanzie reali
(Art. 2427 C. 1 N. 6)
Nel bilancio si evidenzia un credito di
Euro 119 329 versato “a titolo di acconto
prezzo” in sede di stipula del preliminare di compravendita tra Istituto Italiano della Saldatura ed Euroimmobiliare Legnano srl a firme autenticate dal
Notaio Carla Fresca Fantoni in data
10/10/2007 e registrato in data
17/10/2007 al Numero 24008, T1 presso
l’Agenzia delle Entrate di Milano.
Tale contratto preliminare ha per oggetto
due porzioni del fabbricato sito in Via
Pisacane 46 e precisamente: “piani
secondo e terzo dell’edificio A3” (locali
da adibire a laboratorio di ricerca e certificazione).
Con il suddetto atto l’Istituto Italiano
della Saldatura ha assunto l’impegno al
saldo di Euro 13 259 + IVA entro e non
oltre il 31/07/2016, successivamente alla
scadenza dell’esistente diritto di superficie sull’immobile a favore del Comune
di Legnano che si estinguerà il
30/06/2016.
6.6-Bis Variazioni significative dei
cambi valutari
(Art. 2427 C. 1 N. 6-Bis)
Non vi sono crediti e/o debiti denominati in valuta straniera espressi in Bilancio al 31 Dicembre 2009.
6.6-Ter Operazioni con obbligo di
retrocessione a termine
(Art. 2427 C. 1 N. 6-Ter)
Non sono stati stipulati contratti e/o operazioni che comportino obbligo di retrocessione a termine.
6.7 Ratei e risconti, altri fondi e altre
riserve (Art. 2427 C. 1 N. 7)
La composizione della voce “ratei e
risconti” dell’attivo patrimoniale è interamente costituita da risconti, iscritti allo
scopo di imputare all’esercizio successivo i seguenti costi:
• canoni per servizi Euro 82 950
• oneri per anticipata
rescissione
contratto locazione Euro 139 227
• altri
Euro 4 095
Anche la voce “ratei e risconti” del
passivo è costituita da soli risconti, la cui
composizione è la seguente:
6.7-Bis Composizione del
patrimonio netto
(Art. 2427 C. 1 N. 7-Bis)
La composizione del Patrimonio netto,
la disponibilità delle riserve per operazioni sul capitale, la distribuzione delle
riserve, nonché le utilizzazioni effettuate
negli ultimi tre esercizi sono riassunte a
fianco:
La voce Attività netta, negli ultimi tre
esercizi, ha subito le seguenti movimentazioni (tutte derivanti da riporto utili a
nuovo ad incremento della voce stessa):
•
•
•
contributo impianto fotovoltaico
abbonamenti
interessi su prestiti a dipendenti
I III VII -
Euro
Euro
Euro
Capitale (Attività netta)
Riserve da rivalutazione
Altre riserve:
Riserva in sospensione di imposta (D.L. n. 429/82)
Fondo studi e ricerche
Fondo attrezzatura laboratorio
28 200
5 699
607
Euro 16 722 960
Euro 5 291 115
Euro
Euro
Euro
807 449
981 268
723 040
•
Anno 2007
Da Euro 12 631 954 ad Euro 13 464 757 (Euro 832 803 per utili es. 2006)
•
Anno 2008
Da Euro 13 464 757 ad Euro 14 273 704 (Euro 808 946 per utili es. 2007)
•
Anno 2009
Da Euro 14 273 704 ad Euro 16 722 960 (Euro 2 449 256 per utili es. 2008)
6.8 Oneri finanziari capitalizzati
(Art. 2427 C. 1 N. 8)
Non sussistono.
6.9 Impegni non risultanti dallo
Stato Patrimoniale
(Art. 2427 C. 1 N. 9)
Non sussistono.
6.10 Ripartizione dei ricavi
(Art. 2427 C. 1 N. 10)
L’Istituto ha continuato ad operare nei
suoi settori storici di attività. Allo scopo
si ritiene opportuno fornire le informazioni relative alla ripartizione dei ricavi
per tipologia di attività.
Per quanto riguarda la ripartizione su
base territoriale dei ricavi, la quota della
produzione realizzata all’estero risulta
pari al 5%.
6.11 Proventi da partecipazioni
(Art. 2427 C. 1 N. 11)
Non sussistono.
6.12 Interessi ed altri oneri finanziari
(Art. 2427 C. 1 N. 12)
Gli oneri finanziari iscritti alla voce
C.17 si riferiscono alle commissioni
•
•
•
•
•
•
•
•
Formazione
Certificazione
Laboratorio
Ricerca
Diagnostica
Assistenza Tecnica
Ingegneria
Promozione e Normazione
Euro
Euro
Euro
Euro
Euro
Euro
Euro
Euro
2 799 843
5 214 231
1 302 383
111 022
5 849 380
6 374 723
1 583 173
592 949
11.7%
21.9%
5.5%
0.5%
24.5%
26.8%
6.6%
2.5%
ed alle spese bancarie e postali per
operazioni e tenuta conti per Euro
16 587.
Le sopravvenienze attive e passive comprendono proventi e oneri non previsti
negli esercizi precedenti.
6.13 Proventi e oneri straordinari
(Art. 2427 C. 1 N. 13)
La voce “proventi e oneri straordinari”
accoglie i componenti di reddito non
riconducibili alla gestione ordinaria dell’Istituto. Segnaliamo che le plusvalenze
sono state generate dall’alienazione di
macchinari e apparecchi, automezzi e
macchine da ufficio.
6.14 Imposte anticipate e differite
(Art. 2427 C. 1 N. 14)
Le imposte anticipate sono state iscritte
su tutte le differenze temporanee rilevate
tra il reddito imponibile e l’utile prima
delle imposte ipotizzando redditi imponibili sufficienti a riassorbire le differenze
temporanee sotto-indicate nell’arco temporale considerato. Per ciascuno dei
componenti sono indicate le imposte
anticipate con un’aliquota I.RE.S. del
27.5% ed un’aliquota I.R.A.P. del 3.90%.
Non vi sono imposte differite da iscrivere
in bilancio (vedere prospetto a fianco).
6.15 Numero medio dei dipendenti
(Art. 2427 C. 1 N. 15)
L’Istituto ha avuto un numero medio di
dipendenti nel corso dell’anno pari a
215 suddivisi in:
Dirigenti
10
Impiegati 205
6.16 Compensi corrisposti ad
amministratori e sindaci
(Art. 2427 C. 1 N. 16)
I compensi degli Amministratori (Comitato Direttivo, Revisori dei Conti) sono
stati determinati da delibera assunta dall’Assemblea degli Associati.
Amministratori
Euro 107 506
6.17 Composizione del capitale
(Art. 2427 C. 1 N. 17)
È costituito dagli utili risultanti dalla
gestione dei vari esercizi e destinati
dall’Assemblea ad incremento dell’Attività netta.
6.18 Azioni di godimento e
obbligazioni convertibili
(Art. 2427 C. 1 N. 18)
Non sussistono.
6.19 Strumenti finanziari
(Art. 2427 C. 1 N. 19)
L’Istituto non ha emesso strumenti
finanziari.
6.19-Bis Finanziamenti dei soci
(Art. 2427 C. 1 N. 19-Bis)
Non sussistono.
6.20 Patrimoni destinati ad uno
specifico affare (Art. 2427 C.1 N. 20)
Non sussistono.
6.21 Finanziamenti destinati ad uno
specifico affare (Art. 2427 C.1 N. 21)
Non sussistono.
6.22 Contratti di leasing finanziario
(Art. 2427 C. 1 N. 22)
L’Istituto non ha in corso contratti di
leasing finanziario.
Voci
2008
Rappresentanza e omaggi:
Anno 2005
Anno 2006
Anno 2007
Fondo imposte
Fondo svalutazione crediti
Fondo ammort. immob. materiali
Fondo ammort. immob. L. 266/05
Fondo ammort. immob. L. 185/08
Totale
I.RE.S. 27.5%
I.R.A.P. 3.90%
Totale al 31/12/2009
Rappresentanza e omaggi:
Anno 2004
Anno 2005
Anno 2006
Anno 2007
Fondo imposte
Fondo svalutazione crediti
Fondo ammort. immob. materiali
Fondo amm. immob. L. 266/05
Totale
I.RE.S. 27.5%
I.R.A.P. 3.90%
Totale al 31/12/2008
2009
2010
2011
Totale
1 530
1 438
1 529
74 514
1 183 612
363 204
192 327
104 632
1 922 786
1 438
1 529
1 529
2 967
1 529
1 530
2 876
4 587
74 514
1 183 612
363 204
192 327
104 632
1 927 282
528 765
14 663
543 429
816
116
932
420
60
480
530 001
14 839
544 840
1 301
1 530
1 438
1 529
65 612
1 287 141
266 616
192 327
1 817 494
1 530
1 438
1 529
1 438
1 529
1 529
4 497
2 967
1 529
1 301
3 060
4 314
6 116
65 612
1 287 141
266 616
192 327
1 826 487
499 811
10 286
510 097
1 237
175
1 412
816
116
932
420
60
480
502 284
10 637
512 921
Differenza 2009/2008 I.RE.S.
Differenza 2009/2008 I.R.A.P.
Differenza 2009/2008 Totale
6.22-Bis Operazioni realizzate con
parti correlate
(Art. 2427 C. 1 N. 22-Bis)
Non sussistono operazioni concluse
a condizioni non di mercato con parti
correlate.
6.22-Ter Accordi fuori bilancio
(Art. 2427 C. 1 N. 22-Ter)
Non esistono accordi non risultanti dal
bilancio i cui rischi e benefici da essi
derivanti risultino significativi e necessari per valutare la situazione patrimoniale e finanziaria e il risultato economico dell’Istituto.
27 718
4 202
31 920
6.23 Appendice
Ai sensi dell’art. 2423 C.3 del Codice
Civile si rende noto che alla voce 22
del Conto Economico sono esposte
le imposte afferenti l’esercizio 2009
e sono ripartite come nel prospetto
sottostante.
Si ritiene di aver fornito un’informazione veritiera ed esaustiva nei punti da
1 a 22-Ter e pertanto null’altro si ritiene
di dover aggiungere a titolo di informativa complementare.
Imposte correnti:
I.RE.S. corrente
I.R.A.P. corrente
Totale imposte correnti
Imposte anticipate-differite 2009
I.RE.S. (accantonamento anticipate)
I.R.A.P. (accantonamento anticipate)
Totale movimenti imposte anticipate
Totale imposte di competenza per l’esercizio 2009
513 916
487 613
1 001 529
27 718
4 202
31 920
969 609
Rendiconto finanziario
Esercizio 2009
Esercizio 2008
Fonti di finanziamento:
Liquidità generata dalla gestione reddituale dell'esercizio:
Risultato d'esercizio
641 924
2 449 256
Ammortamento delle immobilizzazioni immateriali
Ammortamento delle immobilizzazioni materiali
100 028
1 107 643
63 761
1 165 924
Variazione delle immobilizzazioni finanziarie
Variazione rimanenze
Variazione crediti verso clienti
Variazione crediti tributari
Variazione crediti per imposte anticipate
Variazione altri crediti
Variazione ratei e risconti attivi
Variazione debiti per acconti
Variazione debiti verso fornitori
Variazione debiti tributari
Variazione debiti verso Istituti di previdenza e sicurezza sociale
Variazione altri debiti
Variazione ratei e risconti passivi
Fondo imposte
Altri fondi per rischi ed oneri
- 131 616
114 884
- 347 068
- 400 696
- 31 920
- 316 707
- 190 143
- 36 214
1 174 331
- 857 579
68 497
- 84 231
23 863
8 902
0
133 083
- 172 559
855 039
- 59 314
2 034
- 283 452
- 16 251
254 401
- 372 909
473 961
- 7 921
307 269
- 2 844
0
- 1 160 103
Fondo trattamento di fine rapporto
Accantonamento
Utilizzo
623 466
- 404 335
600 532
- 614 416
22 490
932
1 085 518
3 511 791
Acquisizione immobilizzazioni immateriali
Acquisizione immobilizzazioni materiali
Imposta sostitutiva sui cespiti rivalutati
- 284 159
- 2 123 843
0
- 72 425
- 965 644
- 104 632
Totale impieghi di liquidità
- 2 408 002
- 1 038 069
- 1 322 484
2 473 722
8 950 055
7 627 571
6 476 333
8 950 055
- 1 322 484
2 473 722
Valore netto contabile delle immobilizzazioni materiali cedute
Totale fonti di liquidità
Impieghi di liquidità:
Variazione della liquidità
Liquidità ad inizio esercizio
Liquidità a fine esercizio
Variazione della liquidità
7. Relazione del Collegio dei
Revisori dei Conti sul Bilancio
al 31 Dicembre 2009
Il Collegio dei Revisori dei Conti della
Vostra Associazione, nel predisporre la
relazione al Bilancio al 31/12/2009, ha
ritenuto opportuno uniformarsi alle
norme del Codice Civile ed ai principi di
revisione previsti per le società per
azioni, per quanto applicabili.
Parte prima
Relazione ai sensi dell’art. 2409-ter,
primo comma, lettera c) del Codice
Civile
1. Abbiamo svolto la revisione contabile del Bilancio d’esercizio dell’Ente Morale Istituto Italiano della
Saldatura chiuso al 31/12/2009. La
responsabilità della redazione del
bilancio compete all’organo amministrativo dell’Ente. È nostra la
responsabilità del giudizio profess ionale es pres s o s ul b i l a n c i o e
basato sulla revisione contabile.
2. La revisione è stata pianificata e
svolta al fine di acquisire ogni elemento necessario per accertare se il
bilancio d’esercizio sia viziato da
errori significativi e se risulti, nel
suo complesso, attendibile. Il procedimento di revisione comprende
l’esame, sulla base delle verifiche a
campione, degli elementi probativi
a supporto dei saldi e delle informazioni contenuti nel bilancio, nonché
la valutazione dell’adeguatezza e
della correttezza dei criteri contabili
utilizzati e della ragionevolezza
delle stime effettuate dagli amministratori. Riteniamo che il lavoro
svolto fornisca una ragionevole
base per l’espressione del nostro
giudizio professionale. Per il giudizio relativo al bilancio dell’ esercizio precedente, i cui dati sono presentati ai fini comparativi secondo
quanto richiesto dalla legge, si fa
riferimento alla relazione emessa dal
Collegio dei Revisori dei Conti in
allora in carica.
3. Il Collegio dei Revisori dei Conti
ritiene congrua la quantificazione
del fondo svalutazione crediti, tenuto
conto delle procedure di riscossione
coattiva effettuate, degli esiti delle
stesse, del tasso di sofferenza dei
crediti in essere, tenuto infine conto
dell’analisi della stratificazione temporale dei crediti complessivamente
correnti al 31/12/2009.
4. Nel corso dell’esercizio è stato
avviato il processo di ammortamento del maggior valore attribuito
agli immobili che hanno formato
oggetto di rivalutazione ai sensi del
D.L. 185/2008; risulta correttamente
effettuato il relativo calcolo della
fiscalità differita.
5. Risultano iscritte, al 31/12/2009,
immobilizzazioni non concluse e/o
non consegnate e/o non entrate in
funzione, e quindi classificate tra
quelle in corso, ulteriormente
distinte tra immobilizzazioni in
corso immateriali per Euro 117 300
e materiali per Euro 567 139; si
prende atto e si concorda che, in
conformità ai principi contabili
nazionali, per tali immobilizzazioni
non è stato avviato il processo di
ammortamento.
6. Il Collegio prende atto e concorda
che, in relazione ai macchinari specifici relativi al settore ricerca, sono
stati calcolati per l’esercizio 2009
ammortamenti in base ad una aliquota corrispondente al 50% del-
l’aliquota ordinaria in quanto, come
oggettivamente riscontrato ed attestato dal Responsabile della Divisione Ricerca, l’utilizzo degli stessi
risulta avvenuto in misura sensibilmente inferiore alla loro normale
capacità produttiva.
7. Risulta iscritta tra le immobilizzazioni finanziarie, valutata al costo
per un importo pari ad Euro 24 000,
la partecipazione nella società
Tecnolab Rina IIS srl, con riferimento alla quale l’Istituto non ha
proceduto alla svalutazione della
stessa, tenuto conto della natura non
strutturale e non durevole della
perdita sofferta dalla società partecipata, in conformità a quanto previsto
dall’art. 2426 del Codice Civile.
8. Il Collegio, preso atto della natura e
dell’ammontare dei costi che hanno
generato sopravvenienze passive,
raccomanda la massima attenzione
al processo di accertamento dei costi
di competenza dell’esercizio, avuto
riferimento ai principi dell’inerenza,
della competenza temporale e della
correlazione.
9. A nostro giudizio, il sopramenzionato bilancio nel suo complesso è
redatto con chiarezza e rappresenta
in modo veritiero e corretto la situazione patrimoniale finanziaria e il
risultato economico dell’Ente Istituto Italiano della Saldatura per
l’esercizio chiuso al 31/12/2009, in
conformità alle norme che disciplinano il bilancio d’esercizio.
10. La responsabilità della redazione
della Relazione della Presidenza
compete agli amministratori dell’Ente. Il Collegio dei Revisori dei
Conti ha ritenuto opportuno esprimere un giudizio sulla coerenza
della Relazione della Presidenza con
il Bilancio, in conformità e nei limiti
di quanto previsto dall’ art. 2409-ter,
comma 2, lettera e), del Codice
Civile, per quanto applicabile. A tal
fine, abbiamo svolto le procedure
indicate dal principio di revisione
n. PR 001 emanato dal Consiglio
Nazionale dei Dottori Commercialisti e degli Esperti Contabili. A nostro
giudizio la relazione sulla gestione è
coerente con il Bilancio d’esercizio
dell’Ente Istituto Italiano della Saldatura al 31 Dicembre 2009.
Parte seconda
Relazione ai sensi dell’art. 2429 del
Codice Civile
1. Nel corso dell’esercizio abbiamo
svolto l’attività di vigilanza prevista
dalla legge. Mediante l’ottenimento
di informazione dai responsabili
delle rispettive funzioni, dall’esame
della documentazione trasmessaci,
abbiamo acquisito conoscenza e
vigilato, per quanto di nostra competenza, sull’adeguatezza della
struttura organizzativa della società,
del sistema di controllo interno del
sistema amministrativo-contabile e
sulla sua affidabilità a rappresentare
correttamente i fatti di gestione,
mediante l’ ottenimento di informazioni dai responsabili della funzione.
2. Abbiamo ottenuto dagli Amministratori informazioni sul generale
andamento della gestione e sulla sua
prevedibile evoluzione. Il Collegio
dei Revisori dei Conti non ha
riscontrato operazioni atipiche o
inusuali.
3. L’Istituto, nel corso dell’esercizio
2009, ha adottato il Codice Etico ed
ha istituito il modello di Organizzazione, Gestione e Controllo in conformità a quanto previsto dal Dlgs.
231/2001, provvedendo altresì ad
istituire l’organismo di Vigilanza.
4. L’Istituto, nel corso dell’esercizio
2009, ha provveduto ad elaborare il
nuovo Sistema di Gestione Integrato, emettendo le nuove procedure; il processo di adozione delle
nuove procedure e di estensione
delle stesse a tutte le aree dell’Istituto risulta in corso al 31/12/2009.
5. Tale sistema di gestione integrato
dovrà produrre un meccanismo di
reporting evoluto e tempestivo,
migliorando sensibilmente la capacità di controllo di gestione basata
sull’articolazione stessa della contabilità analitica. Il Collegio dei Revisori ha raccomandato in particolare
che tutte le attività non destinate alla
vendita, ma determinanti per l’accre-
scimento delle conoscenze aziendali
e per l’organizzazione del lavoro e
del processo produttivo, vengano
censite sotto forma di progetti con
obiettivi misurabili e monitorate con
scostamenti noti tra preventivi e consuntivi. In questo quadro l’Istituto ha
proceduto, a far data dall’ 1/1/2010,
a predisporre l’apertura di apposite
commesse interne per il controllo e
monitoraggio dello sviluppo a completamento del nuovo sistema operativo LIGEST.
6. Nel corso dell’esercizio non sono
pervenute al Collegio dei Revisori
dei Conti denunce ai sensi dell’art.
2408 del Codice Civile, né sono pervenuti esposti.
7. Il Collegio dei Revisori dei Conti,
nel corso dell’esercizio, non ha rilasciato pareri ai sensi di legge.
8. Abbiamo partecipato alle adunanze
del Comitato Direttivo e del Consiglio Generale. Le stesse si sono
svolte nel rispetto delle norme statutarie, legislative e regolamentari che
ne disciplinano il funzionamento.
Possiamo ragionevolmente assicurare che le azioni deliberate sono
conformi alla legge ed allo statuto
sociale e non sono manifestamente
imprudenti, azzardate, in potenziale
conflitto di interesse o tali da compromettere l’integrità del patrimonio
sociale.
9. Abbiamo esaminato il Bilancio
d’esercizio chiuso al 31/12/2009.
Per l’attestazione che il Bilancio
Attività
Passività
- Patrimonio netto (escluso l’utile dell’esercizio)
- Utile (perdita) dell’esercizio
Euro
Euro
Euro
Euro
35 277 808
10 110 052
24 525 832
641 924
Il conto economico presenta, in sintesi, i seguenti valori:
Valore della produzione (ricavi non finanziari)
Costi della produzione (costi non finanziari)
Differenza
Proventi e oneri finanziari
Rettifiche di valore di attività finanziarie
Proventi e oneri straordinari
Risultato prima delle imposte
Imposte sul reddito
Utile (perdita) dell’esercizio
d’esercizio al 31/12/2009 rappresenta in modo veritiero e corretto la
situazione patrimoniale e finanziaria
e il risultato economico della vostra
Associazione ai sensi dell’articolo
2409-ter, terzo comma, del Codice
Civile, rimandiamo alla prima parte
della nostra relazione.
10. Gli Amministratori, nella redazione
del bilancio, non hanno derogato
alle norme di legge ai sensi dell’art.
2423, quarto comma, del Codice
Civile.
11. Lo Stato Patrimoniale evidenzia
un patrimonio netto pari ad Euro
25 167 756 e si riassume nei valori
riportati nel prospetto in alto.
Euro
Euro
Euro
Euro
Euro
Euro
Euro
Euro
Euro
24 086 778
22 735 051
1 351 727
247 983
(1 033)
12 856
1 611 533
(969 909)
641 924
12. Dall’attività di vigilanza e controllo
non sono emersi fatti significativi
suscettibili di segnalazione o di
menzione nella presente relazione.
13. Per quanto precede, il Collegio dei
Revisori dei Conti non rileva motivi
ostativi all’approvazione del Bilancio di esercizio al 31/12/2009 né ha
obiezioni da formulare in merito alla
proposta di deliberazione presentata
dalla Presidenza per la destinazione
dell’utile dell’esercizio.
Il Collegio dei Revisori dei Conti
Dott. Alessandro Pinto
Prof. Alessandro Pini Prato
Dott. Claudio Sartore
Convention dell’
La Convention dell’ IISclub è la
manifestazione dedicata alle
Figure Professionali ed alle
Aziende qualificate e certificate
dall’IIS ai fini di fornire loro un
efficace percorso di
“continuous education”.
Le Giornate Nazionali di Saldatura si ripropongono,
per la sesta volta, come evento culturale di riferimento
nel mondo della fabbricazione dei prodotti saldati.
I contenuti scientifici e tecnologici di questa
sesta edizione sono stati curati come sempre!
Attenzione particolare è stata posta alla scelta degli
argomenti da sviluppare, dei temi da discutere,
delle novità da presentare avendo attualità
e valenza applicative quali criteri conduttori.
Se “la competenza è una conquista”,
le GNS rappresentano certamente
un’opportunità rilevante di crescita
Workshops tematici
A partire dal pomeriggio della
prima giornata si terranno 6
Workshop, sui temi stabiliti, della
durata di circa 4 ore ognuno nel
corso dei quali saranno
presentate e discusse 6 memorie
sul tema specifico. A due a due
gli Workshop si svolgeranno in
contemporanea.
Corsi avanzati
A partire dal pomeriggio della
prima giornata si terranno 6 Corsi,
due per ogni mezza giornata,
tenuti da docenti IIS esperti del
tema specifico della durata di
circa 1 ora e mezza ognuno.
I Corsi si svolgeranno in parziale
sovrapposizione con gli
Workshop secondo un calendario
che sarà reso noto in anticipo.
Dimostrazioni tecnicocommerciali
In locali appositamente destinati
si svolgeranno, su prenotazione,
incontri tecnici della durata
massima di 1 ora proposti da
Aziende del settore che
presenteranno le loro più recenti
novità scientifiche e tecnologiche.
Sessione Poster
Nell’ambito delle GNS4 è prevista
una sessione Poster
comprendente 15 Poster.
I Poster tratteranno argomenti
tecnico scientifici ed avranno
contenuti innovativi inerenti la
saldatura e le tecniche ad essa
affini e connesse.
Sponsor
al 31 Maggio2010
• AEC TECHNOLOGY
• ASG SUPERCONDUCTORS
• BÖHLER WELDING
• ESAB
• FBI
• FILEUR
• LINCOLN ELECTRIC
• MESSE ESSEN
• ORBITALUM
• RIVOIRA
• TECNOELETTRA
• WELDING ALLOYS
Saldatura di forti spessori con laser in
fibra ottica fino a 30 kW
(°)
M. Grupp *
K. Klinker *
S. Cattaneo **
Sommario / Summary
Le applicazioni industriali dei laser in fibra ad alta potenza
includono la saldatura, il taglio 2D e 3D, il taglio e la saldatura a distanza, la brasatura e i trattamenti superficiali. Con la
disponibilità di laser in fibra con potenza oltre i 10 kW si
potrebbero sviluppare nuovi campi di applicazione nella saldatura di forti spessori: cantieri navali e industrie offshore,
produzione di tubi e condutture e altri settori dell’industria
pesante. Il trasporto del fascio tramite fibra ottica consente
un’alta flessibilità anche per la produzione di pezzi molto
grandi come nel settore della costruzione navale. In questo
lavoro sarà presentata la saldatura laser di forti spessori con
laser fino a 30 kW di potenza e solo 200 μm di diametro della
fibra. Questi laser permettono, da una parte, una profondità di
penetrazione della saldatura di oltre 30 mm in singola passata
e, dall’altra, una velocità di processo molto elevata per materiali più sottili. La combinazione del laser con le tecniche
convenzionali della saldatura ad arco (saldatura ibrida) consente poi un’ulteriore ottimizzazione della qualità di saldatura
e permette una saldatura testa-testa con “gap” fino a 1 mm.
Il presente documento mostra i più recenti risultati nella saldatura con laser in fibra ad elevatissima potenza insieme a
nuove applicazioni nel settore della produzione.
Actual industrial applications of high power fiber laser
include welding, 2D and 3D cutting, remote cutting and
(°) Traduzione italiana della memoria presentata a EUROJOIN 7 - GNS5 Technical Session: “Advanced and improved traditional welding processes”
Venezia Lido, 21-22 Maggio 2009.
* IPG Laser GmbH - Burbach (Germania).
** IPG Photonics S.r.l. - Legnano (MI).
welding, brazing and surface treatments. With the availability
of high power fiber lasers of more then 10 kW new application fields in thick section welding could be developed: shipbuilding and offshore-industry, tube and pipeline production
and other areas of heavy industry. The beam delivery via
fibers enable highly flexible production cells for even very
large parts as in panel-lines in the shipbuilding industry. In
this paper, laser welding of thick metal sections using fiber
laser up to 30 kW with 200 μm fiber delivery will be presented. These beam sources enable penetration depths of
more than 30 mm or on the other side very high welding
speeds for thinner materials. The combination of the laser
with conventional arc-welding techniques (hybrid welding)
allows a further optimization of the welding quality and
allows butt-welding with gaps up to 1 mm.
This paper shows the latest results in ultra high power fiber
laser welding together with new applications in the production.
Keywords:
Combined processes; comparisons; development; distortion;
fiber lasers; GMA welding; laser welding; offshore structures; pipelines; shipbuilding; submerged arc welding; thick;
thickness; utilisation.
M. Grupp et al. - Saldatura di forti spessori con laser in fibra ottica fino a 30 kW
Introduzione
Negli ultimi anni, i laser in fibra hanno
aumentato enormemente la loro quota di
mercato nella lavorazione dei materiali.
Quando nel 2001 vennero introdotti sul
mercato i primi laser in fibra di qualche
centinaio di Watt, l’iniziale interesse dei
reparti di ricerca e sviluppo per questa
nuova tecnologia venne seguito molto
velocemente da un crescente interesse
da parte dell’industria. I vantaggi economici e tecnologici rispetto ad altre sorgenti laser erano evidenti e il potenziale
per le applicazioni future veniva continuamente mostrato da risultati di ricerca
ottenuti sulla lavorazione dei materiali.
Questi vantaggi hanno portato ad un
rapido inserimento dei laser in fibra sul
mercato andando, di volta in volta, ad
aprire nuove applicazioni o, più semplicemente, a sostituire altre tecnologie.
I campi di applicazione vanno dalle
micro lavorazioni con laser in fibra,
pulsati o continui, con la più alta qualità
del fascio - singolo modo o fascio gaussiano - fino alle applicazioni ad alta
potenza nel taglio e in saldatura per
materiali a forte spessore. Il taglio laser,
attualmente il più grande mercato della
Power in Watt
Development commercial low order mode fiber laser
Year of release
Figura 1 - Tempi di sviluppo dei laser in fibra multimodali ad alta potenza.
tecnologia laser, è stato rivoluzionato
grazie alla disponibilità dei sistemi di
taglio con laser in fibra di numerosi
costruttori di macchine.
La lunghezza d’onda di 1.07 μm ha un
assorbimento nettamente superiore su
tutti i metalli rispetto al laser a CO2, ciò
comporta una velocità di processo superiore e con una potenza del laser normalmente inferiore. In tempi molto brevi il
concetto di “modularità” di queste
nuove sorgenti ha consentito lo sviluppo
di laser in fibra ad altissima potenza
(Fig. 1). Al giorno d’oggi laser a 50 kW
sono già stati introdotti; per laser con
potenze superiori è questione solo di
domanda di mercato.
La tecnologia dei laser in fibra
solido pompate a diodi con una fibra
attiva drogata con terre rare come l’itterbio, l’erbio o il tulio. I vantaggi principali sono la qualità elevata del fascio con
un’efficienza elettrica circa del 30%.
L’utilizzo di emettitori singoli raffreddati passivamente per il pompaggio
della fibra attiva dà un’alta stabilità in
potenza e un funzionamento a lungo
termine senza manutenzione programmata.
I laser in fibra multimodali ad alta
potenza per la lavorazione di materiali
hanno un design modulare. Ciò consente
la generazione di potenza praticamente
illimitata con la combinazione di più
moduli a singolo modo in un sistema
multimodale [1]. La Figura 2 mostra
un sistema laser in fibra compatto, di
30 kW di potenza in uscita e un ingombro di soli 2 m2.
I laser in fibra sono sorgenti allo stato
• YLR-30000
• Power
30 kW
• Fiber diameter
200 μm
• Floor space
2280 x 806 mm
• Power consumption max. 105 kW
Figura 2 - Laser in fibra di 30 kW IPG YLR30000.
• Efficiency
~ 30%
• Weight
1200 kg
Applicazioni
Il primo laser in fibra da 10 kW, introdotto nel 2004, ha generato un grande
interesse nel settore della costruzione
navale [2]. Il principale vantaggio nella
saldatura di forti spessori, oltre ad un
significativo aumento della velocità di
saldatura, è la riduzione della distorsione
termica dovuta ad un minore apporto di
calore. Con i sistemi ibridi che accoppiano le tecnologie laser e GMAW si
possono ottenere velocità di saldatura
superiori ad 1 m/min anche con spessori
maggiori di 10 mm (Fig. 3).
La combinazione dei due processi porta
ad una stabilizzazione dell’arco elettrico
ad alta velocità insieme ad una maggiore
tolleranza all’eventuale “gap” che può
arrivare ad essere più ampio del diametro del fascio laser [3].
Il vantaggio dei laser in fibra rispetto a
quelli a CO2 è sottolineato dalla semplicità nel trasportare il fascio attraverso le
fibre ottiche, riducendo così i costi ed
evitando i limiti tecnologici dovuti al
trasporto del fascio attraverso catene
ottiche.
Gr a z ie a lu n g h e fi bre di proc e sso
(> 50 m), anche in aree di saldatura decisamente grandi, non è più necessario
correggere continuamente la posizione
focale e le regolazioni della catena
ottica, non essendo appunto quest’ultima
più presente. Le preoccupazioni riguardanti la sicurezza laser per la lunghezza
d’onda di 1.07 μm sono state superate da
un’intensa attività di ricerca e sviluppo
di schermatura della radiazione in prossimità della testa di processo. Nel frattempo diversi laser da 6 a 10 kW sono
stati installati nei principali cantieri
navali europei.
L’altro importante vantaggio tecnologico dei laser in fibra è l’alta qualità del
fascio, che è garantita da un diametro
molto piccolo della fibra di processo e
che permette la focalizzazione del fascio
su spot molto piccoli.
I laser in fibra ottica fino ai 10 kW
possono essere forniti con fibre di soli
100 μm di diametro del core, corrispondente a un beam parameter product
(BPP) < 4.5 mm*mrad. Questa piccola
dimensione dello spot insieme all’alta
velocità di saldatura si traduce in un
cordone molto stretto a forma di chiodo
con un apporto di calore molto ridotto
(Fig. 4).
Figura 3 - Riduzione delle distorsioni con la saldatura laser-ibrido confrontata con la saldatura
ad arco sommerso (courtesy of AKER Finyards shipyard, Turku, Finland).
Figura 4 - Saldatura bead-on-plate a 8 kW (acciaio inox).
La profondità di saldatura e la forma del
cordone sono paragonabili alla saldatura
a fascio elettronico. Per questo motivo i
laser in fibra ottica possono sostituire la
saldatura a fascio elettronico (EB) in una
vasta gamma di applicazioni, quali la
saldatura di ingranaggi (differenziali,
alberi, ruote dentate) ed altri componenti, senza il bisogno di una camera a
vuoto. In particolare, per la produzione
di parti di grosse dimensioni o per produzioni di grandi quantità di pezzi,
questo si traduce in tempi di processo
notevolmente più brevi e in una significativa riduzione dei costi.
Laser in fibra ad altissima
potenza
La disponibilità di sorgenti laser in fibra
con potenza superiore a 10 kW ha oggi
reso possibile la saldatura di oltre 20 mm
di spessore. Questo risulta di grande
interesse nella fabbricazione di
tubi/costruzione di condutture, nell’industria pesante e nella costruzione di
centrali elettriche. La Figura 5 mostra le
prestazioni del laser in fibra di 30 kW
(YLR 30000) con una fibra di processo
avente diametro di soli 200 μm. Tutte le
prove di saldatura sono state fatte in
“bead-on-plate” con la stessa configurazione ottica. È stata usata una testa di
saldatura con focale di 320 mm e avente
un ingrandimento ottico di 2.1x, comportando un diametro dello spot sul
pezzo di 420 μm.
La Figura 5 mostra che con una sorgente
da 20 kW in questa configurazione è
possibile raggiungere una profondità di
penetrazione di 25.4 mm (1”) alla velocità di 1 m/min. Aumentando la potenza
a 30 kW sarà possibile, sul medesimo
spessore, raggiungere una velocità di
2 m/min.
Dalle sezioni trasversali delle saldature
si dimostra che, ad una velocità inferiore
ad 1 m/min, si verifica la tipica geometria di saldatura a forma di V o Y, mentre
a velocità di saldatura più elevata, la
forma risulta molto più stretta con i
fianchi quasi paralleli.
La Figura 6 mostra una saldatura di testa
di uno spessore di 50.8 mm (2”) di
acciaio inox saldato a 20 kW alla velocità di 0.8 m/min, da entrambi i lati. La
penetrazione da ogni lato è di 27.5 mm,
che si traduce in una zona di sovrapposizione di circa 4 mm.
Penetration mm
YLR 30000
Welding Speed m/min
Figura 5 - Prestazioni di saldatura del laser in fibra da 30 kW (YLR 30000). Saldatura
bead-on-plate su acciaio inox 1.4301 e X70.
I vantaggi della saldatura di lamiere di
elevato spessore con il laser in fibra sono
evidenti anche nella Figura 7. La sezione
trasversale, a sinistra della Figura 7,
mostra una convenzionale saldatura di
acciaio di 31 mm utilizzando l’arco
sommerso. Dopo l’iniziale saldatura
della radice, con la preparazione dei
lembi a V, vengono eseguite altre 7
passate di riempimento.
La velocità di ogni passata è di
0.5 m/min che corrisponde in totale ad
una velocità di saldatura di 0.06 m/min.
Il consumo di filo d’apporto è stato di 2
kg per metro. La sezione trasversale
mostrata a destra della Figura 7 evidenzia invece una saldatura a singola
passata a 30 kW con materiale spesso
32 mm.
La velocità di saldatura di 0.6 m/min è
10 volte superiore rispetto alla saldatura
ad arco sommerso e senza aggiungere
filo d’apporto.
Prospettive future
Figura 6 - Saldatura doppio lembo di acciaio inox spesso 2”. P= 20 kW, v= 0.8 m/min.
Per quanto riguarda il possibile incremento della profondità di saldatura con
un aumento di potenza, azzardando
un’estrapolazione dai risultati sperimentali ottenuti con i 30 kW, si potrebbe
pensare di ottenere un aumento quasi
lineare di penetrazione (Fig. 8). Questo
porta alla speranza che, con potenze dell’ordine dei 50 kW, per altro già oggi
commercialmente disponibili, si potrebbero raggiungere spessori di 50 mm con
saldature a singola passata. Applicazioni
di saldature di questo spessore sono
richieste in centrali elettriche e nella
Figura 7 - Comparazione della saldatura ad arco sommerso multi passata con la saldatura a singola passata a 30 kW. vSAW = 0.06 m/min
(total speed for all layers), vLaser = 0.6 m/min. (Picture on the left courtesy of ISF RWTH Aachen University).
extrapolated
Penetration Depth mm
experimental
Conclusioni
Laser Power kW
Figura 8 - Profondità di penetrazione vs. potenza laser. Limite sperimentale e incremento
potenziale della profondità di saldatura con l’aumento della potenza.
Bibliografia
[1]
[2]
[3]
costruzione di reattori così come nell’industria pesante. Un esempio è la costruzione del reattore termo-nucleare internazionale (ITER) dove devono essere
saldate pareti di spessore di oltre 60 mm
su larghe sezioni del reattore.
Grupp M., Sepold G.: «Laser System Technology». In: Landolt-Börnstein
Laser Applications, Gruppe 8: Advanced Materials and Technologies,
Band1/Teilband C: Laser Physics and Laser Applications, Springer Verlag
Berlin, Heidelberg, New York, 2004.
Sumpf A., Jasnau U., Seyffarth P.: «10 kW-Hochleistungsfaserlaser - Erfahrungen aus verschiedenen Anwendungen», DVS-Berichte Bd. 237, DVSVerlag Düsseldorf, 2005.
Thomy C., Grupp M., Schilf M., Seefeld T., Vollertsen F.: «Welding of Aluminium and Steel with High-Power Fibre Lasers». In: Proc. ICALEO 2004,
LIA Congress Proceedings CD-Rom 597, LIA, Orlando FL, 2004, Paper 302.
In tempi molto brevi i laser in fibra
sono diventati strumenti efficaci per
la saldatura di materiali di alto spessore.
La potenza e la flessibilità permettono
l’integrazione dei laser in fibra nelle
grandi linee di produzione per la
cantieristica navale ed industrie offshore, nella produzione di tubi, di condutture e in altri settori dell’industria
pesante.
Oggi possono essere saldati spessori
superiori a 30 mm con geometrie dei
cordoni di saldatura molto simili a quelli
delle saldature a fascio elettronico, ma
avendo il vantaggio di non dover utilizzare camere a vuoto e di non avere
nessun limite per quanto riguarda le
dimensioni del pezzo. I risultati sperimentali di oggi fanno intravedere, per
applicazioni future, la possibilità di
saldare con laser in fibra spessori superiori a 50 mm.
Dipl.-Ing. Michael GRUPP, studied mechanical engineering at the University
of Stuttgart. After his study he worked as scientific staff at the Bremer Institut
für angewandte Strahltechnik BIAS on the fields of laser welding, cladding
and surface treatment. Since 2005 he is the head of the application laboratory
at IPG Laser GmbH, Burbach, Germany.
Dipl. Ing. Karsten KLINKER, is application engineer at the IPG Laser
GmbH, Burbach, Germany. He is specialist on laser cutting and welding with
high power fiber lasers. After his study of engineering physics he worked in
the field of process development for laser applications for heat exchangers.
Dr. Stefano CATTANEO, is general manager of IPG Photonics S.r.l. (Italy).
He has got the degree in Physics at the University of Milan. Before joining
IPG Photonics in 1998, he worked at Italtel SpA as designer of optical
amplifiers and fiber lasers for telecommunication.
Pubblicazioni
Manuale del coordinatore di posa, saldatura e
collaudo di reti in polietilene
Indice
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
Caratteristiche delle materie prime dei tubi e dei raccordi.
Procedimenti di saldatura.
Attrezzature per la realizzazione dei giunti saldati.
Verifica delle attrezzature e qualificazione del personale.
Posa e manutenzione delle condotte di polietilene ed analisi comparata fra i differenti materiali.
Rinnovamento delle condotte.
Organizzazione e pianificazione delle attività di posa e di collaudo,
d’igiene e sicurezza sul lavoro.
2002, 306 pagine, Codice: 101502, Prezzo: € 60,00
Soci IIS - Membri IIS Club, Prezzo: € 48,00
Divisione PRN
Maura Rodella
Lungobisagno Istria, 15
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
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(°)
F. Rinaldi *
C. Pignatti *
Sommario / Summary
Il metodo di trattamento termico ad aria calda è stato sviluppato principalmente per l’esecuzione di trattamenti su saldature di recipienti di dimensioni tali da non potere essere trasportati ad un forno ed in cui le dimensioni delle zone da
trattare rendevano inapplicabile il classico trattamento localizzato. Con questo metodo il recipiente stesso viene praticamente a costituire le pareti del forno di trattamento e viene
riscaldato mediante l’insufflazione di aria riscaldata con bruciatori.
Data l’alta flessibilità il metodo è poi stato applicato anche a
trattamenti in loco di pezzi di grande spessore e dimensione o
di pezzi ripetitivi, accoppiato a forni mobili.
Questo articolo illustra i procedimenti, le problematiche principali ed alcune applicazioni di questo metodo.
or where the dimensions of the areas to be heat treated don’t
allow the treatment with the classic localized method. With
this method the vessel itself constitutes, in some way, the
treating furnace walls, while it is heated feeding air that is
heated by burners.
Due to the high flexibility of this method it has then been
applied to heat treat on site items with high thickness and
dimensions or of multiple items, together with mobile furnaces.
This article lists the procedures, the cares and some applications of this method.
The heated air treatment method has been mainly developed
to execute post weld heat treatments on vessels with such
dimensions that they cannot be transported to fixed furnaces
Keywords:
Air; heat treatment; hot; local effects; measuring instruments; storage tanks; utilisation; welded joints.
(°) Memoria presentata al Convegno IIS: “I trattamenti termici di componenti
e strutture saldate” - Genova, 30 Settembre 2009.
*
FRESCHI TRATTAMENTI - Bora di Mercato Saraceno (FC).
F. Rinaldi e C. Pignatti - Trattamento ad aria calda: modalità ed applicazioni
2. Preparazione del pezzo
1. Introduzione
I trattamenti termici sono richiesti per
vari scopi ma, in questo articolo, noi
focalizzeremo la nostra attenzione sui
trattamenti dei componenti saldati, trattamenti che rappresentano l’oggetto
principale del metodo ad aria riscaldata.
Come è ben noto le strutture saldate
possono raggiungere rapidamente
dimensioni che non consentono il trattamento dopo saldatura in forno, per cui si
rende necessario il trattamento localizzato della sola saldatura, usualmente a
resistenza od induzione.
Quando, però, le dimensioni dei giunti
diventano elevate, specialmente se è preferibile o necessario trattare più saldature contemporaneamente, il trattamento
localizzato può arrivare ad una complessità ed anche ad un costo proibitivo. In
detti casi, sempre se non è conveniente o
possibile trasportare il pezzo in un forno
fisso, diviene conveniente l’utilizzo del
trattamento con aria calda, con le modalità descritte nel seguito.
Figura 1
2.1 Coibentazione
Il pezzo da trattare viene completamente
isolato sulla superficie esterna, fasciandolo con materassini di lana di roccia
rinforzati con rete metallica. I materassini vengono usualmente bloccati con
reggette metalliche e, ove necessario e
possibile, con chiodi puntati a scarica sul
pezzo. Le eventuali estremità aperte e le
altre aperture, quali passi d’uomo e bocchelli, vengono chiusi con fondelli temporanei; questi fondelli sono composti
da isolante montato su una struttura di
supporto, che può essere costituita, a
seconda delle dimensioni, da dischi in
lamiera od in rete elettro-saldata, rinforzata con profilati. Su questi dischi
possono essere ricavati, quando necessario, i fori per l’ingresso o l’uscita dell’aria riscaldata.
In questo modo il pezzo stesso diviene
una specie di forno di trattamento.
Nella Figura 1 si vede una sfera di 17 m
di diametro, in fase di coibentazione ed a
coibentazione finita; dietro la prima si
intravede una seconda sfera da trattare
successivamente.
2.2 Supporti ausiliari
Per evitare deformazioni può essere
necessario predisporre dei punti di supporto ausiliari, a larga superficie di
appoggio, quando il pezzo ne sia sprovvisto o non ne abbia a sufficienza.
La Figura 2 riporta lo schizzo di un tratto
di colonna di distillazione; dato che la
colonna, ovviamente, deve esse r e
montata in verticale, non ha appoggi sui
lati, per cui sono stati predisposti dei
supporti provvisori. Essendo il rapporto
spessore / diametro basso ed alta la temperatura di trattamento, il numero e la
posizione dei supporti sono stati calcolati con un’analisi Zick modificata.
2.3 Disposizione delle termocoppie
Completata la coibentazione, sulla
parete esterna del pezzo vengono
montate le termocoppie, preferibilmente
del tipo a scarica capacitiva, per il controllo della temperatura. Le termocoppie
vengono dis pos te in modo tal e d a
coprire nel modo più uniforme possibile
tutta la superficie esterna. Quando il
pezzo non ha grosse variazioni di geometria, le termocoppie vengono usualmente disposte su circonferenze con
passo di non più di 3 m circa, tre termocoppie per circonferenza, a 120° fra di
loro; le termocoppie su circonferenze
adiacenti vengono disposte sfalsate
(Fig. 2), impiegando, abitualmente,
20 - 24 termocoppie.
Nel caso di pezzi di forma complessa, le
termocoppie vengono disposte in posizioni e numero ad hoc.
Figura 2
Figura 3
Figura 4 - Serbatoio con tubi di irrigidimento
su cui verrà bloccata la parete provvisoria.
Nella Figura 3 è mostrato uno di questi
casi; la disposizione delle termocoppie è
determinata dalla presenza di grossi
anelli di irrigidimento che, parzialmente,
sezionano il recipiente in più camere e
dalla necessità di controllare la temperatura della parete divisoria intermedia.
Figura 6 - Bruciatori in diversi collegamenti.
Figura 5
2.4 Precauzioni particolari
Per pezzi in cui il rapporto spessore/diametro sia molto ridotto può anche essere
necessario predisporre dei mezzi di irrigidimento provvisori, per evitare la
deformazione del serbatoio durante il
trattamento, poiché alla temperatura di
trattamento il
materiale perde
molta parte della
sua resistenza meccanica. Questo è
molto spesso necessario per le estremità
libere di un recipiente cha vada trattato
in spezzoni; in questo caso le strutture di
irrigidimento possono fare parte della
parete di chiusura (Fig. 4).
2.5 Trattamenti parziali
Come detto, il trattamento ad aria riscaldata è stato messo a punto ed è adatto
Figura 7
principalmente a trattare pezzi completi
ma ci sono casi in cui viene utilizzato
per trattamenti parziali. Il caso più frequente si presenta per serbatoi molto
lunghi che vengono fabbricati e trattati
in tronchi in officina e poi assemblati in
cantiere. Quando il diametro del serbatoio è elevato, per il trattamento della
saldatura di giunzione è richiesto, conseguentemente, il riscaldamento di un
tratto diritto di lunghezza significativa;
questo fa sì che il numero di macchine
necessarie per un trattamento a resistenza e la relativa potenza installata
siano molto elevati, per cui può essere
preferibile il trattamento ad aria calda.
Nella Figura 5 è mostrata la preparazione esterna per uno di tali trattamenti;
il serbatoio finito aveva 6 m di diametro,
per una lunghezza di 66 m, per cui il trasporto era chiaramente improponibile. Il
serbatoio era fabbricato in tronchi in
officina e poi assemblato in impianto.
Per il trattamento della saldatura di
unione era prescritto il riscaldamento di
una fascia lunga almeno un metro;
questo comportava l’uso di almeno 12
macchine a 6 punte, cosa in pratica non
fattibile in quel cantiere, per cui è stato
preferito il trattamento ad aria calda.
Un altro caso, meno frequente, si ha
quando solo una sezione del serbatoio
debba essere trattata, ad esempio per differenze di materiale o di spessore o
perché in presenza della saldatura di
unione fra due parti, una che richiede il
trattamento e l’altra che non ne ha
bisogno.
Nei casi sopra descritti la zona da trattare viene tamponata con una o due
pareti provvisorie, costruite con profilati, reti metalliche e coibente; il pezzo
viene coibentato in superficie esterna
per una lunghezza molto maggiore del
tratto da riscaldare.
La camera così creata deve poi essere
riscaldata, cioè è necessario farvi entrare
e farne uscire l’aria calda. Per l’evacuazione dell’aria calda normalmente si
pratica un’apertura su una delle pareti
provvisorie, poiché, anche se l’aria entra
nella parte non da trattare, non riesce più
a riscaldarla in modo significativo. Per
l’ingresso si usa preferibilmente un
qualche bocchello presente in zona; in
mancanza di questo e se il tratto da
riscaldare è compreso fra due pareti
provvisorie, si può ricavare un foro
sull’altra parete provvisoria; in tal caso,
se il bruciatore deve essere piazzato
dentro il serbatoio stesso, ovviamente,
sono richieste particolari prescrizioni di
sicurezza.
l’aria di combustione che viene dal ventilatore, per il gas che viene dal vaporizzatore e l’attacco per il sistema di accensione e per il sensore che controlla la
continuità della fiamma.
3. Attrezzature
3.2 Centralina di controllo
Comanda il sistema di accensione,
regola la combustione e blocca l’alimentazione del gas se l’occhio magico
segnala l’interruzione della fiamma.
La centralina è piazzata a valle del vaporizzatore.
Oltre alle termocoppie ed ai registratori,
che sono comuni a tutti i tipi di trattamento, le attrezzature specifiche di
questo tipo di trattamento sono:
• Bruciatori
• Centraline di controllo
• Vaporizzatori
• Ventilatori
• Serbatoi di combustibile.
3.1 Bruciatori
I bruciatori sono del tipo ad alta velocità,
alimentati con gas o, più raramente, con
gasolio.
Il bruciatore esegue fondamentalmente
le seguenti funzioni:
1. convoglia il gas alla pre-camera di
combustione ove il gas è miscelato
all’aria e bruciato;
2. convoglia l’aria in arrivo dai ventilatori ad alta velocità;
3. mescola l’aria con i fumi di combustione; così i gas caldi vengono diluiti
e la temperatura dell’aria può essere
mantenuta ai valori desiderati, per
evitare shock sui materiali;
4. invia i gas caldi nel pezzo.
Il bruciatore invia l’aria per mezzo di un
tubo che entra dai passi d’uomo o da
altre aperture; il tubo può essere sagomato in modo da diffondere o deviare
l’aria, così da non lambire direttamente
le pareti e garantire un’efficace circolazione dell’aria calda all’interno del
pezzo da trattare. Quando gli internal
sono troppo vicini alla bocca del bruciatore, può capitare che l’aria calda non
abbia spazio sufficiente per miscelarsi e
che, quindi, si rischino surriscaldamenti
localizzati; in tal caso il bruciatore invia
l’aria calda in una pre-camera montata
all’esterno del corpo da trattare.
L a Fi gura 6 mos tra due bruciatori
montati su pre-camere esterne, costituite
da tubi, ed un bruciatore montato direttamente all’imbocco di un vessel. Il bruciatore, in sostanza, è costituito da un
tubo che porta l’ugello di iniezione del
gas ed il miscelatore aria-gas, oltre al
sistema elettrico di accensione e controllo. Il bruciatore ha gli attacchi per
3.3 Vaporizzatore
È una caldaietta elettrica od a gas che
riscalda il gas di alimentazione, prevenendo il congelamento ed il blocco
dell’alimentazione stessa.
3.4 Ventilatore
Fornisce l’aria primaria di combustione
e di circolazione; la combustione deve
avvenire in eccesso d’aria, così da
garantire che la temperatura dei gas che
entrano nei pezzi da trattare sia molto
minore di quella delle fiamme e che la
grande velocità di circolazione favorisca
una rapida distribuzione dei gas caldi su
tutte le superfici.
Nei bruciatori più moderni centralina e
ventilatore sono montati su un unico carrello.
3.5 Serbatoio del combustibile
Normalmente, almeno in cantiere, non è
disponibile una fornitura di combustibile
sufficiente per alimentare i bruciatori del
trattamento, pertanto devono essere predisposti degli appositi serbatoi di combustibile (normalmente GPL). I serbatoi,
con valvole di stop e di sicurezza,
devono avere una capacità tale da garantire almeno i ¾ del ciclo (tipicamente
3000-5000 l) e devono poter essere
riforniti durante il ciclo stesso. Nella
Figura 7 sono raffigurati un complesso
centralina - ventilatore, due vaporizzatori in tandem e due serbatoi in opera.
4. Regolazione del ciclo
Abbiamo visto che la temperatura del
ciclo è controllata e registrata tramite
una serie di termocoppie, però queste
sono termocoppie passive, cioè non agiscono sui sistemi di regolazione. In
effetti, il sistema di regolazione non è
adatto ad essere facilmente automatizzato, poiché occorre intervenire su tutta
una serie di fattori complessi, come
vedremo nel seguito.
4.1 Velocità dell’aria
Come è noto, per avere un efficace
scambio termico fra l’aria e la superficie
da scaldare, occorre che la velocità
dell’aria che incide sulla superficie sia la
più elevata possibile. Pertanto, oltre alla
necessità di avere ventilatori ad alta
velocità e con elevata portata, occorre
guidare accuratamente il flusso dei gas.
Normalmente il moto globale dell’aria è
assiale, con l’entrata dell’aria su
un’estremità e l’uscita sull’altra, ma il
flusso non deve essere esattamente
assiale, anzi si deve creare un moto tangenziale alle pareti, angolando il tubo
diffusore o sagomandone l’estremità, in
modo da evitare zone di ristagno.
Per serbatoi molto corti rispetto al diametro, allo scopo di creare una sufficiente turbolenza, può essere necessario
creare un vortice con l’entrata e l’uscita
dell’aria su un bocchello che deve essere
approssimativamente sulla mezzeria del
serbatoio stesso.
4.2 Quantità di aria calda
È evidente che, aumentando le dimensioni del pezzo, occorre aumentare la
quantità di aria calda, pertanto può
essere necessario utilizzare più bruciatori, posizionati in modo da distribuire il
calore in più zone e, così, da facilitare il
riscaldamento e la regolazione.
Come si vede nell’esempio della Figura 2,
per il trattamento erano previsti due bruciatori, uno sulla parete provvisoria in
estremità e l’altro su un mozzo circa in
m ez z e r ia ; u n te r z o bruc i a t ore , pi ù
piccolo, era previsto per riscaldare una
zona praticamente isolata dal resto della
colonna. Nella Figura 8, invece, sono
mostrati due casi con due bruciatori
montati circa in mezzeria, su uno o due
bocchelli, e con i flussi in direzione
opposta.
4.3 Distribuzione dell’aria
È facimente comprensibile che, per
garantire un riscaldamento omogeneo di
tutto il pezzo, occorre che non ci siano
zone senza circolazione dell’aria calda.
Le precauzioni prima esposte possono
non essere sufficienti se il serbatoio ha
forma irregolare o se ci sono delle inca-
merature. In tali casi
il flusso d’aria può
essere migliorato
c on
opportuni
rimedi. Ad esempio,
se ci sono vari bocchelli distribuiti
sulla parete, questi
possono
es s ere
chiusi con coperchi
apribili; durante il
trattamento, se ci
sono z one più
fredde, si possono
aprire le aperture
c o i n c i d e n t i , f o rzando quindi il
flusso dell’aria calda
in queste zone che
così si riscaldano.
Qua ndo ci s ono
incamerature
è
necessario sagomare
appositamente il
tubo distributore,
ricavando delle diramazioni che guidano
l’aria all’interno
delle camere.
Ad e se m p io, nel
caso della Figura 3,
gli anelli di irrigidimento, alti 1 m circa,
avrebbero ostacolato la circolazione dell’aria sulle pareti; pertanto il tubo distributore era composto di spezzoni di tubo
di diametro decrescente.
Sugli spezzoni, in corrispondenza delle
varie camere, erano ricavati dei fori che
convogliavano l’aria verso le pareti
esterne, riscaldando così le varie camere
senza investire direttamente la parete
divisoria che, riscaldata dai due lati,
avrebbe potuto raggiungere una temperatura troppo alta. Per migliorare ulteriormente il flusso, sulla curva del distributore era ricavata una diramazione che
inviava l’aria sul fondo prospiciente;
l’apertura della diramazione era azionabile dall’esterno.
4.4 Riscaldamento ausiliario
Il sistema ad aria calda produce un
riscaldamento generalizzato, pertanto, se
ci sono grosse variazioni di spessore,
può essere difficile avere una temperatura sufficientemente omogenea su tutto
il pezzo, almeno nelle fasi di salita; in
questi casi si può provvedere con un
sistema di riscaldamento ausiliario.
Figura 8
Nella Figura 9 è riportato uno di questi
casi; il mantello del serbatoio aveva uno
spessore attorno a 50 mm, mentre i
mozzi dei passi d’uomo avevano spessori di oltre 250 mm; per garantire un
efficace trattamento della saldatura di
giunzione fra mantello e mozzo, evitando grosse differenze di temperatura,
sulle saldature sono state predisposte
delle corone di resistenze ausiliarie che
venivano pilotate tramite apposite termocoppie, in modo da seguire lo stesso
ciclo termico del resto del recipiente.
4.5 Gradiente di salita
Il gradiente di salita viene regolato
agendo sulla differenza di temperatura
fra l’aria riscaldata ed il pezzo, cioè
modificando la quantità di gas bruciato.
È evidente che, a parità di altre condizioni, più alta è questa differenza, più
grandi possono essere le differenze di
temperatura sul pezzo, fra zone di
diverso spessore, zone che siano più o
meno bene investite dal flusso d’aria o
che siano più distanti dall’ingresso
dell’aria stessa che, quindi, arriva
sempre meno calda.
Figura 9
Normalmente le disomogeneità nel pezzo
sono più importanti all’inizio del ciclo,
perché al di sotto di un certo limite non si
può ridurre la quantità di gas combusto,
pena lo spegnimento della fiamma, pertanto all’inizio la differenza di temperatura fra aria e pezzo è piuttosto alta; conseguentemente maggiori possono essere
le differenze di temperature fra parti del
pezzo più o meno bene investite dai gas
caldi o con spessori differenti.
Inoltre il coibente può essere non ben
asciutto, causando così un più rapido
raffreddamento e, conseguentemente,
maggiori differenze di temperatura
lungo la colonna d’aria.
Se durante la salita le differenze non
rientrano all’interno dei limiti accettabili, la velocità di salita viene ridotta od
anche annullata; in effetti, se si riuscisse
teoricamente ad immettere aria ad una
temperatura intermedia fra quella
minima e massima nel pezzo, si avrebbe
l’arresto della salita media, con i punti
più caldi che si raffreddano riscaldando
l’aria e quelli più freddi che si riscaldano
contro l’aria più calda.
A questo effetto si aggiunge il fatto che,
rallentando o fermando la salita, si dà al
pezzo un tempo maggiore per uniformare le temperature per conduzione
interna. In effetti, quando si raggiunge la
stasi si ha una situazione analoga a
quella descritta e le differenze di temperatura nel pezzo tendono a ridursi.
Negli spezzoni di diagramma riportati
nella Figura 10 viene illustrato quanto
detto.
Il trattamento in oggetto, effettuato in un
forno temporaneo, aveva lo scopo di
ridurre l’ovalizzazione di una cassa
turbina esercita per circa 30 anni.
Data la grande differenza di spessori (da
200 a 500 mm), per mantenere omogenee le temperature e non causare sollecitazioni localizzate, il gradiente di trattamento previsto era inferiore a 20 °C /h.
Anche con un gradiente così basso le
differenze tendevano a divenire eccessive per cui, raggiunti circa i 500 gradi,
la salita è stata arrestata; si vede chiaramente che in tal modo le differenze
calano a circa 30 °C, per poi aumentare
un po’ quando la salita riprende.
Nel tratto di stasi intermedia si vede
anche l’effetto di uno spostamento del
distributore dell’aria, effettuato allo
scopo di cambiare il modo in cui le varie
superfici venivano investite dal flusso
caldo. Successivamente si vede che, dall’ingresso nella fase di stasi alla fine
della stasi stessa, grazie al lungo tempo
di permanenza, le differenze di temperatura si riducono fino a circa 15 - 20 °C.
4.6 Condizioni ambientali
Una buona coibentazione riduce al
minimo la caduta di temperatura lungo
la colonna d’aria, rendendo più efficace
il riscaldamento delle parti più lontane
dal bruciatore.
In effetti, anche le condizioni atmosferiche possono ridurre l’efficacia della coibentazione. Ad esempio la presenza di
un vento sostenuto raffredda il pezzo
attraverso il coibente, causando un
rapido raffreddamento dell’aria.
Peggio ancora quando il coibente è
bagnato; in tal caso è estremamente
difficile mantenere un’accettabile differenza di temperatura, a causa della
riduzione del potere isolante e dell’asportazione di calore per l’evaporazione dell’acqua. Da quanto detto è evidente che non è consigliabile fare il
trattamento all’aperto con condizioni
atmosferiche avverse.
Figura 11
Figura 10
Figura 12
5. Utilizzi particolari
Fino a qui abbiamo visto l’uso più caratteristico del sistema di trattamento ad
aria riscaldata ma, in effetti, questo
sistema può essere usato in vari modi
differenti, sfruttandone la mobilità e la
versatilità; nel seguito vediamo alcuni
esempi.
Figura 13
5.1 Forni mobili
Nei casi in cui il cliente debba effettuare
dei trattamenti su pezzi multipli in officina od in cantiere ma lontano da un
forno fisso, si possono utilizzare in loco
dei forni mobili, a moduli prefabbricati,
che vengono riscaldati tramite uno o due
bruciatori, a seconda delle dimensioni,
attraverso un foro nelle pareti.
Lo scarico dei gas avviene da fori laterali. Il ciclo viene controllato tramite una
serie di termocoppie montate in vari
punti sui pezzi da trattare.
Nella Figura 11 è mostrata una di queste
applicazioni presso un’officina (vista
esterna ed interna).
5.2 Pezzi di forma complessa
Per pezzi di grosse dimensioni che non
possono essere trasportati ad un forno
fisso e di forma tale che non è possibile
fare un efficace isolamento od in cui il
Figura 14
riscaldamento dall’interno non garantisce condizioni di sicurezza, può essere
necessario costruire una specie di forno
temporaneo attorno al pezzo; il riscaldamento, come per i forni mobili, viene
effettuato con uno o più bruciatori su
fori ricavati nelle pareti.
Nella Figura 12 si vede uno di detti casi;
il pezzo da trattare è una caldaia per
impianto metallurgico, caratterizzata
dalla sommità aperta, dal piccolo spessore e da una grossa serie di irrigidimenti. Attorno al pezzo è stato costruito
il forno (largo 6 m, alto 8 m e lungo
10 m) con pareti realizzate con ponteggi
che portavano, sull’interno, i materassini
di coibente; il coperchio era costituito da
profilati metallici, a cui erano collegati
pannelli di isolante. Sotto il pezzo era
stato realizzato un pavimento isolante
temporaneo.
L’aria calda era fornita da due bruciatori
su angoli opposti e l’uscita dei gas avveniva da aperture regolabili ricavate sul
tetto.
5.3 Pezzi di grosse dimensioni
Per pezzi di dimensione tale che non è
conveniente il trasporto a forni fissi ma
per cui il riscaldamento ad aria calda non
è praticabile, possono essere progettati
dei forni ad hoc; normalmente detti forni
sono del tipo a campana e vengono calati
sul pezzo finito per il trattamento
termico; più raramente il forno è del tipo
scorrevole.
Il riscaldamento e l’evacuazione dei gas
avvengono come per i casi precedenti.
Nella Figura 13 è mostrato il disegno di
assieme di un forno a campana di dimensioni 9 x 9 x 3 m.
Il caso più “estremo” di dette applicazioni si ha quando si devono trattare serbatoi con grosse dimensioni e, quindi,
non trasportabili via terra e con spessore
tale che il riscaldamento solo dall’interno sia insufficiente per garantire
un’adeguata uniformità di temperatura
ed anche per fornire una potenza termica
sufficiente a scaldare il serbatoio fino ad
alta temperatura.
Nella Figura 14 è mostrato un forno
lungo 56 m e con sezione 8 x 8 m, per
trattare serbatoi con lunghezza fuori
tutto di circa 50 m, diametro 5.5-6 m e
con 300 mm di spessore. Il forno era
potenziato con 13 bruciatori da 1-2 MW
termici ciascuno, di cui uno erogava
l’aria calda direttamente all’interno del
serbatoio in trattamento.
Il forno era costituito in 8 sezioni che
potevano essere spostate e ri-assemblate
direttamente sui vari serbatoi da trattare
in successione.
Francesco RINALDI, ha lavorato fino al 1998 come tecnico di trattamento
termico della ditta FRESCHI TRATTAMENTI di cui ora è padrone ed
Amministratore Delegato. Nel 1991 ha fondato anche la ditta ERRETIESSE
Power, per i trattamenti termici specialmente nel sud Italia.
Carlo PIGNATTI, laureato in Ingegneria Meccanica, ha lavorato per 11 anni
alla DALMINE S.p.A., Applicazioni Speciali, prima come addetto all’Ufficio
Tecnico e, quindi, come responsabile del controllo qualità; per 2 anni alla
MEGA S.p.A. come responsabile del servizio tecnico e qualità; per 16 anni
alla MANNESMANN ITALIANA S.p.A., prima come tecnico e poi come
dirigente del Servizio Manutenzione Centrali. Ora lavora come consulente
per la FRESCHI TRATTAMENTI e per la CHERO PIPING S.p.A.
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Ottimizzazione dei controlli ultrasonori
per rilevare piccole discontinuità
trasversali tipo re-heat cracks
sui reattori
hydroprocessing
G. Zappavigna *
C. Pedrinzani *
Sommario / Summary
Tra la fine del 2007 e l’inizio del 2008 i costruttori mondiali
di recipienti in pressione in 2¼Cr-1Mo-¼V hanno dovuto
fronteggiare un complesso problema metallurgico denominato re-heat crack. Il fenomeno si manifesta con la comparsa
di cricche e microcricche trasversali a seguito di trattamenti
termici sui giunti saldati con precedimento ad arco sommerso
(SAW) ed è causato da alcuni componenti presenti nel flusso
di saldatura [7].
Il problema è stato affrontato su due piani distinti. In primo
luogo è stata verificata la capacità di rilevare la difettologia
con i mezzi disponibili (operatori, attrezzature e procedure
applicative). La verifica ha dato esito positivo, anche se le
procedure sono state implementate per migliorare la sensibilità. Questa fase ha richiesto una approfondita conoscenza del
tipo di discontinuità da rilevare e la preparazione di alcuni
talloni contenenti difetti artificiali che potessero simulare al
meglio quelli reali.
In secondo luogo è stata individuata una metodologia di prova
per prevenire il problema attraverso un sistema brevettato
di screening dei materiali di saldatura (Bolt Test [6]) in grado
di riprodurre in laboratorio il fenomeno delle re-heat cracks.
Questo articolo tratterà la parte relativa alla rilevabilità con i
controlli ultrasonori, descrivendo fase per fase tutte le attività
svolte per ottimizzare le procedure di controllo.
Between the end of 2007 and the beginning of 2008,
manufacturers of heavy-wall pressure vessels made of
2¼Cr-1Mo-¼V across the world had to face a complex metallurgical problem known as “re-heat crack”. The phenome*
non shows itself with the appearance of transverse cracks
and micro-cracks following heat treatment on joints welded
using the submerged arc welding (SAW) process and is
caused by some components present in the welding flux [7].
A two-part approach has been taken to this problem. First we
have confirmed our ability to detect these defects using the
instruments available (operators, equipment and procedures).
The result has been satisfactory, although procedures have
been implemented to make the tests more sensitive. This step
required a thorough knowledge of the type of discontinuity to
be detected and the preparation of a demonstration block
containing artificial flaws very similar to the actual ones.
Secondly, we have identified a testing methodology to prevent
the problem using a patented screening system for welding
consumables (Bolt Test [6]) which allows us to reproduce the
re-heat cracks phenomenon in the laboratory.
This paper deals with the part relating to detectability using
ultrasonic tests, describing step-by-step all the activities
required to optimise the test procedures.
Keywords:
ASME; chemical engineering; codes of practice; creep resisting materials; elevated temperature strength; high temperature; hot cracking; intercrystalline cracks; low alloy Cr Mo
steels; microcracks; nondestructive testing; optimisation;
phased array; post weld heat treatment; pressure vessels;
reheat cracking; submerged arc welding; TOFD; transverse
cracks; ultrasonic testing.
GE Oil & Gas - Massa.
G. Zappavigna e C. Pedrinzani - Ottimizzazione dei controlli ultrasonori per rilevare piccole discontinuità trasversali, ecc.
sono controllate sempre con gli UT
manuali in aggiunta al controllo Phased
Array, sempre in accordo al Code Case
2235.
1. Descrizione
Le re-heat cracks sono cricche intergranulari che si manifestano all’interno di
un giunto saldato con procedimento
SAW nella porzione a grano ingrossato
a seguito del primo trattamento termico
a temperature superiori a 620 °C.
La distribuzione e l’estensione del
danno dipendono soprattutto dalle
caratteristiche dei consumabili di saldatura ed in particolare dalla qualità del
flusso.
L e r e - h e a t c r a c k s s ono t ra sve rsa l i
all’asse del giunto e parallele alla
sezione resistente, anche se talvolta
hanno evidenziato leggere inclinazioni
rispetto al piano teorico. Si presentano
sempre a gruppi (cluster) e la lunghezza
di una singola cricca varia da pochi mm
a 12-15 mm massimo; l’altezza invece
non supera i 3-4 mm e dipende dalle
dimensioni della singola passata.
Dal punto di vista della rilevabilità con
controlli non distruttivi, le re-heat cracks
non sono identificabili con il controllo
radiografico per la loro dimensione,
inoltre, non essendo affioranti, anche i
controlli PT e MT risultano inefficaci.
Pertanto il controllo ultrasonoro,
manuale o automatico, è l’unico strumento disponibile per una diagnosi corretta della saldatura.
2. La normativa prima delle
re-heat cracks
La normativa di riferimento per la progettazione, e quindi anche per i controlli
non distruttivi, dei reattori di elevato
spessore è il codice ASME Sezione VIII
[2]. Sulle saldature circolari dove è
garantita l’accessibilità da entrambi i lati
del giunto è ormai prassi consolidata
eseguire il controllo TOFD secondo il
Code Case 2235 [1] abbinato ad un controllo UT manuale secondo ASME V e
VIII [2].
Le connessioni, invece, avendo una
giunzione accessibile da un solo lato,
2.1 Il controllo UT manuale
Le prescrizioni sul controllo ultrasonoro
manuale sono riportate nel codice
ASME Sezione V. In particolare la calibrazione è eseguita su fori laterali di diametro crescente al crescere dello spessore controllato.
Nella Tabella I si riportano i diametri dei
fori di riferimento richiesti per gli spessori tipici.
Come richiede la sezione V del codice
ASME, il controllo ultrasonoro manuale
deve essere eseguito sia longitudinalmente al giunto, sia trasversalmente (sul
cordone rasato a liscio o lateralmente) in
modo tale da rilevare discontinuità trasversali.
Come criterio di accettabilità si utilizza
quello indicato nel codice ASME
Sezione VIII div. 2:
Tutte le indicazioni che producono
un’ampiezza maggiore del 20% del
livello di riferimento devono essere
investigate per determinarne la forma,
la natura e la posizione e valutarle
secondo i criteri (a) e (b) riportati di
seguito:
(a) le imperfezioni interpretate come
cricche, mancata fusione o incompleta penetrazione sono inaccettabili
indipendentemente dalla lunghezza;
(b) tutti gli altri tipi di imperfezioni
lineari sono inaccettabili se l’ampiezza eccede il livello di riferimento
e la lunghezza dell’imperfezione
eccede i limiti seguenti:
- 6 mm (¼”) se t è minore di 19 mm
(¾”)
- t/3 se lo spessore è maggiore o
uguale a 19 mm (¾”) e minore o
uguale a 57 mm (2 ¼”)
- 19 mm (¾”) se lo spessore è maggiore di 57 mm (2 ¼”)
dove t è lo spessore della saldatura,
escluso ogni rinforzo ammissibile.
Il limite di rilevabilità delle indicazioni è
quindi il cosiddetto livello di investigazione, cioè il 20% del livello di riferimento: tutto ciò che è al di sotto di
questa soglia è considerato trascurabile
o, per usare un termine proprio dei
liquidi penetranti o del controllo magnetoscopico, non rilevante. Indicazioni
inferiori a questo limite non devono
neanche essere caratterizzate e quindi
a ff e r m a r e c h e u n a c r i c c a h a u n a
ampiezza inferiore al 20% del riferimento è improprio rispetto alle prescrizioni del codice.
Considerando le dimensioni delle
singole cricche, la loro posizione e
l’orientamento, con la taratura richiesta
dal codice ASME per gli spessori tipici
dei reattori hydroprocessing, i segnali
riflessi da tali discontinuità risultano
nella quasi totalità dei casi inferiori al
20% del livello di riferimento e quindi
trascurabili. Pertanto si può ritenere che
il controllo manuale eseguito seguendo
strettamente le prescrizioni del codice
non sia idoneo a rilevare discontinuità di
questo tipo.
2.2 Il TOFD secondo il Code Case
2235
Il controllo ultrasonoro manuale è abbinato sulle saldature circolari al controllo
TOFD. Questa tecnica incrementa notevolmente la sensibilità del controllo
manuale e la probabilità di rilevare
discontinuità (POD). Il criterio di accettabilità, al tempo riportato sul Code Case
2235 ed oggi parte integrante della
nuova ASME VIII div. 2, non si basa
sulla caratterizzazione delle indicazioni,
ma solo sulle dimensioni della sezione
(lunghezza x altezza) dell’indicazione in
un piano longitudinale o trasversale al
giunto.
Per quanto riguarda la rilevabilità delle
re-heat cracks, il Code Case 2235 non
richiede un controllo trasversale del
giunto ed infatti quando definisce il
“qualification block” indica chiaramente
che questo deve contenere difetti orien-
TABELLA I
Spessore controllato - Thickness Diametro fori laterali – Side Drilled Holes
100 mm ÷150 mm (4”÷6”)
6.5 mm (¼”)
150 mm ÷200 mm (6”÷8”)
8.0 mm (5/16”)
200 mm ÷250 mm (8”÷10”)
9.5 mm (3/8”)
250 mm ÷300 mm (10”÷12”)
11.0 mm (7/16”)
A
A
S
A
A
L
WELD
RIA
MATE
VIEW A-A
WELD
Figura 1 - Schema di un cluster di
indicazioni planari e trasversali: 2a x l è la
sezione dell’indicazione complessiva.
tati parallelamente all’asse del giunto
(flaws oriented to simulate flaws parallel
to the production weld’s fusion line).
Inoltre, analogamente a quanto prescritto per gli UT manuali, anche il Code
Case stabilisce un livello di investigazione: per i giunti di spessore maggiore
di 4” (100 mm) devono essere investigate solo le indicazioni che presentano
una lunghezza superiore al minore tra
0.05 t (t è lo spessore nominale) e 19
mm. Ipotizzando uno spessore del mantello di un reattore standard e quindi
compreso tra 240 e 300 mm, questo
significa che le indicazioni di lunghezza
inferiore a 12-15 mm sono ritenute non
rilevanti, in altre parole trascurabili.
Come abbiamo potuto verificare più
volte nel corso di questi due ultimi anni,
la maggior parte delle cricche da re-heat
p r e s e n ta u n a lunghezza inferiore ai
limiti suddetti, pertanto i segnali derivanti anche da un
cluster di re-heat
cracks sono da ritenersi trascurabili.
Proviamo adesso a
fare un altro esercizio.
Supponiamo di aver
eseguito un controllo
trasversale al giunto
(anche se non richiesto) e di aver dimensionato perfettamente
ogni singola cricca di
un cluster di re-heat
cracks (anche se con
il controllo trasversale
il dimensionamento
di un singolo difetto è
quasi proibitivo).
RIAL
MATE
VIEW A-A
Figura 2 - Schema di due cluster ravvicinati
di indicazioni planari e trasversali: 2a x l è la
sezione dell’indicazione complessiva.
In questo caso il Code Case 2235 ci dice
come “sommare” le indicazioni se
queste si trovano su piani la cui distanza
è inferiore a 13 mm (Fig. 1).
L’indicazione complessiva, cioè la
somma dei diversi contributi, è data
dalla proiezione di tutte le indicazioni su
un singolo piano trasversale al giunto.
Supponiamo ora che i cluster siano più
di uno e che la distanza tra uno ed il successivo sia piccola (S ≤ 2a’ o 2a”). In
questo caso la somma di tutti i contributi
è quella mostrata nella Figura 2.
Se adesso verifichiamo qual’è il difetto
singolo massimo ammissibile nei due
esempi della Figura 3, si può dedurre
che per il Code Case 2235 sugli spessori
tipici di un reattore hydroprocessing
sono accettabili diverse linee di cricche
anche ravvicinate tra loro.
In conclusione si può affermare che il
Code Case 2235 non è una norma idonea
per l’individuazione e lo scarto di difetti
trasversali allineati tipo i cluster di reheat cracks, sebbene il TOFD sia una
tecnica che garantisce una elevata sensibilità di controllo.
2.3 Il Phased Array secondo il Code
Case 2235
Sulle saldature delle connessioni, pur
essendo dei “butt joints”, il TOFD non è
applicabile in modo soddisfacente in
quanto manca, sulla superficie esterna,
la completa accessibilità da entrambi i
lati della saldatura, mentre, all’interno,
l’accoppiamento risulta problematico
per la presenza di “weld overlay” (normalmente uno strato di alcuni millimetri
in acciaio inossidabile).
Figura 3 - Applicazione del criterio di accettabilità per difetti trasversali singoli.
Difference between Code/Customer requirement
and 3 mm SDH calibration
Decibel (dB)
Il Phased Array si è dimostrata la tecnica
più efficace considerando la complessità
della geometria unita alla necessità di
registrare il controllo ultrasonoro in
accordo al Code Case 2235. In questi
casi il controllo viene eseguito con scansioni lungo circonferenze concentriche
alla saldatura ed è finalizzato alla ricerca
di difetti longitudinali [5].
L’impiego del Phased Array per la
ricerca di difetti trasversali sulle connessioni risulta praticamente impossibile.
L’intersezione tra il cianfrino cilindrico
della connesione ed il mantello di un
reattore determina una sezione di saldatura continuamente variabile lungo lo
sviluppo del giunto stesso: questo significa che per indirizzare il fascio ultrasonoro in modo trasversale al giunto, è
n e ce s s a r io e s e g u ire l e sc a nsi oni
seguendo linee ellittiche e ruotando continuamente la sonda lungo la linea di
scansione secondo complesse formule
matematiche.
Un controllo di questo genere non può
essere eseguito in modo semiautomatico, cioè manovrando manualmente la
sonda, ma richiede la progettazione di
un complesso scanner completamente
automatico.
In mancanza di un controllo trasversale
(per altro non richiesto dal Code Case
2235) la rilevabilità di cricche da re-heat
risulta inevitabilmente compromessa.
Probe
Note: Krautkramer transducers 2 MHz, 20x22 mm type WB 45°, WB 60° and WB 70°
Figura 4 - Confronto tra le calibrazioni con diversi riferimenti.
3. Le nostre “best practices”
prima del RHC
1. quando si eseguono due tecniche
abbinate, è necessario che queste
abbiano un livello di sensibilità confrontabile: la taratura ASME per gli
UT manuali è troppo grossolana se
confrontata con la sensibilità del
TOFD;
2. nel caso di saldature con accessibilità
limitata (le connessioni sono ispezionate da un solo lato) è necessario eseguire un controllo UT manuale nelle
condizioni più severe per evitare il
rischio di accettare difetti ingiuriosi
orientati in modo non favorevole;
3. quando oltre al codice ASME è applicabile anche la normativa europea (la
norma EN 1712 per esempio richiede
la taratura su fori laterali da 3 mm
3.1 La taratura reale per il controllo
manuale
Abbiamo dimostrato nei paragrafi precedenti come le richieste del codice
ASME, che spesso coincidono con
quelle contrattuali, si siano dimostrate
non adeguate a rilevare cricche trasversali tipo re-heat sui reattori ad elevato
spessore. Come spesso succede, ogni
costruttore segue procedure interne più
restrittive di quelle contrattuali o normative. Nel nostro caso, per esempio, i controlli manuali sono stati sempre eseguiti
utilizzando come riferimento fori laterali
da 3 mm di diametro, indipendentemente dallo spessore ispezionato e mantenendo inalterato il livello di investigazione (20% D.A.C.) (Fig. 4).
Ci sono alcune valide ragioni per questa
scelta:
Figura 5 - Parallelismo e orientamento delle re-heat cracks.
indipendentemente dallo spessore
con un livello di investigazione del
33% D.A.C.) per evitare un doppio
controllo è preferibile eseguire la
taratura con il sistema più restrittivo
(3 mm S.D.H.) e riferirsi al livello di
investigazione più cautelativo (20%
D.A.C.).
Con la taratura su fori da 3 mm siamo
riusciti a vedere per la prima volta le
cricche da re-heat con segnali che oscillavano tra il 20% ed il 40% della curva
D.A.C..
Le particolarità del segnale che lo
rendono riconoscibile sono:
1. la direzione trasversale (longitudinalmente non si apprezzano segnali
superiori al rumore di fondo);
Figura 6 - Tipologie di scansioni TOFD
utilizzate nel controllo delle saldature
circolari.
2. la sequenza: le re-heat cracks appaiono come una serie ben allineata di
segnali quasi equidistanti;
3. il parallelismo: talvolta i segnali
appaiono non perfettamente trasversali all’asse del giunto; in questo caso
tutti i segnali della sequenza
mostrano la stessa angolazione e la
rilevabilità risulta incrementata ruotando la sonda in posizione A (Fig. 5);
inoltre si è registrata nella quasi totalità dei casi una leggera inclinazione
rispetto alla sezione resistente: eseguendo quindi 2 scansioni trasversali,
una oraria e l’altra antioraria lungo
l’asse della saldatura, la scansione
con la sonda in posizione C risulta
più sensibile rispetto a quella in posizione D (Fig. 5) grazie all’orientamento favorevole dei riflettori.
3.2 Il TOFD trasversale (o B-scan)
In GE Oil & Gas tutte le saldature in
pressione di un reattore hydroprocessing
sono molate a liscio.
Questa preparazione superficiale è
richiesta innanzitutto per garantire un
controllo efficace per la ricerca di difetti
trasversali in generale, in secondo luogo
consente una copertura completa per la
verifica dell’aderenza del “weld
overlay” nella zona dei ripristini di saldatura.
Nelle nostre procedure interne [4] è previsto il controllo per i difetti trasversali
sia con gli UT manuali, sia con il TOFD,
sebbene tale scansione non sia richiesta
dal Code Case 2235. La scansione
B-scan (Fig. 6) non solo è in grado di
evidenziare i difetti trasversali che la
scansione in direzione opposta (D-scan)
non riesce a rilevare, ma in alcuni casi è
di grande aiuto nello stabilire la natura
delle indicazioni (planari o volumetriche).
Il nostro standard prevede al minimo il
controllo trasversale con il TOFD con
una singola scans ione, cioè con
una sola coppia di
s onde: ques ta
configurazione
non è sufficiente
per coprire l’intero spessore con
la sensibilità
richiesta per le reheat cracks, ma ci
ha comunque
consentito di disporre di un archivio
importante.
Partendo dall’analisi di tutte le immagini
B-scan acquisite, abbiamo focalizzato la
nostra attenzione sui segnali sospetti che
abbiamo investigato con il controllo
manuale.
4. Sviluppo del TOFD trasversale
(B-scan) per la ricerca di
re-heat cracks
Dopo aver rilevato le cricche da re-heat
con il controllo manuale, abbiamo verificato le immagini di TOFD B-scan ottenute sulle medesime zone. L’interpretazione dei segnali non è stata semplice ed
immediata, ma dopo alcune prove
aggiuntive abbiamo imparato a riconoscere sul B-scan la sequenza di segnali
trasversali provenienti dalle re-heat
cracks.
Nonostante le difficoltà oggettive nel
rilevare indicazioni così piccole confront a te con gli s pes s ori in gioco,
abbiamo cercato di sfruttare tutte le par-
ticolarità di queste cricche per affinare il
nostro metodo di indagine:
• appaiono sempre in gruppi (pertanto
non è necessario analizzare segnali
singoli, ma solo sequenze allineate);
• appaiono solo dopo un trattamento
termico intermedio o finale (confrontando le immagini TOFD ottenute
con lo stesso set up prima e dopo trattamento termico, si possono ottenere
ottimi risultati);
• sono solo trasversali (confrontando le
scansioni B-scan e D-scan nella
stessa zona si può capire se le indicazioni sono planari e trasversali);
• sono maggiormente presenti nelle
ultime passate delle saldature circolari;
• sono equamente distribuite nello
spessore di una saldatura di connessione.
Un problema che abbiamo incontrato da
subito è stata la sensibilità del controllo:
la nostra procedura standard prevedeva
una sola scansione trasversale (B-scan)
per tutto lo spessore e questa si è rivelata
insufficiente per la ricerca di piccole
indicazioni su tutto lo spessore. Con
l’aiuto della FLUOR abbiamo definito
un blocco campione contenente al suo
interno piccoli intagli EDM di dimens ione 4 x 4 mm e, di cons e g u e n z a ,
abbiamo stabilito il numero minimo di
B-scan per garantire un controllo efficace a tutte le profondità (Fig. 7).
Per riuscire a distinguere chiaramente
tutti gli intagli, abbiamo utilizzato per il
B-scan lo stesso numero di scansioni e
gli stessi set up impiegati per il D-scan.
Figura 7 - Uno dei B-scan sul tallone di dimostrazione di intagli 4 x 4 mm.
Un altro dei problemi
riscontrati è stato
quello della preparazione superficiale: eseguendo scansioni Bscan con entrambe le
sonde posizionate sul
giunto saldato, per
evitare la presenza di
segnali spuri nelle vicinanze della superficie,
abbiamo molato il
cordone cercando di
ottenere una rugosità
inferiore a 5 Ra (Fig. 8).
I r i su lta ti o tte n u ti con i l c ont rol l o
manuale e con B-scan del TOFD risultano coerenti nella quasi totalità dei casi.
Questo è confortante soprattutto se si
pensa alle saldature delle connessioni,
che sono controllate da un solo lato.
A questo proposito stiamo eseguendo
delle prove interne per cercare di ottimizzare un sistema automatico per la
registrazione di indicazioni trasversali.
5. La normativa dopo le re-heat
cracks
Quando il problema delle re-heat cracks
si è manifestato in modo evidente, a tutti
gli addetti ai lavori (costruttori, enti
ispettivi, clienti finali, società di ingegneria) è apparso evidente che la normativa vigente fosse assolutamente inadeguata al problema.
L’appendice A del draft della nuova
API 934 [3] ha cercato di raccogliere le
esperienze dei diversi costruttori e di
definire criteri di ispezione dei giunti al
fine di individuare e quindi scartare ogni
saldatura potenzialmente affetta da reheat cracks. L’impresa non è semplice:
le dimensioni delle discontinuità sono
così piccole che il rischio di confondere
piccole inclusioni volumetriche puntiformi con le cricche da re-heat è costantemente presente. Per i casi dubbi, la
norma adotta una linea severa che non ci
sentiamo di condividere: Since in some
welds, it may be difficult to detect all the
cracks, prudent weld removal and repair
decisions need to be made. Per il resto,
senza entrare nei dettagli tecnici già analizzati nel paragrafo precedente, ci sono
da fare alcune considerazioni generali.
In primo luogo è condivisibile che le
norme abbiano un iter burocratico da
Figura 8 - Alcune re-heat cracks vicine alla superficie esterna.
seguire prima di una emissione definitiva, ma in questo caso abbiamo disponibile solo una bozza del documento
finale, quando il problema sembra già
risolto alla radice, nel senso che i produttori di consumabili hanno trovato il
modo di fornire prodotti che non creano
più questa difettosità.
Un altro aspetto cruciale è la distinzione
tra “high risk” e “low risk”. La norma
sancisce che quando si utilizzano
flussi/fili che non hanno causato in precedenza problemi di re-heat e che, se
sottoposti a test specifici, presentano un
basso livello di suscettibilità al problema
re-heat, i controlli richiesti sulle salda-
ture possono essere limitati. Anche in
questo caso il principio è condivisibile,
ma l’applicabilità presenta qualche problema. Innanzitutto la prova non è
univoca (il Gleeble test è citato come
esempio, ma sono accettabili anche altri
test come il nostro Bolt Test), poi non è
univoco il criterio di accettabilità del
test, infine non è ben specificato il modo
con cui eseguire i controlli a spot (per
esempio ci sembrerebbe più ragionevole
indicare che se le re-heat cracks appaiono più frequenti in una certa zona per
ragioni tensionali, sarà questa che dovrà
essere controllata e non un’altra dove il
rischio risulta minore).
Bibliografia
[1]
Cases of ASME Boiler and Pressure Vessel Code - Code Case 2235-9.
[2]
ASME Boiler & Pressure Vessel Code Section V and Section VIII.
[3]
API RP 934 - Materials and Fabrication Requirements for 2¼Cr-1Mo and
3Cr-1Mo Steel Heavy Wall Pressure Vessels for High Temperature, High
Pressure Hyrdogen Service.
[4]
Evaluation of indication detected in high-thickness welds: comparison
between traditional methods and new technologies - Zappavigna G. and
Pedrinzani C. - Insight, Vol 48, No 1, January 2006.
[5]
Application of phased array in inspection of nozzles welds of high thickness
reactors manufactured by GE Oil & Gas Massa plant - Zappavigna G. Insight, Vol 49, No 9, September 2007.
[6]
Test method to prevent reheat cracking on welded reactors - Romanelli M.,
Tognarelli L., Giorni E., Magnasco M. - Proceedings of ICPVT-12, September 20 - 23, 2009 - Jeju Island, Korea.
[7]
Prevention of weld metal reheat cracking during Cr-Mo-V heavy reactors
fabrication - Cédric Chauvy, Sylvain Pillot - Proceedings of PVP 2009 - 2009
ASME Pressure Vessels and Piping Division Conference July 26-30, 2009,
Prague, Czech Republic.
[8]
Vanadium modified 2¼Cr-1Mo steel reactor fabrication and the resolution of
recently experienced fabrication problems - Les Antalffy, Cathleen Shargay,
Dennis Smythe, Karly Moore - Proceedings of ICPVT-12, September 20 - 23,
2009 - Jeju Island, Korea.
Anche il Codice ASME Sezione VIII
div. 2 nell’edizione del 2009 ha preso in
considerazione il problema re-heat. In
una nota al paragrafo 7.5.5 dal titolo
“Ultrasonic Examination in Lieu of
Radiographic Examination”, è riportata
la seguente frase: For SAW welds in
2¼Cr-1Mo-V vessels, the potential
exists for fabrication related cracking.
Careful selection of examination techniques, scans, calibration, and acceptance
criteria are necessary to provide the sensitivity required to detect this cracking.
Questo è tutto. Purtroppo questa frase
non fornisce alcun contributo tecnico e
rischia di creare molti interrogativi.
Ci auguriamo che le prossime edizioni
diano dei maggiori dettagli soprattutto
sui criteri di accettabilità.
6. Conclusioni
L’esperienza che abbiamo maturato in
questi due anni ha arricchito il nostro
bagaglio tecnico ed oggi disponiamo di
tutti gli strumenti - operatori, procedure,
apparecchiature - per rilevare e riconoscere le re-heat cracks.
Oltre a questo, faremo tesoro di alcuni
insegnamenti importanti. In primo luogo
si è rimarcata una volta ancora la necessità delle “best practices” che, oltre al
rispetto dei codici, tengano conto di tutta
quella quantità di informazioni peculiari
di un’azienda che vanno sotto il nome di
“know how”. I codici e le norme infatti
recepiscono le conoscenze dei costruttori
con troppo ritardo rispetto a quello che i
ritmi costruttivi richiederebbero.
Inoltre il problema delle re-heat cracks
ha visto costruttori, enti ispettivi, clienti
e società di ingegneria far fronte comune
nello sforzo di comprendere e risolvere
la problematica. Questo dimostra una
volta ancora che la condivisione delle
esperienze è fondamentale per trovare
soluzioni rapide e tecnicamente valide.
This paper first appeared in Insight,
Non-Destructive Testing and Condition Monitoring (The British Journal
of Non-Destructive Testing), Vol. 52,
No. 1, January 2010, and is published
here with the kind permission of The
British Institute of Non-Destructive
Testing and the authors.
Giovanni ZAPPAVIGNA, laureato in Fisica presso l’Università di Genova nel
1991, ha lavorato dal 1993 al 1998 per la CMC di Genova come Esperto
Qualificato e Responsabile Garanzia di Qualità nei più importanti cantieri,
sia in Italia che all’estero. Dal 1998 è dipendente della GE Oil & Gas Nuovo
Pignone - Massa dove è stato responsabile del Controllo Qualità per le
attività di Caldareria, all’interno dello stabilimento e presso i principali
fornitori. Al momento ricopre il ruolo di III livello nei metodi UT, RT, MT, PT
e VT e responsabile NDE per tutto il gruppo GE Oil & Gas.
Carlo PEDRINZANI, è dipendente della GE Oil & Gas Nuovo Pignone dal
1997 e ricopre il ruolo di coordinatore per le attività di NDE sui reattori di
alto spessore costruiti nello stabilimento di Massa. In questi anni ha maturato
una esperienza importante nell’applicazione di tecniche ad ultrasuoni
avanzate, come il TOFD e il Phased Array, e nella interpretazione e
valutazione dei risultati acquisiti. Su questo argomento ha contribuito alla
stesura di diversi articoli.
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Progettazione di intervalli di ispezione
CND per assili ferroviari
S. Cantini *
S. Beretta **
M. Carboni **
Sommario / Summary
Il tema della sicurezza dell’esercizio ferroviario è più che mai
attuale, con particolare attenzione ai componenti safety critical del materiale rotabile quali ruote ed assili.
Il presente contributo, partendo da una panoramica sulle normative europee vigenti, vuole proporre alcune linee guida per
la corretta progettazione del piano di controllo in esercizio di
assili ferroviari, con particolare attenzione all’efficacia del
controllo selezionato ed alla affidabilità della sua ripetuta
esecuzione.
Vengono volutamente tralasciati gli aspetti legati alla corretta
formazione degli operatori di controllo non distruttivo dedicati alla manutenzione ferroviaria.
Questo aspetto, fondamentale ai fini della valutazione dell’affidabilità del controllo, costituisce un vuoto normativo per il
quale sono in fase di discussione linee guida volte a definire
in maniera univoca le modalità di formazione degli operatori.
Rail service safety related topic is, now more than ever, a
living matter with a focus on safety-critical components of
*
rolling stock such as wheels and axles.
This article, starting from an overview of the current European standardization, proposes some guidelines for a proper
development of the in-service control plan of railway axles,
with particular attention to the effectiveness of the chosen
control and the reliability of its repeatability.
Proper training aspects of non destructive testing personnel,
devoted to the maintenance, are deliberately overlooked.
To fill the lack of standardization on this matter, primary for
assessing the reliability of the control, guidelines are now
being discussed to define an univocal training scheme for the
operators.
Keywords:
Axles; defects; fatigue life; fatigue strength; in service operations; nondestructive testing; railways; site operations; standards; ultrasonic testing.
Lucchini RS - Lovere (BG).
** Dipartimento di Meccanica - Politecnico di Milano.
S. Cantini et al. - Progettazione di intervalli di ispezione CND per assili ferroviari
1. Introduzione generale
La stima di vita a fatica degli assili ferroviari è di grande importanza per l’industria ferroviaria, in quanto un eventuale
cedimento può avere conseguenze catastrofiche.
Proprio alcuni cedimenti in esercizio di
assili ferroviari dettero origine, nella
prima metà del XIX secolo, ai primi
studi sui fenomeni di fatica, condotti da
Braithwaite e, successivamente, da
Whoeler [1].
Nella seconda metà del XX secolo, specifici metodi di progettazione vennero
sviluppati al fine di aumentare il livello
di affidabilità degli assili; tali metodi,
tuttavia, erano basati sui ritorni dall’esercizio e sui primi risultati di prove
sperimentali in laboratorio non ancora
standardizzate.
Agli inizi degli anni ’70 un gruppo di
lavoro europeo, coordinato da UIC
(Union International des Chemins de
fer), iniziò il processo di armonizzazione
delle diverse metodologie progettuali sin
allora sviluppate, con esiti sensibilmente
diversi, da singoli attori (ferrovie nazionali).
Il frutto di questa attività fu un documento ORE (Office de Recherches et
d’Essais de l’UIC) applicabile alla progettazione di assili portanti, successivamente incorporato in normative nazionali (AFNOR, UNI, DIN) e nella fiche
UIC 515.
Al termine del secolo scorso una massiccia attività di standardizzazione, promossa dal CEN (Comitato Normatore
Europeo) e spinta anche dalla prima
Direttiva europea sull’interoperabilità
(98/48/EC), fu indirizzata alla stesura di
norme EN atte a disciplinare i metodi di
progettazione, di qualifica e di produzione della sala montata e dei propri
componenti. Nacquero, quindi, le norme
di progettazione EN 13103 (assili portanti) e EN 13104 (assili motori) la cui
prima emissione risale al 2001.
Tali norme descrivono il metodo di
calcolo basato su carichi convenzionali e
su limiti di fatica derivati, per un solo
acciaio (EA1N), da prove di laboratorio
condotte nei decenni precedenti secondo
modalità non standardizzate.
I carichi convenzionali sono definiti
sulla base dell’esperienza maturata,
nella seconda metà del secolo scorso, su
alcune reti ferroviarie europee.
Successivamente, a partire dal 2003,
nacquero le normative europee atte a
definire le modalità di fabbricazione, di
qualifica e di controlli in produzione di
componenti quali assili (EN 13261),
ruot e (E N 13262) e s ale montate
(EN 13260).
In particolare, le procedure di qualifica
prevedono la caratterizzazione del processo produttivo mediante, tra l’altro,
prove a fatica in scala reale dei componenti, al fine di verificarne la rispondenza ai requisiti base, in termini di
limiti di fatica minimi, assunti come dati
in ingresso in fase di progettazione.
Le norme di fabbricazione e fornitura
prodotto definiscono, oltre alle caratteristiche meccaniche da verificare su ogni
lotto, l’entità delle difettosità massime
ammissibili durante il controllo UT
dell’intero volume di ogni pezzo, così
come quelle rilevabili durante il controllo MT dell’intera superficie.
La correlazione tra massimo difetto
ammissibile, in fase di produzione, e
limite di fatica del componente, assunto
in fase di progettazione, non trova, nella
normativa attuale, alcuna applicazione.
Durante l’esercizio, inoltre, i componenti della sala montata sono soggetti a
fenomeni legati principalmente a:
• danneggiamenti superficiali (anche
dovuti ad errate operazioni di manutenzione);
• c orrosione dovuta a fenomeni
ambientali.
Ciò può comportare un aumento locale
della sollecitazione del componente che
può indurre fenomeni di fatica.
Per questo motivo un piano di controlli
non distruttivi in esercizio, ad intervalli
periodici, deve essere definito ed attuato.
In generale, si può affermare che un
piano di controlli in esercizio atto a
garantire l’integrità strutturale dei componenti di sicurezza è strettamente
legato a diversi fattori quali [2]:
1) le performance del controllo non
distruttivo impiegato ovvero la caratteristica POD (Probability of Detection);
2) il comportamento a frattura del materiale impiegato e la sua modellazione;
3) l’andamento dei carichi nel tempo
(sollecitazioni reali in esercizio che
possono rivelarsi ben diverse dagli
assunti di partenza delle norme di
progettazione).
Un ulteriore fattore chiave, per la
definizione degli intervalli di controllo
in esercizio, è costituito dal livello
di accettabilità dei controlli, inversamente proporzionale al limite di fatica
del componente. Tale livello di accettabilità deve mirare ad una probabilità
di s ucces s o dell’intero pia n o d i
controllo, durante tutta la vita del componente, prossima al 100% (probabilità
di rilevare il difetto non accettabile
durante il piano di controllo prima
che questo porti alla rottura del componente).
Va da sé che l’accettabilità delle difettosità (siano esse di fabbricazione o
di esercizio) debba essere correlata
alle reali probabilità di rilevazione
tipiche di ogni metodologia e tecnica di
controllo.
L’approccio “Damage Tolerant” alla
progettazione richiede, quindi, di ispezionare periodicamente, mediante le tecniche CND più opportune, il componente durante l’esercizio (che, nel caso
degli assili ferroviari, può superare i 30
anni) in modo da individuare eventuali
difettosità prima che da queste si
possano sviluppare fenomeni di fatica
critici per l’integrità del componente.
2. Definizione di intervallo di
ispezione e probabilità
cumulata di rilevamento di un
difetto
Una definizione semplice (Fig. 1) di
intervallo di ispezione consiste nel fissarlo alla metà della vita a propagazione
che incorre dal rilevamento alla fase preliminare del cedimento finale.
Tuttavia, siccome il rilevamento è caratterizzato da una curva POD (maggiori
sono le dimensioni della cricca, più è
facile vederla), risulta più opportuno
adottare la probabilità cumulata di rilevamento.
Dato un intervallo di ispezione “I”, la
probabilità di rilevare il difetto, potenzialmente osservabile in un dato numero
“i” di ispezioni derivato dalla curva
Defect size
Inspection
Interval
POD (a2)
Failure
Signal response, â
½H
Critical threshold
a max
a 50% Detection threshold
POD (a1)
Decision threshold, âdec
km
Propagation life
a2
a1
H
Flaw size, a
Figura 1 - Rappresentazione schematica
dell’intervallo di ispezione.
Figura 2 - Distribuzione normale di risposte
UT (energia riflessa) in funzione di un dato
riflettore di estensione “a”.
(1)
dove PC DET è la probabilità cumulata
teorica di rilevamento e POND (“Probability of Non Detection”) rappresenta la
probabilità di fallire l’ispezione all’intervallo “i” in cui il difetto ha estensione
“ai”. Lo svantaggio di questo approccio
è che la ripetizione di ispezioni su
cricche aventi POD molto bassa (nelle
fasi iniziali della vita a propagazione)
aumenta il valore di PCDET, ma introduce
ulteriori influenze (errori di “sizing”,
errori dell’operatore) tipiche di questa
fase.
Inoltre, nella fase di nucleazione, l’effetto di forma (area riflettente) di una
cricca a fatica può introdurre ulteriori
errori nella stima della profondità con
metodologie UT [5][6].
3. Determinazione della curva
POD
Concettualmente la derivazione delle
curve POD avviene, su un campione statisticamente rappresentativo di riflettori
UT di diverse estensioni, registrando, su
una serie di controlli tipo “blind test”,
l’entità della risposta ultrasonora
(energia riflessa).
Ne deriva che, per ogni difettosità di
entità “a”, si ottiene una distribuzione
normale di rispo1.2
ste ultrasonore (in
dB) (Fig. 2).
Ad una certa
1.0
soglia di energia
ri fl e ss a, corrispondente, ad
0.8
e se m pio, ad un
riflettore che può
0.6
essere rilevato
con una probabilità del 50%,
0.4
viene attribuito il
significato di
livello di accetta0.2
zione durante il
controllo.
0
All’aumentare
dell’estensione
del riflettore “a”,
a um e nta l’area
della distribuzione che eccede
la soglia di accettazione.
La probabilità cumulata di rilevamento
dei difetti si ottiene diagrammando
l’estensione delle aree eccedenti la
soglia di accettazione (tratteggiate nella
Figura 2) rispetto alla dimensione del
difetto “a” (Fig. 3) [7].
Probability of detection
POD del metodo CND utilizzato, può
essere calcolata.
La probabilità totale di rilevare un
difetto può essere determinata come:
3.1 Caso applicativo: Curve POD per
controllo UT di assili ferroviari
La determinazione delle curve POD qui
descritta è relativa all’applicazione speciale dell’acciaio 30NiCrMoV12 ad alta
resistenza (UNI 6787:71) usualmente
impiegato da Lucchini RS nella produ-
Realistic
Idealized
aNDE
Flaw size, a
Figura 3 - Probabilità di rilevamento di un
difetto in funzione della sua dimensione
(curva POD relativa ad uno specifico metodo
e ad una specifica tecnica di controllo).
zione di assili cavi montati su treni ad
alta velocità.
In particolare, la curva POD, derivata
dalla borosonda sviluppata dalla società
Gilardoni secondo specifiche Lucchini
RS [8], è stata ottenuta mediante esperimenti UT dedicati e il software di simulazione CIVA® 8.1. Tale curva è poi stata
utilizzata, insieme al comportamento
(meccanica della frattura) dell’acciaio
30NiCrMoV12 (ricavato dagli autori in
altri contributi [9-11]), nell’ottica di
definire gli intervalli di ispezione di
assili ferroviari per alta velocità.
PoD
Reflecting area (mm2)
Figura 4 - Curva POD relativa a difetti
da fretting fatigue rilevati con sonde a 45°
dall’interno dell’assile.
Per brevità, si riporta la curva POD
(Fig. 4) derivata utilizzando sonde a 45°
su assili barenati con cricche da “fretting
fatigue” ottenute durante prove in scala
reale presso i laboratori di Ricerca e
Sperimentazione rotabile, certificati
ISO/IEC 17025, di Lucchini RS. La
taratura di sensibilità è basata sull’impiego di riflettori concavi lunghi 16 mm
e profondi 1 mm atti a simulare la tipica
morfologia di una cricca da fretting.
La curva POD della Figura 4 è stata elaborata in funzione dell’area riflettente
dei difetti anziché in funzione della profondità: ciò al fine di poter agevolmente
estrapolare, con particolari fattori correttivi, la curva POD (non disponibile sperimentalmente) relativa a cricche a fatica
sul corpo dell’assile. Sino all’avvento
delle norme EN di progettazione, infatti,
la difettosità più frequentemente rilevata
sull’assile era data da “fretting fatigue”
nella zona d’accoppiamento ruota/assile
(o disco/assile). Ciò a causa di un rapporto tra diametro portata e diametro
corpo spesso inferiore a 1.1.
A tal fine la taratura di sensibilità per i
rilevatori UT di difetti da esercizio, sviluppata nel corso degli anni, prevede
l’impiego di riflettori con prevalente sviluppo lineare (es. lunghezza 16 mm,
profondità 1 mm).
È interessante notare (Fig. 4) che, ad
esempio, una cricca da fretting posta a
meno di 10 mm dall'estremità della
portata, di profondità 1 mm ed area
16 mm2, ha una POD del 50%.
Al contrario, negli assili di nuova concezione aventi rapporti D/d maggiori di
1.12, la zona maggiormente sollecitata,
ed ove eventualmente
pos s ono
nucleare
cricche a fatica, è costituita dai raggi di transizione portate/corpo e
dal corpo stesso.
P er incis o (F ig. 5),
cricche da”fretting
fatigue” e cricche da
fatica classica hanno
morfologie diverse, originano ris pos te U T
diverse a parità di profondità ed hanno meccanismi di nucleazione
e propagazione sensibilmente diversi, a
parità di spettri di sollecitazione.
4. Calcolo di intervallo di
ispezione
Il calcolo degli intervalli di ispezione si
basa sulla simulazione della propagazione di una cricca a fatica che nuclea da
un difetto iniziale, di morfologia ed
estensione definita tenendo conto:
• dell’accettabilità prescritta in fase di
controllo in produzione;
• della qualità delle pratiche di manutenzione della sala montata, attuate
dall’operatore;
• della tipologia di difettosità più tipica
di un dato profilo di missione.
Il calcolo presuppone:
• la caratterizzazione non convenzionale del materiale in termini di propa-
gazioni a fatica su provette ed in
componenti reali;
• lo sviluppo di dedicati algoritmi di
calcolo;
• la misura sperimentale delle storie
temporali di carico in esercizio
(spettri di carico);
• la conoscenza delle curve POD relative al metodo CND impiegato.
Successivamente, si determina la PCDET
della equazione (1) per un numero
discreto di intervalli (es. 50000 km,
100000 km, 200000 km …).
Il piano di ispezione più affidabile è dato
dall’intervallo di ispezione per cui la
PCDET garantisce il valore più prossimo
ad 1 (100% di probabilità di rilevare il
difetto almeno una volta durante l’arco
di vita del componente e prima della
rottura).
Essendo morfologia ed estensione del
difetto superficiale iniziale alla base del
calcolo, risulta evidente la necessità di
una standardizzazione delle operazioni
di manutenzione e controllo.
Ad oggi, nonostante esistano norme
europee per la progettazione e la realizzazione di assili ferroviari, non esiste
alcuna norma europea in merito alle
modalità di manutenzione e controllo
degli stessi. La discussa proposta di
norma prEN 15313, in fase di approvazione, non contiene, infatti, alcuna prescrizione definita.
Ciò costituisce una vacanza normativa,
aggravata dall’assenza di un minimo criterio comune di manutenzione e di controllo (e relativa accettabilità delle difettosità rilevate).
d
Concave defect
d
Convex defect
Figura 5 - Morfologia e posizione di cricche da fretting fatigue in zona calettamento ruota
(concave) e cricche da fatica classica in zona transizione a T (convex).
Infatti, anche durante la manutenzione
ferroviaria, erronee pratiche di stoccaggio, movimentazione e ripristino dei sottocomponenti della sala montata
possono originare ulteriori danneggiamenti quali, ad esempio, indentazioni,
rigature, scalfitture, grippature (sulle
portate di calettamento) che, se non
prontamente rilevate e rimosse, possono
comportare gravi conseguenze in esercizio.
A questa vacanza normativa ogni esercente sopperisce con proprie specifiche
tecniche elaborate sulla base della
propria esperienza di esercizio e, talvolta, sulla base delle reali capacità
industriali di manutenzione e controllo
di cui dispone.
Da Settembre 2009 è attiva, a livello
europeo, una task force, coordinata
dall’ERA (Agenzia Ferroviaria Europea)
con l’obiettivo di elaborare una proposta
di norma atta a standardizzare metodologie ed intervalli di manutenzione (e controllo) per il materiale rotabile.
Bibliografia
[1]
Timoshenko, S.P. 1983, Dover Publications Inc., New York, USA.
[2]
Cantini S. et al.: «In: Proc. 14th Int. Wheelset Congress», 2004, Orlando,
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Beretta S. et al.: «J. Rail and Rapid Transit 218», 2004, 317.
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Beretta S. et al.: «Eng. Fract Mech 73», 2006, 2627.
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Cantini S. et al.: «In: Proc. Eurojoin 7, GNS5», 2009, Venezia, Italy.
[6]
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[10] Beretta S. et al.: «J. Rail and Rapid Transit 218», 2004, 317.
[11] Cantini S. et al.: «In: Proc. 15th Int. Wheelset Congress», 2007, Prague,
Czech Republic.
Stefano CANTINI, si laurea nel 1999 in Ingegneria Meccanica presso il Politecnico di Milano con una tesi di Ricerca sul tema del danneggiamento
a fatica di componenti safety critical svolta sotto la supervisione del Prof. Beretta. Successivamente si trasferisce in Francia presso il centro
ricerche CREAS dove, come Ricercatore junior, si dedica allo studio della fatica da contatto e, più in generale, alla metallurgia degli acciai
speciali. Dal 2002 lavora presso Lucchini RS (ex Lucchini Sidermeccanica), con responsabilità crescenti negli ambiti di Qualità e Ricerca fino a
ricoprire, dal 2008, il ruolo di Direttore Innovazione e Qualità di Gruppo. Come ricercatore e come liv. III EN 473 in diversi metodi di controllo
non distruttivo, ha all’attivo numerose pubblicazioni e partecipazioni in convegni internazionali.
Stefano BERETTA, laureato in Ingegneria Meccanica presso il Politecnico di Milano nel 1988, PhD in Mechanical Engineering presso Kyushu
University (Fukuoka, Japan) nel 1997, attualmente è Professore Ordinario presso il Dipartimento di Meccanica del Politecnico di Milano. La sua
attività di ricerca si è indirizzata su diverse tematiche: analisi dello stato di sforzo in organi di macchine, studio del comportamento meccanico ed
a fatica di materiali e componenti, short-cracks e difetti, sviluppo di tecniche per la valutazione dell’affidabilità strutturale sotto l’azione dei
carichi di esercizio. È autore di più di 70 memorie pubblicate su riviste e presentate a congressi internazionali.
Michele CARBONI, laureato in Ingegneria Meccanica presso il Politecnico di Milano nel 1998, ottiene il Dottorato di Ricerca in Meccanica dei
Materiali presso l’Università degli Studi di Pisa nel 2002. Dal 2002 al 2005 è Titolare di Assegno di Ricerca dal titolo “Studio delle problematiche
relative alla resistenza dei materiali impiegati nei trasporti ferroviari” presso il Dipartimento di Meccanica del Politecnico di Milano. Dal 2008 è
Ricercatore di Ruolo Confermato presso il Dipartimento di Meccanica del Politecnico di Milano.
www.ttexpo.it
Segreteria Organizzativa: tel. 0523.602711
CON IL PATROCINIO DI
Associazione Italiana
Structural integrity of a welded TRIP800
steel using Laser CO2 and GMAW
processes
G.Y. Pérez-Medina *
F.A. Reyes-Valdés *
H.F. López *
V.H. López-Cortez *
J.J. Ruiz-Mondragón *
Summary / Sommario
In this work the resultant mechanical properties of a strip of
AHSS steel of the TRIP type welded using GMAW and Laser
CO 2 processes were investigated. It was found that Laser
lead to relatively high hardness in the fusion zone, FZ indicating that the resultant microstructure was martensite.
In the HAZ, a mixture of phases consisting of bainite and
ferrite was present. Similar phase mixtures were found in
HAZ and FZ of the GMAW samples. The presence of these
mixtures of phases did not result in mechanical degradation
when the GMAW samples were tested in tension as all the
fractures occurred in the base metal. In contrast, the region
adjacent to the HAZ for most samples welded using laser
failed by brittle cleavage.
In questo articolo sono state studiate le caratteristiche meccaniche di una lamiera di acciaio AHSS del tipo TRIP
saldata utilizzando i processi GMAW e laser a CO2.
La saldatura laser ha portato ad una durezza relativamente
elevata nella zona fusa, il che indica che la microstruttura
risultante era di tipo martensitico; nella zona termicamente
*
alterata è risultata presente una miscela di fasi costituita da
bainite e ferrite.
Sia nella zona termicamente alterata che nella zona fusa dei
saggi saldati GMAW sono state rilevate simili miscele di
fase; la presenza di queste miscele non ha influito negativamente sulle caratteristiche meccaniche in quanto tutte le
rotture, nei saggi saldati GMAW sottoposti a prove di trazione trasversale al giunto, si sono verificate nel materiale
base.
Per contro, invece, la maggior parte dei saggi saldati con il
laser hanno evidenziato rotture di tipo fragile in prossimità
della zona termicamente alterata.
Keywords:
CO 2 lasers; fusion zone; GMA welding; hardness; heat
affected zone; high strength steels; laser welding; mechanical properties; microstructure; safety factors; structural
analysis.
Corporación Mexicana de Investigación en Materiales - Saltillo (Messico).
G.Y. Pérez-Medina et al. - Structural integrity of a welded TRIP800 steel using Laser CO2 and GMAW processes
RCC1, 17900582. In laser welding the
equipment used was a CO 2-LBW-unit,
EL.EN-RTM of 6 kW with 6 degrees of
freedom. Optical and scanning electron
microscopy (SEM) including EDX were
employed in characterizing the exhibited
microstructures and fracture modes of
the welded TRIP steels. The exhibited
hardness of the various welding regions
was determined by Vickers microhardness profile determinations. Finally, the
tensile strength and ductility of the
welded strips was determined using a
universal testing machine.
form at elevated levels of plastic straining such as the ones found during a
sudden crash event [2].
Among the main concerns related to
welding is the formation of unwanted
martensite [3, 4]. It has been found that
in low heat input welding processes such
as resistance spot welding (RSW), high
carbon martensites can form in the weld
that lead to embrittlement [3, 4].
Accordingly, in this work the effect
welding on the resultant microstructures
and on the mechanical integrity of a
TRIP steel were investigated using a low
and a high heat input processes. For this
purpose, a gas metal arc welding
(GMAW) and a Laser CO 2 welding
processes were employed in welding a
TRIP thin sheet steel currently used in
the automotive sector.
Introduction
The demand for high efficiency vehicles
has lead to the development of advanced
steels with unique mechanical properties.
Among these steels, are the advanced
high strength steels (AHSS) which were
developed for the manufacture of low
weight car bodies using thin sheet gauge
of less than 1mm [1]. The AHSS considered for applications in the automotive
sector include transformation induced
plasticity (TRIP) steels [1]. TRIP steels
possess a microstructure consisting of a
ferrite and bainite, including some
retained austenite. The enhanced plastic
behaviour of TRIP steels is attributed to
the strain induced transformation of the
retained austenite into martensite during
deformation. These steels exhibit relatively high work hardening rates and
remarkable formability. In addition, the
level of applied plastic strain needed to
induce the austenite to martensite transformation is strongly dependent on the
carbon content. At low carbon levels, the
retained austenite transforms almost
immediately once the material reaches
the yield strength. At elevated carbon
contents, the retained austenite becomes
increasingly stable and can only trans-
Results and discussion
Welded microstructures
Figure 1a shows the microstructural features of the TRIP steel in the as received
condition. Notice the mixture of ferrite
and bainite and what seems to be some
residual austenite. The resultant
microstructures in the fusion zone (FZ)
and HAZ of the welded TRIP800 steel
are shown in Figure 1b and 1c respectively. From these micrographs it is
evident that the exhibited microstructures in the steel welded using GMAW
process were secondary widmanstatten
ferrite (SWF), allotromorphic ferrite
(AF) and upper bainite (UB) in the
fusion zone (FZ). The HAZ contained
lower bainite (LB), polygonal ferrite
(PF) and possibly retained austenite
(RA), as shown in Figure 1c. In contrast,
the fusion zone of the laser welded specimens shows what seems to be a fully
martensitic structure as no evidence of
Experimental
The chemical composition of the TRIP
st e e l use d in this w ork is given in
Table I. Table II shows the mechanical
properties of the TRIP steel in the form
of 1.6 mm thick sheet.
Tensile bars were cut from the steel
sheet, each of size 244 x 70 x 1.6 mm
and welded by GMAW and Laser CO 2
processes. The welding parameters used
in the GMAW and Laser CO2 processes
are given in Table III. In the case of the
GMAW, the filler metal was of the type
ER110S-G with a 1.6 mm diameter suitable for 780 MPa high tensile strength
st e e l s. The w elding equipment
employed was a Robot COMAU, CG4,
TABLE I - Chemical composition of the AHSS TRIP800.
Wt%
C
Mn
Si
P
Al
Cu
Cr
Ni
Mo
Sn
TRIP800
0.232
1.653
1.55
0.010
0.041
0.033
0.033
0.036
0.018
0.006
TABLE II - Mechanical properties of the AHSS TRIP800.
Base Metal
Yield Strength
[MPa]
Ultimate Tensile Strength
[MPa]
Elongation
[%]
TRIP800
450
800
28
TABLE III - Welding parameters and average microhardness using GMAW and Laser CO2 processes in a TRIP800 steel.
Welding
process
Joint type
Current
[A]
Voltage
[V]
Power
[kW]
Welding
speed
[In/min]
Heat input
[ J/In]
Microhardness
average [Hv]
HAZ
GMAW
Butt joint
136
13
____
31.49
3368.04
482.33
Laser CO2
Butt joint
____
____
4.5
145.66
1853.51
505.6
Figure 1 - GMAW microstructures of the AHSS TRIP800 in (a) BM, (b) FZ and (c) HAZ.
ferrite or retained austenite could be
found.
Figures 2a-b are SEM micrographs of
the exhibited microstructures in the
HAZ and the FZ for the laser and the
GMAW processes. Notice from these
figures that the amount of ferrite is significantly reduced in the FZ and it
almost disappears in the HAZ when
laser welding is used. The resultant
microstructures in this case are mostly
upper and lower bainite. In contrast,
when GMAW is employed the resultant
microstructures in the FZ and HAZ
contain significant amounts of ferrite
and possible austenite. An estimation of
the cooling rates exhibited by the weld
metal was made using the expression
[5]:
Where θ is the welding temperature (K),
t time in seconds, ks is the thermal conductivity of the steel, α is the thermal
diffusivity in m 2 /s, v is the welding
speed (m/s), Q is the power input and θo
is the room temperature (K). From these
estimations, cooling rates of the order of
144.67 K/s were estimated for GMAW
a n d o f 4 1 7 . 8 1 K/ s for L a se r CO 2
welding. From these results, it is clear
that laser welding gives rise to relatively
fast cooling rates. Critical cooling rates
for the transformation of austenite to
martensite can be determined from continuous cooling transformation (CCT)
diagrams. Unfortunately there are no
reports on the continuous cooling transf o r ma tio n ( C C T) c urve s for t he
TRIP800 steel. Nevertheless, Li [6] and
Badesha [7], have proposed thermody-
namically and kinetically based models
for predicting CCT diagrams in a wide
range of steels [7]. From these estimations, it is found that in the present steel
the critical cooling rates for the formation of martensite are between 45 and
90 °C/s. Moreover, from the work of
Gould et al. [8], martensitic structures in
the weld regions are likely to form at
cooling rates above 90 °C/s in TRIP800
steels. Thus, embrittlement in the FZ can
be a potential problem in these steels,
particularly when Laser CO2 welding is
employed. Since the heat input during
welding using the GMAW process is
almost twice the heat input of the laser
process (see Table III), the exhibited
cooling rates are significantly reduced in
this cas e. In turn, the r e su l t a n t
microstructures in both, the FZ and HAZ
consist of a mixture of ferrite, bainite,
martensite and possible retained austenite (see Fig. 2). In addition, the introduction of residual stresses in the HAZ, particularly in Laser CO2 welding can be a
major concern as the thermal cycle is
relatively fast. Thermal stresses can lead
to strain induced martensite (SIM) transformation from the retained austenite. In
turn, this would result in an increase in
hardness but lower ductility in the HAZ
including the HAZ-BM neighborhood,
as well as to the development of internal
stresses in these regions.
Figure 2 - SEM micrographs of Laser CO2 welding for (a) FZ and (b) HAZ and of GMAW for (c)
FZ and (d) HAZ. Lower and upper bainite (LB, UB), allotromorphic ferrite (AF), secondary
widmanstatten ferrite (SWF), polygonal ferrite (PF).
Hardness profile TRIP, GMAW process
Hardness (HV, 0.2)
Hardness (HV, 0.2)
Hardness profile TRIP, Laser process
Distance (mm)
Distance (mm)
Figure 3 - Exhibited microhardness profiles in the various regions of the welded TRIP800 using
(a) Laser CO2 welding and (b) GMAW.
Microhardness
The microhardness profiles for the
various regions of the welded TRIP800
using the two welding processes are
shown in Figures 3a-b. In these figures
the numbers represent the locations of
indentations at 1 mm spacings. Notice
that in the laser welded TRIP800 steel
the average microhardness increases
from 275 HV in the BM to up to 500 HV
in the HAZ and over 600 HV in the FZ.
In particular, the microhardness profiles
resemble a “top hat” morphology [8]
with a maximum hardness of 600 HV in
the parting line.
These microhardness profiles are attributed to the development of athermal
martensite [8] which is no longer a function of the cooling rates. In the GMAW,
the microhardness profiles did not
follow the same trends as in the Laser
CO 2 welding process. In this case, the
actual cooling rates where not high
enough to avoid the development of a
mixture of phases (ferrite, bainite and
martensite) in the FZ and HAZ regions.
In this case, maximum Vickers hardness
values of up to 500 HV were found in
the welded regions. Microhardness
measurements indicated that welding
promotes a significant increase in hardness in the welded regions. In particular,
it is found that the metal in the regions
adjacent to the HAZ of the laser welded
strips, exhibited a significant increase in
hardness (points 4 and 11 in Fig. 3a).
This effect was not observed when
GMAW was employed. Apparently, due
to the relatively high cooling rates, possible SIM and the development of residual stresses might have occurred in the
BM region adjacent to the HAZ as there
were no clear phase transitions identified in this region.
TRIP steels, elongation
TRIP steels, tensile
% Elongation
Ultimate strength Mpa
Tensile strength
The tensile strength (UTS) and ductility
exhibited by the welded TRIP800 steels
is shown in Figures 4a and 4b. Notice
from this figure that both, UTS and
% elongation drop in the laser welded
strips when compared with the GMAW
ones. In the laser welded specimens the
maximum UTS values did not reach
800 M P a in contras t w ith the o n e s
welded using GMAW (see Fig. 4a).
Also, the elongation of the laser welded
TRIP steels drops down to 15% or below
when compared with the elongation of
GMAW which exhibit elongations in the
range of 25%. In turn, this clearly indicated that laser welding of TRIP800
steels leads to a reduction in the steel
toughness when compared with the
GMAW process. Confirmation for the
loss of toughness was found by looking
at the fracture regions (see Fig. 5). It was
found that in the specimens welded
using GMAW the fracture location was
always in the BM regions away from the
welded regions. The fracture surfaces
were typical of a ductile material with
numerous dimples and appreciable
plastic deformation (see Fig. 5a). In turn
this indicated that the mechanical
strength of the GMAW welded regions
was superior to the strength of the BM.
In contrast, in the laser welded steels,
fracture occurred in the BM regions
adjacent to the HAZ as shown in Fig. 5b.
Also, the fracture appearance was brittle
cleavage with what seemed to be
chevron markings (see Figs. 6a-b).
Notice the lack of enough ductility as the
fracture surfaces were relatively flat and
there was a lack of appreciable cavitation.
Samples numbers
Samples numbers
Figure 4 - (a) Tensile strength of Laser CO2 and GMAW welded TRIP800 steels and (b) corresponding weld elongations.
Although, in the BM adjacent to the
HAZ the microstructure is typical of a
ferritic matrix with bainite and possible
retained austenite, it seems that this
region becomes susceptible to fracture
as a result of (a) SIM driven by internal
stressing and (b) the development of
possible residual/internal stresses at this
location as a result of the fast cooling
rates exhibited.
Evidence for an increase in hardness in
this location is found by the microhardness measurements.
Notice from Figure 3a that in the BM
region adjacent to the HAZ hardness
values increase appreciably when compared with the BM away from the HAZ.
The hardness increases in the BM region
adjacent to the HAZ can only be
accounted for through the development
of internal stresses and/or the formation
of martensite from any residual austenite. A comparison of the resultant
microstructures in the BM region adjacent to the HAZ with the one away from
the HAZ is given in Figure 7.
Notice from these figures that appreciable coarsening of the various phase constituents occurs in the BM adjacent to
the HAZ. Moreover, precipitation and/or
growth of what seems to be carbide
phases (see Fig. 8) is also active in this
region. Accordingly, it is apparent that in
the HAZ of the Laser CO2 welded strips
tempering effects of the bainite/martensite phases coupled with phase coarsening and residual stresses including SIM
promote brittleness. This effect is not
observed in the GMAW process indicating that the magnitude of residual
stresses developed in the BM regions
adjacent to the HAZ is not high enough
to induce brittleness.
Finally, the potential for martensite
embrittlement at the parting line of the
F Z w h e n lo w he a t i nput we l di ng
p r o c e s s e s s u c h a s L a se r CO 2 i s
employed was not supported by the
experimental outcome of this work.
Even though, the TRIP800 steel welded
by these means underwent a loss of
toughness, the effect could not be linked
to the presence of unwanted martensite
in the FZ. Laser welding is known to
give rise to minimal microstructural
damage as the FZ and HAZ are relatively narrow. The outcome of this work
indicates that the potential for martensite
embrittlement might not occur by Laser
Figure 5 - (a) SEM micrograph showing the ductile fracture appearance of the BM consisting of
a typical dimple fracture rupture and (b) optical micrograph showing the fracture location in a
Laser CO2 welded strip.
Figure 6 - (a) Overall view of the fracture surfaces; (b) brittle fracture appearance typical of
cleavage with what seemed to be river markings.
Figure 7 - A comparison of the resultant microstructures in the BM region of the Laser CO2
process. (a) BM region adjacent to the HAZ and (b) BM region away from the HAZ.
welding, yet, additional work is needed
to identify welding parameters which
will avoid the loss of strength and ductility such as the one found in the BM
regions near the HAZ.
Conclusions
The weldability of a thin sheet of a
TRIP800 steel using GMAW and Laser
CO 2 processes was investigated using
microhardness measurements in combination with tensile testing. It was found that:
1. Welding using Laser resulted in fully
martensitic structures in the fusion
zone and a mixture of bainite and
ferrite in the HAZ.
2. The FZ including the HAZ were relatively hard compared with the BM.
3. GMAW promoted the development
of mixtures of predominantly bainite
and ferrite phases in both the FZ and
HAZ.
4. The measured mechanical properties
indicated that in samples welded
using Laser, the BM region adjacent
to the HAZ underwent brittle fracture. Apparently, tempering of the
phases in this region resulted in
weakening through phase coarsening
and carbide precipitation/growth.
5. In both welding processes, no embrittlement could be found that can be
attributed to the formation of martensite.
Acknowledgments
Thanks for financial s upport f r o m
Consejo Estatal de Ciencia y Tecnología
from Coahuila State, Mexico, and at the
Italian Institute of Welding for the stay
of the Mexican student in its installation
and use of its facilities.
Figure 8 - SEM micrograph of what seems to be a carbide phase including EDX composition
spectra.
References
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
Kapustka B.Y.N., Conrardy C., Babu S.: «Effect of GMAW process and Material Conditions on DP 780 and TRIP 780 Welds»,
Welding Journal 2008.
Choi I.D. et al.: «Deformation behaviour of low carbon TRIP sheet steels at high strain rates», ISIJ Int 2002, 42(12): 1483-9, (2002).
Gould J.E., Lehman L.R., Holmes S.: «A design of experiments evaluation of factors affecting the resistance spot weldability of highstrength steels», Proc. Sheet Metal Welding Conference VII, AWS Detroit Section, (1996).
Gould J.E., Workman D.: «Fracture morphologies of resistance spot welds exhibiting hold time sensitivity behavior», Proc. Sheet
Metal Welding Conference VIII, AWS Detroit Section, (1998).
Adams Jr. C.M.: «Cooling rates and peak temperatures in fusion welding»,Welding Journal, 1958, 37, 210s.
Li M.V., Niebuhr D.V., Meekisho L.L. and Atteridge D.G.: «A computational model for the prediction of steel hardenability», Metallurgical and Materials Transactions 29B (6): pp. 661-672, 1998.
Bhadeshia H.K.D.H and Svensson L-E.: «Mathematical Modeling of Weld Phenomena», eds, H. Cerjack and K. E. Easterling, Institute of Metals, London, pp. 109-180, 1993.
Gould J.E., Khurana S.P., Li T.: «Predictions of microstructures when welding automotive advanced high-strength steels», Welding
Journal, AWS, May 2006, p. 111.
Hugo F. LÓPEZ, he was born in Saltillo City, México. Receive Ph.D. in Metallurgy Engineering from The Ohio State University, Columbus, Ohio.
Currently is a professor- researcher of Materials Science and Engineering of the University of Wisconsin-Milwaukee. He is the author and
coauthor of more than 100 research papers published in journals and refereed.
Gladys Yerania PÉREZ-MEDINA, she was born
in Saltillo City, México. Industrial and Systems
Engineer from the Coahuila State University,
México; Master in Science in Welding Industrial
Technology from the Mexican Materials Research
Center (COMIMSA), Saltillo, México. Gladys is
currently a researcher of COMIMSA. Her currently
research interests include application of advanced
high strength steels in the automotive industries.
Víctor Hugo LÓPEZ-CORTEZ, he was born in
Saltillo City, México. Metallurgical Engineer and
Master in Science in Metallurgy from the Saltillo
Institute of Technology, México; Master in Science
in Welding Industrial Technology from the Mexican
Materials Research Center (COMIMSA), Saltillo,
México. He has more than 20 years of experience
in welding in the automotive industries and
metallurgical industries.
Felipe Arturo REYES-VALDÉS, he was born in
Saltillo City, México. Receive Ph.D. in Engineering
of materials from the Faculty of Mechanical and
Electrical Engineering of the Nuevo Leon State
University, Monterrey City, México. At the moment it
is Academic Manager and Professor of the
COMIMSA in the post grade in Welding Industrial
Technology. He is the Mexican with the high level of
recognition like specialist in corrosion by the
National Association of Engineers (NACE)
International, as Senior Technologist Corrosion, has
been treasurer, Secretary and President of this
Association in México. He participates in different
national and international congress like Speaker
and Chairman, specializing in Welding Metallurgy,
kinetic Thermodynamics and of Phase
Transformations, Corrosion and Application of
models of Artificial intelligence in Materials
Engineering.
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International Institute of Welding
C a p t u r e e f fi c i e n c y o f
i n t e g ra l f u m e e x t ra c t i o n
t o r c h e s fo r G M A
w e l d i n g - Pa r t 2 ( ° ) ( ° ° )
M. Marconi *
A. Bravaccini **
Summary
3. Capture efficiency of fume
extraction torches
3.1 Early developments of fume
extraction torches (1968-1974)
Earlier fume exhaust welding torches
had limited flexibility and were bulky to
handle, when compared to conventional
handheld tools. Moreover, the integrated
suction capability raised severe restrictions on both the head nozzle and handle
cooling, together with a great emphasis
on minimizing the negative effect on
weld quality arising from the suction
flow path influencing the shielding gas
envelope.
As a matter of fact, the introduction of
fume extraction openings close to the
arc point must satisfy conflicting
requirements.
(°) Doc. IIW-1988-09 (ex-doc. VIII-2076r1-08),
recommended for publication by Commission
VIII “Health, Safety and Environment”.
(°°) La prima parte dell’articolo è pubblicata
sul numero 2/2010 della Rivista Italiana della
Saldatura.
*
Plasma Team Snc - Arquata Scrivia (Italy).
The Econweld Project identified the development of a lightweight and
ergonomic fume extraction GMAW torch as a high priority research
need. This report has been completed in response to this need.
At source, capture is the most efficient method for eliminating welding
fumes from the metalworking environment, particularly from the
breathing zone of the welder. Worker productivity can increase by
up to 20% when an integral suction torch is installed in a welding
fabrication shop, resulting in less sick leave taken by welders and
improved employee morale. Moreover, significant energy savings can
be achieved when source capture is used compared to general
ventilation methods.The state-of-the-art of existing fume extraction
torches and requirements for improving torch performance have been
analysed, considering the weight, flexibility and fume extraction
capability, with particular emphasis on the integral extraction torch
adopted by the EC-funded Econweld Project. Through a historical
survey of the evolution of integral suction torches, the recent methods
for evaluating their capture efficiency have been analysed, the early
developments of fume extraction torches have been reviewed and the
more effective improvements in commercial torches have been
investigated, both for their increasing efficiency and enhanced
ergonomic assessment. The modern Computational Fluid Dynamics
(CFD) approach has been briefly described, in order to model the
fume plume dispersal and capture efficiency, with results validated by
prestigious scientific institutions.
KEYWORDS: Arc welding; fume; gas shielded arc welding; GMA
welding; health and safety; occupational health; reference lists; toxic
materials; ventilating; ventilation equipment.
** Aspirmig Srl - Torino (Italy).
M. Marconi e A. Bravaccini - Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding - Part 2
On the one hand, the downward flow of
shielding gas must be non-turbulent, on
the other hand, an upward and inward
flow of hot fume must be drawn back
into the torch head by the exhaust
system. The balance that must be struck
between these opposing forces to ensure
maximum extraction efficiency (without
loss of weld quality because of reduced
or disturbed gas flow) has been in practice the main, concurrent task of the
early designed torches.
3.1.2 Literature survey
Several companies in North America
and Europe developed concurrently
fume extraction torches in the late
1960’s and early 1970’s.
Wildenthaler and Cary [15, 22] describe
the development of an add-on nozzle to
remove fumes (Figure 21). Capture efficiency was evaluated by photographing
the fume plume.
Wiehe, Cary, and Wildenthaler [23],
r e p o r te d o f a s y s tem t ha t use s a n
outward tapering cone around the gas
nozzle (Figure 22). A blower rated at
60.0 m 3 /h and pressure equivalent to
20 kPa provided the extraction. Breathing zone measurements gave an estimated 85% capture efficiency.
Kollman [24] describes the development
of a fume extracting torch in his 1973
paper. In order to minimize size, a cent r i f u g a l b lo w e r p u m p wa s c hose n.
This unit had a working range of 54.0
to 60.6 m 3 /h flow at a pressure of 13
to 18 kPa.
Kollman experimented several designs
o f f u me n o z z le s a nd use d a hybri d
design with a flared annular sleeve with
Exhaust
Q(ex)
Figure 22 - Fume exhaust nozzle [23].
peripheral holes (Figure 23).
In addition, holes were provided in the flow line that
could be blocked or left open
by the welder to adjust the
extraction airflow. Kollman
found that lower flow rates
were required when welding
in a deep V-groove, or when
welding a fillet into a corner,
in order to avoid disturbing
the gas stream.
Other two articles in 1972
[25, 26] describe the development of a fume extraction
torch with a lightweight
chamber that fits over the
standard gas nozzle, about
19 mm above the nozzle
outlet, and extracts 100 m3/h. The fume
suction is reported not to interfere with
the gas shield and not to obstruct the
operator’s view; moreover, the additional cooling that is provided by the
extracted air flow permits higher
welding currents without raising torch
handle temperatures.
Head [27] describes in great details the
factors affecting the operation of fume
extracting torches. He defines two basic
types of exhaust nozzles, which are concentric with the torch head to promote
uniform extraction flow field in all
welding positions.
• In the first type [Figure 24 a)] extraction is via an annular exhaust slot or
bell shaped skirt located about 12 mm
behind the gas nozzle (direct
suction).
• In the second type [Figure 24 b)] an
extraction chamber is used, having a
number of small
holes distributed
over the surface,
100
81
103
80
82
91
Figure 21 - Patent nozzle details [15].
spreading the suction zone over a
greater area (indirect suction).
Both arrangements can be designed as
an integral part of the standard semiautomatic welding torch, but the exhaust
chamber type b) can be easily fitted as
an add-on improvement to an existing
equipment.
Exhaust flow rates are not very great,
ranging from about 60 to 100 m 3 /h,
according to type and design. Extraction
hoses that carry fumes away from the
torch are typically between 25 to 38 mm
inside diameter. The vacuum fan or
blower used to draw air through the
nozzle must provide the required flow at
a static pressure which may be 12 to
20 kPa measured at the torch inlet.
Most recommended practice is that the
welding torch must be used as far as possible perpendicular to the workpiece, or
no more than a few degrees (5°) from the
perpendicular, thus preserving some
degree of uniform and s ymm e t r i c
capture flow path.
Shielding
Q(sh)
Figure 23 - Flared annular sleeve with holes.
Gas + wire feeder Gas + wire feeder
Max
15°
To exhauster
Max
15°
Extraction chamber
Shielding gas
Extraction slot
(annular bell)
To exhauster
FUMES
FUMES
Shielding gas
a) Annular slot type
b) Multi-hole chamber
Figure 24 - Welding torches with integral fume extraction [27].
In practice, the joint configuration and
position will vary these conditions considerably, for example:
• Flat bead-on-plate weld (Figure 24) The PA position is the configuration
f o r w h ic h th e t orc h i s de si gne d,
achieving good capture efficiency.
• Fillet weld (Figure 25) - The 1F-2F
positions has a concentrating effect
on gas and extract flows, increasing
velocity. The fume control is generally satisfactory, unless torch angle
deviates from a line bisecting the
weld (45°). Difficult access may
require increased electrode stick-out,
increasing the distance between the
extraction holes and the arc and thus
decreasing capture efficiency.
• Confined box section - The conflicting forces of shielding gas flow and
extract flow act in a complex and
unpredictable manner. Fume may
swirl away out of the capture zone,
possibly dispersed by the concentrated gas flow, but control may also
be good because of concentrated
extraction flow paths.
• Open corner weld (Figure 26) - The
shielding gas is not turned back to the
extraction flow path and fumes
escape from the capture zone.
• Vertical weld - In the PG-PF positions, the axis of the torch head is
almost horizontal, and the vertical
rise of the fume plume through
thermal lift exceeds the capture condi t i o n. In thes e pos itions , fume
capture may be poor.
• Welding complex assemblies - The
torch angle may be dictated by the
relative positions of workpiece and
the need to keep the arc within the
vision of the operator. With excessive
deviation from the most favourable
torch attitude, the balance may be
altered as described and fume capture
efficiency can be very poor.
• Operator fatigue - The torch angle
may deviate from the perpendicular
because of fatigue. Welding methods,
aids, manipulators, torch supports,
etc. should be introduced to compensate discomfort where possible.
3.2 Improvements of fume extraction
torches (1975-2002)
The new generation of commercial
extraction torches must both improve
the workplace environment and enhance
their ergonomic assessment, in order to
45°
Stick-out
increases
Extract flow
+ gas paths
Fumes escape
from extraction
Figure 25 - Fillet weld - Torch angle = 45°
for best capture [27].
Figure 26
19
30
35
32
37
33
34
(In red are shown the maximum extraction flow rates in m3/h, before suction flow affects shielding gas coverage)
Figure 27 - Evaluation of different fume extraction nozzles [30].
3.2.1 Research at Danish Welding
Institute
Aastrup [28] used a system similar to the
standard AWS total fume box to measure
t h e e ff i c i e n c y o f f u m e e x t r a c t i o n
torches. He measured a 96.5% reduction
in fume using a fume extraction torch.
His experiments were conducted with
1.6 mm diameter flux cored electrodes,
using 100% CO 2 shielding gas and
welding on mild steel in the flat position
(PA).
3.2.2 National Institute for
Occupational Safety and Health
(NIOSH)
Wangenen [29] studied several aspects
of welding fume, including the use of
fume extraction torches.
The model tested had a finger activated
trigger, which permitted quick shifting
of normal suction flow of 21 to 24 l/min
and then down to 17 l/min.
Wangenen reported that, since at least a
1:1 ratio of shielding gas flow to suction
flow is required for weld quality, the
39
normal shielding gas flow of 14 to
17 l/min had to be increased to 24 to
26 l/min. While these flows maintained
quality in flat position welding, satisfactory welds in angles and shapes required
reducing suction flow to 17 l/min while
m a i nt a i ning s hielding gas flow at
24 l/min. When welding with 1.6 mm
diameter wire, at 85 mm/s, and 98% Ar +
2%O2, the overall reduction of fumes in
the welder’s breathing zone was 78%.
It was reported that the fume exhaust
torch appeared to provide a major
improvement in fume control on flat
surface welding, but was less successful
when suction flow had to be reduced
from 24 to 17 l/min for welding in angle
sections and corners.
Wangenen concluded that the fume
exhaust torch is the most practical and
effective means of local exhaust ventilation for the welding of galvanized or
stainless steels.
3.2.3 Research at The Welding Institute
Wright [30] describes the development
of a fume extracting nozzle that could be
used with different torches.
The nozzle is coaxial with the torch and
Welding position
be easily manipulated by welders for
extended periods of time.
99%
82%
1F (PA)
94%
83%
84%
2F (PB)
75%
0%
3.2.4 Research at Institut National de
Recherche et de Sécurité (INRS)
Cornu [21] devised a method to measure
fume capture efficiency using helium as
a tracer gas. Helium was mixed with the
shielding gas, with a proportion of about
1%. Concentration of helium can easily
be measured using a mass spectrometer.
1G (PA)
min
Figure 28 - Nozzle shape.
a variety of nozzle designs were evaluated (Figure 27).
A design with an inward tapering nozzle
with both slots and holes and an outlet
diameter of 22 mm has been selected
(Figure 28) for testing fume capture efficiency.
A fume collector with a maximum
extraction rate of 60 m3/h was used, with
a 2.8 m extraction hose.
Wright tested this system both by taking
breathing zone measurements and by
measuring fume not collected by the
extraction torch. Overall, the extraction
nozzle removed 90% of fumes. Fairly
consistent results were obtained both
from total fume and breathing zone
measurements.
The results are summarized in Table 5
and Figure 29.
20%
max
40%
60%
80%
100%
Capture efficiency [%]
Figure 29 - Capture efficiency Wright tests:
min.-max. ranges.
Table 5 - Capture nozzle efficiency - Wright [30].
Welding
position
AWS (EN)
Shielding
gas
(A)
Total fume
Q(ex) = OFF
(g/min)
Total fume
Q(ex) = 39 m3/h
(g/min)
Capture
efficiency
Solid wire
1F (PA)
CO2
360
0 .58
0 .06
90%
Basic cored
1F (PA)
CO2
360
0 .92
0 .06
94%
Basic cored
Basic cored
1F (PA)
CO2
450
1 .74
0 .09
95%
1F (PA)
Argoshield 20
460
0 .99
0 .17
83%
Basic cored,
Curved neck
1F (PA)
CO2
460
1 .79
0 .22
88%
Cored
1F (PA)
Argoshield 5
410
0 .76
0 .05
83%
Low alloy
1F (PA)
CO2
350
1 .49
0 .12
92%
Low alloy
1F (PA)
CO2
400
1 .37
0 .21
75%
Rutile cored
1F (PA)
CO2
400
80
8
90%
Rutile cored
2F (PB)
CO2
400
30
5
84%
Basic cored
2F (PB)
CO2
450
80
10
75%
1G (PA)
None
400
2 .51
0 .45
82%
1G (PA)
None
400
1 .59
0 .01
99%
Hardfacing,
Curved neck
Hardfacing,
Straight neck
Cornu used a range of suction flow rates
from 40 to 90 m3/h to compare the performance of two fume extraction torches
from French manufacturers (Torches A
and B). The welding process was FCAW
using an argon+CO 2 gas mixture to
which helium was added as the tracer.
Cornu’s results of trials on Torch A are
summarized in Table 6 and Figure 30
(curves 1-2-3). The welding parameters
and conditions for Torch A are listed as
follows:
• welding current: 250 A;
• welding voltage: 33 V;
• welding technique: FCAW with flux
cored wire Φ = 1.6 mm;
• filler wire speed: 48 cm/min;
• welding speed: 13.8 cm/min;
• s h ie ld in g g a s t ype : Ar = 82%,
CO2 = 13%, He = 5%;
• shielding gas flow rate: 10 l/min and
30 l/min.
T h e b e h a v io u r of Torc h A shows
(Figure 30 - curve 1) that the average
Current
c a p t u r e e ff i c i e n c y e n h a n c e s w h e n
Q (ex) is large (80-90 m 3 / h ) , w h i l e
decreasing the suction flow rate a large
increasing the exhaust flow rate up to the
amount of fumes es cape f r o m t h e
value of Q(ex) = 90 m3/h.
The torch vertical position is ideal for
exhaust field, thus lowering the torch
the best capture performance, because
capture efficiency.
the exhaust orifices are symmetrically
Cornu tested a second model of suction
placed around the fusion bath and the
torch (Torch B) both in manual and autofume plume. When an air draft at 0.5 m/s
matic welding (Figure 31 - welding
is imposed (Figure 30 - curve 2), the
positions 4-5-6).
capture efficiency is
lower and the loss
becomes more sigQ(ex)
Q(sh)=10
nificant
when
100
de c re as ing
the
1
80
Q(sh)=10
exhaust flow rate. A
60
2
high shielding gas
40
flow rate (curve 3)
3
Q(sh)=30
has the consequence
20
to spread part of the
0
fume plume away
0
20
40
60
80 90 100
from the suction
3
Exhaust
flow
rate
[m
/h]
field of the exhaust
orifices. This effect
Figure 30 - Capture efficiency Torch A i s m oderate w hen
Cornu tests.
Electrode
Table 6 - Capture efficiency - Torch A - Cornu [21].
Torch
Curve
f[Q(ex)]
Shielding gas
Q(sh) (l/min)
Welding position
AWS (EN)
Capture efficiency
at Q(ex) = 40 m3/h
Capture efficiency
at Q(ex) = 90 m3/h
A
1
10
1G (PA) - Torch 90°
80%
98%
10
62%
88%
30
38%
96%
A
A
2
3
a)
a) Horizontal air draft with 0.5 m/s velocity measured at torch head level.
15°
Nozzle axis
Nozzle axis
60°
4
45°
5
6
Figure 31 - Welding positions for Torch B from Cornu tests.
Cornu’s results of trials on Torch B are
summarized in Table 7 and Figure 32
(curves 4-5-6). The welding parameters
and conditions for Torch B are the same
as those used for Torch A, with the
exception of absence of air draft and the
shielding gas flow rate set at 16 l/min in
all the trials.
Figure 32 shows the results for Torch B.
Curve 4 is related to an automatic
welding on flat position (position PA)
and shows that the average capture efficiency is quite independent from the
exhaust flow rate Q(ex).
The manual welds (Figure 32 - curves 5
and 6) have been performed in configuration which cannot be realized on a
bench test, in order to investigate the
effect of joint configuration on the
welding area and the relative position of
exhaust openings in respect to the fume
plume.
Two joint configurations have been
studied:
• Horizontal welding bead inside a
fillet weld (welding position 2F-PB
curve 5).
• Welding bead on the upper contour of
a cylinder with Φ = 115 mm (welding
position 1G-PA curve 6).
Curve 6 shows that
t h e c a p t u r e e ff i Q(ex)
100
ciency of torch B is
4
less than that meas80
ured on flat position
5
60
(curve 4) and hori40
zontal position
6
(c urve 5). The
20
behaviour of curve 5
0
can be ascribed to
0
20
40
60
80 90
the positive influ3
Exhaust flow rate [m /h]
ence of confinement
between the fillet
Figure 32 - Capture efficiency Torch B walls which is more
Cornu tests.
important than the
negative effect of the torch inclination in
has been changed from 80° to 50°.The
c om pa ri son w ith the aris ing fume
capture efficiency is shown rapidly
plume. On the contrary, curve 6 shows
decreasing while the suction openings
that both the absence of confinement
depart from the ascending fume plume.
and the torch inclination have a very
Cornu concluded that there were some
important and negative effect on the
differences in performance between the
poor capture efficiency.
two torches and that capture efficiency is
Cornu t e s ted the s ame Torch B
affected directly by suction flow rate.
(Figure 33) in welding trials performed
Measurements on flat plate always gave
on vertical up position (welding position
higher efficiency. Both welding position
5G-PF) on the lateral contour of a cylinand shape of part have a significant
der with Φ = 115 mm (curve 7).
effect on capture efficiency. Figure 34
During the ascending path, the welder
summarizes the results of min.-max.
forearm position has been continuously
capture efficiency ranges investigated at
modified and the torch inclination angle
the French Institute.
Table 7 - Capture efficiency - Torch B - Cornu [21].
Torch
Curve
f[Q(ex)]
Shielding gas
Q(sh) (l/min)
Welding position
AWS (EN)
Capture efficiency
at Q(ex) = 40 m3/h
Capture efficiency
at Q(ex) = 90 m3/h
B
4
16
88%
90%
B
5
16
2F (PB) - Torch 90°
72%
80%
B
6
16
1G (PA) pipe - Torch 60°
38%
78%
B
7
16
5G (PF) up pipe - Torch 80°
Note: All tests are performed in still air environment (no cross draft).
84%
Nozzle axis
7
98%
100%
84%
80%
60%
7
40%
20%
10%
0%
40
50
α
60
70
80
90
Angle alfa (°)
Figure 33 - Capture efficiency for Torch B from Cornu tests (position 5G-PF).
Welding position
30°
Figure 35 - Welding position - Flat bead on
plate - IRSST Tests.
Figure 34 - Capture efficiency: min.-max. ranges from Cornu tests.
3.2.5 Research at Institut de Recherche
en Santé et en Sécurité du Travail
(IRSST)
Perrault et al. [31] carried out a study to
compare the fume collection rates of
commercial suction torches in the laboratory and in industry with a fume collector which is comparable to the generation rate of the measuring system. An
ergonomic study was also carried out to
briefly explore first the muscular load
imposed on the shoulder, elbow and
wrist in relation to the type of suction
torch, and second a few indices of the
subjective acceptability of the welding
tools by welders [32].
The tests were performed under standard
welding conditions, as follows:
• solid wire: E71T-1, Φ =1.6 mm;
• shielding gas type: 100% CO2;
• DC electrode positive, with a constant potential power source;
• contact tip-to-work distance: 19 mm;
• sampling time: 2 min;
• welding parameters: approximately
300 A and 26 V.
Welding fume generation rates were
measured in a fume chamber of the type
already described in the technical literature [33]. A professional welder carried
out all the welding tests. During the preliminary tests at the start of each series
of tests, the welder checked that the
welding equipment was operating prop-
erly, and the exhaust flow rate did not
cause any defects or porosities on the
weld bead. This suction flow was maintained for the entire operation.
The welding position was maintained
with an angle of 30° to the vertical (bead
on plate, position PA, Figure 35).
When the fume collection rate was
measured with the exhaust ON, the
shielding gas flow rate was increased to
maintain the weld quality.
The collection rates for the total fumes
emitted by the suction torches operating
under standardized laboratory conditions are given in Table 8.
The results indicate no statistically significant difference between the generation rates without suction and the collection rates with suction measured in the
laboratory. Under standardized welding
Table 8 - Capture efficiency under laboratory conditions - IRSST [31].
Average total fume
Q(ex) = OFF
Average total fume
Q(ex) = ON
Torch
Shielding
gas
Current
(A)
Capture
efficiency
g/kg
S.D.
Tests
g/kg
S.D.
Tests
1
CO2
300
12.9
0.9
30
12.1
2.8
30
94 %
2
CO2
300
11.6
0.8
30
11.9
1.4
14
100 %
3
CO2
300
12.1
0.9
29
12.5
2.6
30
100 %
S.D. = Standard Deviation.
Table 9 - Capture efficiency in two industrial sites - IRSST [31].
Torch
1
2
3
Shielding
gas
Current (A)
A
CO2
B
CO2
A
Site
Average total fume Q(ex) = ON
Capture efficiency
g/kg
S.D.
Tests
300
7.0
2.6
25
54%
300
6.9
1.2
29
53%
CO2
300
10.9
3.1
28
94%
B
CO2
300
10.1
2.0
30
87%
A
CO2
300
11.5
3.0
29
95%
B
CO2
300
9.5
2.2
29
78%
It can be concluded
that the capture effiSite A
Site B
Laboratory
ciency of the
100%
welding torches is
80%
excellent (approxi60%
mately 100%, accu40%
rate to within the
20%
experimental
0%
Torch 1
Torch 2
Torch 3
errors). The collection rates measured
Welding position: 1G (PA)
i n t wo i ndus trial
Flat. Bead on plate
sites were 12 to 46%
below the generation
Figure 36 - Capture efficiency ranges - IRSST
rates in laboratory,
tests.
and this requires an
accurate measurement of the generation
five conventional torches for a range of
rate in industry. However, the decreased
ergonomic factors. Three of the fume
efficiency was reproduced in two differextraction torches were also evaluated
ent industries with different welders.
for fume capture efficiency (Figure 37).
The biomechanical evaluations did not
The technique adopted for determining
reveal any contraindication regarding
the capture efficiency was the measurethe use of any of the welding torches
ment of total fume using the standard
under investigation.
AWS fume generation rate test [35]. The
test chamber was calibrated by making
3.2.6 Research at Edison Welding
welds at 24, 26, 28 arc volts. The measInstitute (EWI)
ured results should be within 10% of the
Under the National Shipbuilding
standard calibration values to confirm
Research Program, Advanced Shipthat the fume chamber is operating corbuilding Enterprise (ASE), a project has
rectly.
been undertaken for Welding Panel to
The conical test chamber is built so that
develop a lightweight fume extraction
the welding torch may be positioned to
welding torch for shipyard use.
weld in the flat position. An air gap of 13
The Edison Welding Institute, with parto 19 mm was maintained between the
ticipation of five major shipyards, two
base of the chamber and the surface on
welding equipment manufacturers, and
which it rests.
several other organizations, evaluated
Welding fume was drawn through the
five fume extraction welding torches of
filter by an air pump rated at 42 to
commercial production, developed a
60 m 3/h, and a pressure differential of
0.74 to 1.24 kPa. The filter was placed in
prototype torch which incorporated
an oven set between 93 and 107 ºC. The
ergonomic engineering to improve
filters were removed from the oven and
usability, and evaluated this experimenweighed prior to starting the fume test.
tal torch during shipyard trials [34].
Immediately after the test the filter was
Five fume extraction torches were
weighed again.
obtained from three manufacturers for
The amount of fume captured in the
usability evaluation and compared to
conditions, the extraction systems at
source for the 3 welding torches collect
the same quantity of fume during
welding inside a hood. Assuming that
the initiation of suction at source has no
effect on the generation rate value, it can
be concluded that these suction systems
collect all of the fumes emitted.
However, the standard deviations for the
collection rates are generally higher than
those for the generation rates. The necessary increase in the shielding gas flow
rates, to maintain the weld quality
during extraction at source, may have
produced turbulence near the welding
torch, which results in a slight dispersion
of the results of each test.
During field trials in industrial workshops, an identical procedure was proposed to the welders on the premises
who were carrying out their usual task.
The position of the electrode in relation
to the pieces to be welded varied with
the job requirements.
Table 9 indicates the collection results in
two different industries (Sites A and B).
The results indicate that the differences
in the collection rates are not statistically
significant. In addition, the standard
deviation is of the same order as in laboratory with aspiration at source. The
normal operating conditions in these two
industries did not change the distribution
of the results.
Under these experimental conditions,
the aspirating systems of the welding
torches gave a lower collection rates in
industry than under standardized operating conditions in the laboratory, namely
54% for Torch 1, 87% for Torch 2 and
78% for Torch 3. The differences in performance between the welding torches
result from the welding equipment and
not from the facilities or the modes of
operation (Figure 36).
Figure 37 - Capture nozzle of three torches evaluated by EWI [34].
filter is equal to the difference in weight
of the filter before and after the test.
Dividing the fume collected by the
welding time gives the fume emission
rate (FER) in grams per minute (g/min).
The fume emission rate of the process
was measured using each of the three
fume extraction torches tested with no
vacuum flow to establish the baseline
FER. Then each torch was tested using
the low setting of the fume extractor and
finally using the high setting on the fume
extractor. The vacuum pump used for
the tests with all three torches had two
se ttin g s , lo w a n d hi gh, a nd wi t h a
maximum rating of 84 m3/h at a pressure
of 15.0 kPa.
As the performance of fume extraction
torch depends strongly on welding position, the AWS chamber test was modified slightly to determine the effect of
welding position. The flat position test
was performed on the surface of the
plate. A tube (Φ = 102 mm) was tacked
on the square plate.
A horizontal fillet weld was made
between the plate and the tube, and an
ove rhead fillet w eld w as made by
turning the specimen upside down.
Finally, a horizontal bead-on-plate weld
could be made on the cylindrical surface
of the tube. This welding position simulated vertical welding.
One series of test welds were made at
the standard AWS welding conditions
(wire feed speed 760 cm/min, approximately 225 A and 26 V). These parameters produced a weld bead size that was
too large for the out-of-position tests so
the parameters were reduced until the
current was approximately 125 A. These
parameters were maintained for all sub-
sequent tests. Three tests were performed for each combination of welding
torch, welding position, and vacuum
setting and the results averaged to obtain
the fume emission rate.
It is apparent, from comparing the tests,
that no significant changes in torch
capture efficiency can be attributed to
the change of current.
The results of capture efficiency of the
three fume extraction torches are presented in Table 10 and in Figure 38.
From these tests it was concluded that:
1. Average fume extraction efficiencies
of about 80% w ere obta i n e d f o r
torches A and B in the flat and horizontal fillet weld positions (PA and
PB). Torch C produced somewhat
lower capture rates. The overhead
fillet weld (PD) gave the next best
results, with efficiencies in the range
Table 10 - Capture efficiency tests - EWI [34].
Torch
Welding position
AWS (EN)
Capture efficiency
at Q(ex) = 42 m3/h
Capture efficiency
at Q(ex) = 84 m3/h
Test conditions
A
1G (PA)
71%
83%
AWS conditions (I ≈ 225 A)
A
2F (PB)
77%
84%
AWS conditions (I ≈ 225 A)
A
2F (PB)
81%
79%
Lower current (I ≈ 125 A)
A
2G (PC)
23%
31%
A
1G (PA)
78%
91%
A
4F (PD)
37%
70%
B
4F (PD)
27%
50%
B
1G (PA)
86%
87%
B
1G (PA)
77%
-
B
2F (PB)
85%
82%
B
2G (PC)
19%
37%
C
2F (PB)
69%
79%
C
1G (PA)
54%
69%
C
2G (PC)
24%
27%
100%
90%
80%
70%
60%
50%
40%
30%
20%
10%
0%
3
3
3
3
3
3
3
3
42 m /h
84 m /h
42 m /h
84 m /h
42 m /h
84 m /h
42 m /h
84 m /h
Torch A
78%
91%
23%
31%
81%
79%
37%
70%
Torch B
82%
87%
19%
37%
85%
82%
27%
50%
Torch C
54%
69%
24%
27%
69%
79%
Figure 38 - Capture efficiency ranges from EWI tests.
30 to 70%. Here the low and high
vacuum settings produced different
results. The worst performance was
in the horizontal bead-on-plate position (PC), which also represents vertical welding, where the average
capture efficiency was between 20%
and 30%.
2. The variation in capture efficiency is
clearly due to relative position of the
fumes and the extraction nozzle. In
the flat and horizontal fillet positions,
the fume plume tends to rise towards
the extraction system, where most of
it is captured. In the horizontal beadon-plate position (also representing
vertical welds) the fume plume rises
and escapes from the torch suction
region before it can be captured by
the extraction nozzle. In the overhead
fillet position, some fume escapes,
but more than half is captured when
the extraction system is on its high
setting.
3. Slightly higher capture efficiencies
were generally obtained for the high
vacuum setting of the fume extractor
compared to the low setting.
3.3 CFD modelling: a new approach to
fume extraction torches (2003 and
after)
The Computational Fluid Dynamics
(CFD) approach has been used to model
many fluid flow situations including
process plants and large-scale heating
and ventilating systems [6].
The technique consists of first identifying a computational domain, which represents adequately the physical space in
which the flow under examination takes
place. The computational domain is then
divided into a number of non overlapping sub-regions or cells. The differential equations for the conservation of
mass, momentum and energy are integrated over each cell, and are converted
into algebraic equations that can be
solved numerically. The following flow
chart (Figure 39) well represents the
three steps just described:
• Pre-processing: The first step of CFD
analysis consists of several tasks.
Defining the geometry of the region
of interest, selecting the physical
models to be considered, specifying
fluid properties and boundary conditions, creating a mesh of control
volumes.
• Solving: The main part of a CFD
analysis is solving the governing
equations. The partial differential
equations for the flow quantities
(velocity, pressure, energy, turbulent
quantities and additional scalars such
as contaminant concentration) called the Navier Stokes equations are integrated
over the control
volumes in the
region of interest
Pre-Processing
(flow domain).
This is equivalent to applying a
bas ic cons ervation law to e a c h
control volume. These integral equations are converted to a system of
algebraic equations, which are solved
iteratively.
• Post-processing: The third step of
CFD analysis involves visualization
of the results as e.g. vector plots,
streamline plots or colored slices
(maybe as animations) as well as
quantitative analysis of the velocity
or contaminant concentrations.
Since any CFD simulation is only as
good as the mathematical models that
are supplied as input to the solver, it is
alw ays neces s ary to validate C FD
results against physical experiments.
The term “Validation” is often used for
strongly differing things. Therefore, the
definition of validation in the context of
CF D s imulations is given h e r e a s
expressed by the AIAA 1 [36]:
“The process of determining the degree
to which a model is an accurate representation of the real world from the perspective of the intended uses of the
model (AIAA, 1998)”.
Validation has also been described as
“solving the right equations”. It is not
possible to validate the entire CFD code.
CFD work flow:
Solver
Post-Processing
Figure 39 - CFD work flow.
3.3.1 National Institute of Industrial
Health - Kawasaki - Japan - Ojima
Under the notification of general prevention of dust hazards issued by the
Japanese Ministry of Health, Labour and
Welfare (2003-2007), a fume exhaust
torch system was recommended as an
effective ventilation device for welding
fume control. In addition, a fume
exhaust torch is superior to the other
ventilation systems in applicability.
Unlike the fixed hood of a usual local
exhaust ventilation system, a fume
exhaust torch has a hood, which does not
limit the size of the workpiece and
welder’s mobility because the hood is
always close to the arc point and does
not require laborious re-positioning or
adjustments. Ojima, in a series of investigations for fume reduction in workplace [37, 38], describes the development of an ordinary fume exhaust torch
system [39], consisting of a welding
torch integrated with a suction hood
which exhausts the fume plume around
the welding arc, a fume collector and a
Flat, PA
flexible duct connecting the hood to the
collector (Figure 40).
The torch performance is affected by the
Circular hood
geometry of the weld
joint and the shielding
gas flow rate.
In t hi s s tudy the
author investigated
the effects of welding
position, elevation
angle of weld line and
shi e l ding gas flow
rate on fume capture
performance.
The torch arrangement was an adapter
type: the torch was arranged with a circular opening exhaust hood (42 mm
diameter, 60° taper).
A 26 mm diameter flexible exhaust duct
was attached to the side of the hood.
The fume collector system was characterized by:
• static pressure: 19.6 kPa;
• face velocity at hood opening: 2.7 m/s;
• arc point velocity: 1.5 m/s;
• exhaust flow rate: 5.7 m3/h.
The test were performed in laboratory
robotic CO2 welding, with the main features:
• wire filler: 1.2 mm solid wire
(JIS Z 3312);
• shielding gas type: 100% CO2;
• shielding gas flow rate: 20 l/min;
To fume collector
Flexible duct
Torch nozzle
Fumes + air
Base metal (work piece)
Figure 40 - Fume exhaust arrangement
by Ojima [38].
• welding speed: 20 cm/min;
• welding current: 100 A;
• arc on time for each sampling: 1 min.
Ojima investigated the following
welding positions (Figure 41).
The results (Table 11) show that the
fume concentration at the breathing zone
(30 cm above arc point) reached 78.6
mg/m3, but a remarkable reduction could
be obtained with the fume exhaust torch
provided that the torch angle was set
vertically. Although the torch could not
achieve a personal exposure level below
the OEL in Japan (1 mg/m 3 ), the respirable fume concentration was reduced
to approximately 14% (10.8 mg/m3) of
the concentration of the non ventilation
condition when the torch was applied to
a horizontal (0°) weld line in the flat
position (PA). Comparing the results of
63.0%
PB (45°)
layouts PA a n d PB
(Figure 42), it became
63.4%
PA (45°)
clear that the perform74.4%
PB (0°)
ance of the torch
86.3%
PA (0°)
varied depending on
the welding position.
0.0% 20.0% 40.0% 60.0% 80.0% 100.0%
The capture efficiency
was less in horizontal
fillet position than in
Figure 42 - Capture efficiency - Ojima [38].
Welding position
One can only validate the code for a specific range of applications for which
experimental data are available. Thus
one validates a model or a simulation.
Applying the code to flows beyond the
region of validity is termed “prediction”.
Validation examines if the conceptual
models, computational models as implemented into the CFD code, and computational simulation agree with real world
observations.
The strategy is to identify and quantify
errors and uncertainty through comparison of simulation results with experimental data. The accuracy required in
the validation activities depends on the
application, and so the validation should
be flexible to allow various levels of
accuracy.
Horizontal fillet, PB
Flat, PA up
Horizontal fillet, PB up
45°
45°
Code: PA (0°)
Code: PB (0°)
Code: PA (45°)
Code: PB (45°)
Figure 41 - Fume exhaust arrangement by Ojima [38].
Table 11 - Capture efficiency at breathing zone (30 cm above arc point) - Ojima [38].
Shielding
Average total fume Q(ex)=
Position
Current
Average total fume Q(ex)=OFF
gas a)
5.7 m3/h = ON
code
(A)
PA (0°)
CO2
100
mg/m3
78.6
S.D.
Tests
16.6
10
Capture
efficiency
mg/m3
10.8
S.D.
Tests
2.8
10
94%
PB (0°)
CO2
100
20.1
5.2
10
100%
PA (45°)
CO2
100
28.8
8.5
10
100%
PB (45°)
CO2
100
29.1
4.1
10
100%
a) Shielding gas flow rate = 20 l/min.
flat position. This means that the torch is
more effective when it is angled vertically downwards. However, when the
weld line was inclined at 45°, an obvious
effect of welding position was not recognized since there was no significant difference in the fume levels between
layouts PA (45°) and PB (45°).
Comparing the results, an increase in the
elevation angle of the weld line seemed
to lower the torch performance. This is
due to the fact that the fume plume tends
to ascend along the base metal when the
weld line is inclined and leaks out from
the suction zone of the hood. Therefore,
it could be concluded that the torch is
most effective when the hood is centred
directly over the arc point.
Figure 43 shows the relation between
the shielding gas flow rate and the fume
concentration at the breathing zone. The
fume level, when setting the layout PA
(0°), was hardly affected by the fluctuations of the shielding gas flow rate, provided that the flow rate was less than
30 l/min.
When the flow rate was over 30 l/min,
the exhaustion was certainly impaired
boom can take the weight off the torch,
and the fume concentration rapidly
thus increasing welder’s mobility and
increased with increase of the flow rate.
mitigate fatigue.
In contrast, when the flow rate was
3.3.2 National Institute of Industrial
reduced to 10 l/min, visible porosities
Health - Kawasaki - Japan were found on the surface of the weld
Iwasaki
metal due to the deficiency of the shielding gas. Therefore, in order to avoid high
Iwasaki [40] describes the development
level fume exposure and welding
of an ordinary fume exhaust system as
defects, the flow rate of the shielding gas
described by Ojima, performing some
ought to be 15-25 l/min (16-26% of the
investigations on capture efficiency by
exhaust flow rate) at a welding current
CFD modelling. The nozzle is coaxial
of nearly 100 A. The practical disadvanwith the torch and a variety of nozzle
tages of this system are its weight and
designs were evaluated. Figure 44 shows
bulkiness owing to the additional hood
the fume collecting torch with a plain
and flexible duct for exhaustion.
bell mouth opening; by this kind of
According to a questionnaire conducted
hood, almost all fumes near the welding
by the Japan Welding Engineering
torch can be captured.
Society, the fume
exhaust system is
still not widely
Welding torch
used in Japanese
Fume nozzle
industry because
(hood)
of its practical
disadvantages.
Suspending the
torch by a mobile
Fume collector
Suction pipe
a) Fume collecting torch
Welding position PA (0°)
100%
80%
60%
40%
20%
40 mm
0%
5
10
15
20
25
30
35
Shielding gas flow rate [l/min]
Figure 43 - Effect of shielding gas flow rate
on capture efficiency (PA position torch
= vertical).
40
Φ = 42 mm
b) Plain bell mouth extraction nozzle
Figure 44
Q(ex)
Fume collecting
nozzle (hood)
Q(ex)
Welding torch
Welding torch
Boundary speed
(0.5 m/s)
Speed (0.5 m/s)
a) Velocity vectors near the hood opening
b) Velocity contour at 0.5 m/s
Figure 45
When operated with an exhaust air
volume of 120 m3/h, the capture velocity
near arc point was measured as about
0.5 m/s. Figure 45 a) shows the air
velocity near the hood opening obtained
by computational fluid dynamics (CFD)
analysis based on the velocity measurements around a hood opening of the
fume collecting torch.
The contour line in Figure 45 b) shows a
velocity of 0.5 m/s near the arc point
obtained by the CFD analysis as well.
This contour line of 0.5 m/s drawn near
the arc point was almost coincided with
the measured value. In addition with this
air velocity, no blowhole was seen in the
weld metal.
When used in the robotized welding
process at a car manufacturing factory,
Arc point velocity (m/s)
this fume collecting torch showed an
adequate capture efficiency. When
welding fume collector was not operated, the fume concentration was
2.33 mg/m 3 and when operated it went
down to 0.25 mg/m 3 thus achieving a
90% reduction of fume concentration at
welder’s breathing zone.
Fi gure 46 s how s the relations hip
between the uniform stream air velocity
at the arc point and the welding quality
(by radiographic examination) when the
CO 2 gas flow rate was changed. When
the shielding gas flow rate is 20, 30 and
40 l/min, blowholes occur at a uniform
st re a m air velocity of 0.8, 1.2 and
1.6 m/s respectively.
From the results mentioned above, it can
be concluded that the extraction rate
mus t as s ure air
velocity at arc point
1.8
in the range of
1.6
1.6
about 0.5-0.7 m/s.
The recommended
1.4
Blowholes
value of air stream
1.2
1.2
velocity is within
1.0
0.3-0.7 m/s, which
0.8
No defects
reduces fume con0.8
0.6
centration at the
welder’s breathing
0.4
zone below the
45
10
15
20
25
30
35
40
occupational expoShielding gas flow rate [l/min]
sure limits without
any production
Figure 46 - Arc point velocity vs. shielding
gas flow rate - Boundary at which welding
of blow holes or
defects occur.
defects.
3.3.3 University of Wollongong Australia - Norrish et al.
Following earlier works [41, 42], which
indicate excessive breathing zone fume
exposure in still air conditions, many
experimental investigations were therefore undertaken in Australia, at School
of Mechanical Materials and Mechatronic Engineering, University of Wollongong, to determine the natural fume
distribution and the resultant breathing
zone exposure for gas metal arc welding.
The trials were carried out in a controlled space with various ventilation
and exhaust strategies and the effect of
these engineering controls was assessed.
In addition an attempt was made to
model and simulate the fume distribution. It was established, as expected, that
unacceptable exposure was seemingly in
a confined space without adequate ventilation and the most effective control
measure was local ventilation (LEV)
adjacent to the welding torch. Uniform
cross draughts of 0.7 m/s were required
to reduce the particulate fume levels to
within acceptable limits.
In addition, saline solution scale model
experiments have been carried out to
determine the qualitative effect of the
shielding gas on the initial dispersion of
the fume plume above the workpiece.
The main result of including the effect of
the shielding gas is that the effective
radius of the source of fume is significantly increased [43-45], which has
important implications for the probable
dispersion of the fume into the welder’s
breathing zone.
Indeed, in GMA process the intense heat
of plasma column in the arc causes some
of the molten filler to evaporate, and
oxygen in the ambient atmosphere may
further react with the metal vapours to
produce metal oxide. The fume plume is
formed in close vicinity to the arc weld
pool area, and tends to be dispersed into
the surroundings by the shielding gas.
The extent of the radial spread of the
impinging fountain model is crucial, as
this determines the initial size of the
buoyancy driven plume.
Whilst the metal vapour fume is generated in the vicinity of the arc and weld
pool, it tends to be conveyed first by the
wall jet (Figure 47), radially outwards
(Coanda effect).
The shielding gas flow in the wall jet is
retarded as it moves away from the arc
region, mainly because the wall jet
mixes with the surrounding air through
the chaotic phenomenon of turbulent
entrainment (plume dilution). At the
same time the shielding gas is heated by
contact with the hot arc and the weld
pool. The density therefore is reduced
and the horizontal flow is subjected to a
vertical buoyancy force. Hence, as the
f l o w p r o c e e d s o u tw a rds a l ong t he
surface, the vertical buoyancy forces
become progressively more dominant
over the horizontal inertial forces. This
makes the flow change direction at a
particular radial distance, resulting in a
rising thermal plume which is buoyancy
driven.
Buoyant thermal plume
Entrained
ambient air
Figure 47 - Radial wall jet effect of shielding
gas flow field.
This buoyancy driven thermal fume
plume may be transmitted directly into
the breathing zone of the welding operator.
CFD simulations were carried out for
different extraction system configurations to facilitate comparison of their
effectiveness in capturing the welding
fume.
A typical set of operating dimensions
was chosen by Norrish and his team, as
summarized in Figure 48. The results
presented in Figure 49 do not account
for the influence of complex phenomena
that would influence the flow in the
immediate vicinity of the arc, including
metal vaporisation, movement of the
torch relative to the workpiece, spatter,
distortion of the weld pool surface from
a horizontal plane, etc.
The CFD simulations have confirmed
that the flow from
a GMAW torch
nozzle is fundamentally similar
to the impinging
Shielding
fountain flow and
gas Q(sh)
have
sh o wn
excellent agreement with previous fundamental
studies by Cooper
and Hunt [43] on
Radial
impinging founwall jet
tains.
Attempts
to
capture the fume
in the radial wall
jet by means of an
annular extraction
sleeve placed around the GMAW nozzle
of a conventional torch have been investigated by Norrish and his team using
CFD simulations carried out for different extraction designs (Figure 50),
to facilitate comparison of their effectiveness in capturing the fume plume
[44, 45].
The flow fields in Figures 51 and 52
demonstrate that the on-torch extraction
through a concentric sleeve does not
cause significant reduction in the concentration of the fume released into the
ambient atmosphere, even with
extremely high extraction flow rates,
which would not be achievable in practice.
Figure 51 shows the corresponding
shielding gas concentration field of an
extended sleeve. Although some of the
shielding gas is captured into the extrac-
Φ = 22 mm
Φ = 10 mm
Arc L = 5
Φ = 6.4 mm
r = 0.5 mm
extens. = 15
Figure 48 - Typical nozzle dimensions.
16.5 mm
Wall jet
Figure 49 - Velocity vector field of shielding
gas flow rated at Q(sh) = 15 l/min.
ARGN
a) Flared Sleeve
b) Straight Sleeve,
short
c) Straight Sleeve,
extended
0.00
0.07
0.14
0.21
0.29
0.36
0.43
0.50
0.57
0.64
0.71
0.79
0.86
0.93
1.00
Figure 50 - Typical extraction nozzle designs.
tion sleeve, the shielding gas concentration in the arc/weld pool region appears
to be high and relatively unaffected by
the extraction flow. Increasing the
extraction flow rate further, with a view
to extracting more fumes, has the effect
of short-circuiting the shielding gas flow
from the nozzle, so that the concentration of shielding gas in the arc/weld pool
region is depleted. This will have a detrimental effect on the weld quality.
It is seen that even with relatively large
extraction volume flow rates (extraction
velocity of order 10 m/s), the flow in the
wall jet remains predominantly radially
outward. This radial flow carries the
bulk of the fume with it, with the result
that the extraction port will have little
effect on the fume concentration in the
breathing zone of the operator. This is
clearly seen in the corresponding
streamline plot shown in Figure 52. The
suction port of the short sleeve is located
too far away from the fume rich region
of the flow field,
and can only
extract
the
a m b i e n t a i r, i n
preference to the fume.
A summary of these CFD results on the
fume capture efficiency as a function of
the extraction flow rate is presented in
Figure 53 for two short sleeve designs
which were investigated and modelled
[46].
These results show that the fume capture
efficiency rises approximately linearly
wi t h extraction flow rate Q (ex),
however, extremely high flow rates are
required to achieve a useful fume
capture efficiency.
The flared sleeve is somewhat more
effective than the cylindrical straight
sleeve. It is likely however that the
higher extraction flow rates (of the order
of 90 l/min) will draw away the essential
shielding gas envelope from around the
weld, thus adversely affecting weld
Figure 51 - Shielding gas concentration field
at Q(ex)/Q(sh) = 6 (extended sleeve).
quality, entraining air and potentially
increasing fume generation.
3.3.4 University of Wollongong Australia - Patent Norrish et al.
The fundamental reason for the inadequacy of an external fume extraction
sleeve surrounding the shielding gas
envelope is that a flow field which is
created by virtue of the positioning of
the work normal to the axis of the
welding torch causes the formation of a
radially outward gas flow along the
surface of the work (wall jet) and this
wall jet is not significantly affected by
the external suction. Even with this
strong suction it has been found that the
flow in the wall jet remains directed
radially outwards.
70
Ambient air extracted
Wall jet
60
50
40
30
20
10
0
4
6
8
10
12
14
16
18
Q(ex) / Q(sh)
Figure 52 - Velocity vector field - Shielding
gas flow rated at Q(sh) = 15 l/min Q(ex)/Q(sh) = 12.5 (short sleeve).
Figure 53 - Fume capture efficiency vs.
normalized extraction flow rate Q(ex)/Q(sh)
with Q(sh) = 15 l/min [46].
In one embodiment the shroud
gas port and the
shielding gas port
are concentrically
coaxially located
at spaced relationship around
Shroud
the welding elecgas Q(jet)
trode.
Whereas, in the
abs ence of the
shroud gas port
and the s hroud
gas the wall jet
continues in a
radially outward
direction, the
applicants have
found that by
introducing a
radially outward
component of
velocity to the shroud gas, when fume is
extracted from the torch, the resulting
wall jet flow is substantially contained
and within the space around the weld
pool shrouded by the shroud gas, the
direction of gas flow along the face of
the work being welded is radially
inwards.
In other words, the shroud gas curtain
tends to form an aerodynamic flange
around the torch and the welding pool,
thus isolating the fume rich region from
the surroundings and allowing the fume
gas to be extracted from within the envelope. As a consequence, improved fume
extraction efficiency is achieved via the
fume gas extraction port.
The shroud gas port can be axially
adjustable relative to the shielding gas
port for allowing the welder to fine tune
the fume extraction efficiency. The torch
also includes control means to adjust the
flow rates of the shielding gas, the
shroud gas and the rate of fume gas
extraction. The following features of the
aerodynamic flange, created by the reinforced curtain of the shroud gas jet,
are claimed to be innovative in the
patent [18]:
• The shroud gas jet is chosen from the
group consisting of nitrogen, helium,
a rg o n , c a r b o n d i o x i d e o r t h e i r
mixture. Since the shielding gas provides sufficient protection of the weld
pool from atmospheric contamination, compressed air may be used for
Exhaust
flow Q(ex)
Shielding
gas Q(sh)
Shroud
gas Q(jet)
Figure 54 - Schematic extraction nozzle
with radially directed shroud gas jet [18].
This flow carries the bulk of the fume
with it, with the result that the breathing
zone of the operator is still likely to
contain unacceptably high concentration
of fumes.
According to applicants [18], their
invention provides an arc welding torch
having a welding electrode and one
shielding gas port adapted to direct a
shielding gas curtain around the electrode and welding pool, and another
shroud gas port spaced radially outward
from the shielding gas port and adapted
to impart to an exiting shroud gas a radially outward component of velocity
(Figure 54).
T h e s h r o u d g a s p o rt i s pre fe ra bl y
adapted to direct the exiting shroud gas
in a radially outward direction (between
30° to about 90° with respect to the axis
of the torch body). The torch includes an
inner and an outer sleeve, circumscribing the torch, for defining in between a
passage for the shroud gas, and the
shroud gas port is positioned at, or near,
the distal end of the passage.
The torch typically includes a fume gas
extraction port adapted to receive fume
plume from an area surrounding the
welding pool. The fume extraction port
is ideally positioned radially intermediate (a) the shielding gas port and (b) the
shroud gas port. The inner sleeve and the
body of the torch define in between an
extraction passage for fume plume
extraction.
the s hroud gas in s ome cir c u mstances.
• The shielding gas flow rate may be
about 5 to 50 l/min and the shroud
gas flow rate about 1 to 50 l/min. The
fume is preferably extracted from an
intermediate location, between the
heat source or shielding gas curtain
and the shroud gas curtain, at a flow
rate of around 5 to 50 l/min. Typically
the fume gas extraction flow rate is
similar to the shielding gas flow rate.
Which the applicants have found is
an order of magnitude less than the
conventional fume extraction systems
to provide the same degree of fume
extraction.
• Typically, the ratio of shroud gas flow
rate to shielding gas flow rate is
chosen to be 2:1 to about 3:1, while
the ratio of fume extraction rate to
shielding gas flow rate is about 1:1.
• The shroud gas and shielding gas are
generally supplied at room temperature, although this temperature is not
critical. However, the shroud gas
and/or the s hielding gas c a n b e
cooled sufficiently to promote fume
plume condensation. Cooling assists
condensation of the metal vapour to a
fine particulate material thereby
allowing improved extraction efficiency. Furthermore, cooling the
shroud/ shielding gas reduces the
temperature of the exhausted gas.
• An interesting opportunity can be
achieved by mixing the shroud gas
and/or shielding gas with a component
reactive with the welding fumes and/
or a UV light absorbing component.
The applicants have used a commercial
GMAW torch adapted according to
the patent and configured with a wire
Φ = 1.2 mm, using Argoshield universal
gas.
Welding parameters have been chosen to
have high fume generation with typical
welding current set at 250 A and welding
voltage at 32 V.
The following distances have been used:
• workpiece to torch nozzle distance =
22 mm;
• workpiece to shroud gas curtain
(radial jet) = 22 mm (for maximum
efficiency) and = 32 mm (for weld
pool visibility);
• radial distance between welding wire
to shroud gas curtain (radial jet)
outlet = 40 mm;
inants . D ual or
triple orifice
openings remove
90
the fume plume
80
and related frag70
ments close to the
60
s ource, before
50
they have an
40
opportunity to
30
dissipate into the
20
atmosphere. Out
10
0
0.5
1
1.5
2
2.5
3
3.5
4
of
pos ition
Ratio shroud / exhaust flow rate
welding may
result in insuffiFigure 55 - Fume capture efficiency vs. ratio
cient
fume
shroud to exhaust flow rate [18].
capture: for best
results, weld in
• better than 85% fume removal was
the optimal positions with nozzle oriachieved with 22 mm radial jet stand
fices directly placed over the welding
off.
process.
The optimum shroud gas flow rate
The compact size of the components
appears to be a function of the shielding
eliminates the need for a large fume
gas flow rate, which is preferably 2:1 to
extraction hood to cover the entire
about 3:1. Further, the fume gas is
welding area that would require addipreferably extracted at a rate equivalent
tional lighting and block access to the
to the rate flow of shielding gas
production area from overhead cranes
(Figure 55). In other words, a significant
for loading/unloading of components.
portion of the shielding gas (bearing the
The capture unit is small enough to be
fumes) is extracted by fume gas extracpositioned nearby without interference
tion port and the shroud gas is mostly
and is easily maintained.
lost to atmosphere.
The welding torch capture device
Typical set-up for test performed by
mounts to most welding torch model
Norrish and his team are:
configurations and includes all the hoses
• shroud gas flow rate = 30 l/min
and attachments required for operation.
• shielding gas flow rate = 15 l/min
The components are small enough not to
• fume gas extraction rate = 15 l/min.
interfere with the cleaning process of
automated torch cleaners on robotic
3.3.5 Robotic torches
welding systems and the replacement or
The new welding torches for fume
servicing of consumables (i.e. welding
capture at source [3, 47] are compact in
torch nozzles and electrode tips).
design and can be used on both manual
Torch capture device components of
or robotic welding. Their collection
both models include:
• collector nozzle, attached to welding
nozzles (Figure 56) are strategically
torch neck and incorporating the
located above the welding nozzle for
fume nozzle collection holes;
optimum capture of the welding contam30 l/min
35 l/min
Shielding gas = 25 l/min
• extended hose collector tubes, connecting the mounting brackets to the
torch fume collector nozzle;
• mounting brackets, attaching collector hose to welding torch with hose
clamp;
• suction hose, flexible dual hose in
as s orted lengths depen d i n g o n
required reach of robot or manual
welder;
• hose reducer, converting dual suction
hos es into one hos e ad a p t o r f o r
attaching to collection unit vacuum
hose.
4. Conclusions
There are often problems associated with
using conventional local exhaust ventilation hoods to control welding fume in the
breathing zone of the welder. The extraction hood requires continual re-positioning to keep it close to the arc. This readjustment is often thought by the
welder to affect productivity, as it is an
extra operation, and is therefore often not
fully performed. Integral fume extraction
torches appear to be an attractive alternative to the use of an exhaust hood
mounted on a conventional LEV device.
However, there are problems with their
application and use, as outlined in this
report. Capture efficiency of fume
extraction torches mainly depends upon:
• correct specification, selection and
adjustment of extraction nozzle on
the torch;
• efficient maintenance of the torch,
including the fume extracting nozzle;
• welding position;
• weld joint configuration;
• performance of fume collecting unit;
• environmental conditions, e.g.
draughts, confined workplace, etc.
Fume extraction
Nozzle orifices
a) Photo courtesy of Rimrock-Wolf Robotics Inc. - USA
b) Photo courtesy of Aspirmig Srl - Italy
Figure 56 - Fume exhaust torches for robotic applications.
There is a need to maintain a fine
balance between extract air and shielding gas flow rates, especially for torches
using a direct capture path. The goal is to
achieve a good control of welding fume
without stripping away the shielding
gas, thus putting at risk weld quality.
This is a delicate balance, sometimes
hard to manage because shielding gases
can often be stripped away due to
draughts in and around the workplace,
thus influencing fume capture capability.
The effectiveness of on-torch extraction
is influenced significantly by workplace
and workpiece factors.
As welding fume is hot and therefore
buoyant in ambient air, the angle at
which the welding gun is held is of critical importance. This is also largely dictated by the nature and configuration of
the workpiece.
The nozzle to workpiece distance is also
important to the system balance in that it
determines the distance between the arc
and the extraction openings; if this distance is too great, fume may escape and
limit the effectiveness, and if the distance is too small, then the gas shield
may be affected.
An excessive stick-out distance will also
influence the performance of the extraction system. Where space or access is
limited, a bulky torch sometimes cannot
be positioned close enough to the work-
piece. The operator may try to overcome
this by using excessive stick-out dist a nc e s wi th cons equent effects on
extraction efficiency.
The present status of capture efficiency
of integral fume extraction torches
emerging from this survey, is strongly
affected by the three principal ways in
which the operator holds the welding
tool:
1. Horizontal weld - The torch is held
overhand and almost vertically above
the weld, in the path of fume movement. In this position the fume
extraction nozzle will be best sited to
extract fume. Capture efficiencies on
level horizontal plates can be in
excess of 90%, although in practice
this figure is not achieved. Capture
efficiency for a horizontal weld on
the inside of an angle formed
between a horizontal and vertical
plate, is in the order of 10% to 15%
lower. Welding on external corners
gives least effective capture reducing
as radii decrease.
2. Vertical weld - Where components
are in the vertical plane, the angle of
the welding torch to the components
would typically vary between 50
degrees to 80 degrees (the torch
nozzle would be nominally horizontal
to the weld). The capture efficiency
falls from about 90% to 10% because
the torch is held at an angle where the
fume extraction nozzle is not in the
path of the welding fume.
3. Overhead weld - The torch is held
vertical below the weld. When
welding overhead, fume is often
observed rising at such a rate that it is
not captured by the on-torch extraction system.
Required ventilation flow rates typically
quoted in the literature for torch with
indirect capture path are in the range
from 60 m 3 /h to 100 m 3 /h. These flow
rates normally cannot be set higher as
removal of the shielding gas may result.
Flux cored electrode systems may be an
exception to this rule as inert gas is not
always used. Measured flow rates significantly below these levels have been
found in torches provided with direct
extraction path.
Static pressures required are in the range
13 kPa to 20 kPa. Conventional extract
fans do not provide sufficiently high
suction for on-torch systems, and multistage exhausters or positive displacement pumps are needed.
Extraction units are generally sized
according to the maximum number of
work stations expected to be operating at
any one time. A properly designed
system will take account of the range of
operating conditions, i.e. maximum and
minimum inlets required.
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Sommario
Efficienza della captazione dei fumi delle torce per saldatura MIG/MAG ad aspirazione integrale - Parte 2
Il progetto europeo Econweld ha identificato, come necessità prioritaria di ricerca, lo sviluppo di una torcia per la
saldatura GMAW, con estrazione fumi incorporata, leggera ed ergonomica. Il presente resoconto è stato realizzato in
risposta a questa esigenza. La captazione dei fumi all’origine è il metodo più efficiente per eliminare i fumi di saldatura
dall’ambiente di lavoro ed in particolare dalla zona respiratoria del saldatore. Quando, in officina, viene utilizzata una
torcia aspirante, la produttività del lavoratore può essere incrementata del 20%, risultante da una minor incidenza delle
assenze per malattia e da un migliore grado di soddisfazione dei dipendenti. Inoltre, quando viene utilizzato un sistema di
captazione dei fumi all’origine può essere ottenuto un significativo risparmio energetico rispetto ad un sistema di
ventilazione generale. In questo lavoro è stato tenuto conto dello stato dell’arte sulle torce aspiranti esistenti e dei
requisiti per il miglioramento delle prestazioni in termini di peso, flessibilità d’uso e capacità aspirante con particolare
enfasi alla torcia ad aspirazione integrale sviluppata nell’ambito del progetto europeo Econweld. Attraverso una
panoramica storica dell’evoluzione delle torce ad aspirazione integrale, sono stati analizzati i recenti metodi per valutare
la loro efficienza di captazione; sono stati esaminati i recenti sviluppi delle torce aspiranti sia per la loro migliorata
efficienza sia per la valutazione della migliorata funzionalità ergonomica. In questo lavoro viene inoltre descritto
brevemente l’approccio CFD (Computational Fluid Dynamics) al fine di modellizzare il pennacchio dei fumi e l’efficienza
della captazione con risultati validati da prestigiose istituzioni scientifiche.
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IIS Didattica
Caratteristiche di impiego
degli elettrodi per la
saldatura TIG *
Generalità sul processo TIG
La saldatura ad arco con elettrodo infusibile e protezione di gas inerte (comunemente chiamata più brevemente TIG,
dalla denominazione inglese Tungsten
Inert Gas) è un processo di saldatura
autogena in cui il calore è prodotto da un
arco che scocca tra un elettrodo che non
si consuma (detto quindi infusibile) ed il
pezzo da saldare, come schematicamente mostrato nella Figura 1.
Le caratteristiche dell’elettrodo utilizzato sono, dal punto di vista applicativo,
un aspetto determinante per il funzionamento del processo; in termini generali
esso è di tungsteno o leghe di tungsteno,
cioè di materiale ad altissima temperatura di fusione, le cui ottime proprietà di
emissione termoionica vengono sfruttate
per facilitare il funzionamento dell’arco
elettrico.
La saldatura viene eseguita portando a
fusione i lembi del pezzo da saldare, realizzando il giunto eventualmente anche
con bacchette o fili di materiale d’apporto. L’elettrodo, il bagno, l’arco, il
materiale d’apporto e le zone adiacenti
del pezzo sono protetti dalla contaminazione atmosferica da un flusso di gas (o
miscela) inerte effluente dalla torcia.
Alla stessa arriva il cavo della corrente,
il tubo d’adduzione del gas di protezione
e, talvolta, anche l’acqua per raffreddarne l’estremità,
c he è es pos ta
all’irradiazione
termica dell’arco.
Tra gli effetti del-
l’impiego di un elettrodo infusibile, si
segnala che la saldatura può essere eseguita per i piccoli spessori senza materiale d’apporto (Fig. 2); quando invece
questo è utilizzato, si ha sempre un
ottimo controllo del bagno grazie alla
buona visibilità dello stesso ed all’assenza di fenomeni di trasferimento
metallico nell’arco. Il processo si adatta
inoltre a qualsiasi posizione di lavoro e
può essere applicato anche su materiali
base di pochi decimi di millimetro di
spessore.
Il processo è comunemente utilizzato
nella versione manuale (Fig. 3), ma esistono anche versioni automatiche per
particolari applicazioni (come ad
esempio la saldatura circonferenziale di
Elettrodo
Torcia
Flusso
di gas di
protezione
Generatore
Pezzo da
saldare
Figura 1 - Principio di funzionamento della
saldatura TIG.
*
Figura 2 - Arco TIG.
Redazione a cura della Divisione FOR - Formazione e insegnamento dell’Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
Figura 3 - Saldatura TIG con metallo
d’apporto (Cortesia LINDE GAS).
tubazioni con tecnica orbitale o l’esecuzione di giunti tubo - piastra).
Modalità di funzionamento
del processo
Dal punto di vista tecnologico, in base al
materiale saldato ed alle giunzioni realizzabili si possono considerare differenti modalità di funzionamento del processo; esse costituiscono un criterio
fondamentale per la scelta dell’elettrodo
ed anche della geometria che deve essere
conferita all’elettrodo stesso.
Saldatura in corrente continua
Le applicazioni in corrente continua
sono generalmente in polarità diretta
(elettrodo al negativo) per sfruttare
appieno l’emissività dell’elettrodo e
garantire un arco dal funzionamento
estremamente stabile.
Soltanto recentemente sono state sviluppate anche applicazioni del processo in
modalità automatica con trasmissione
del calore per contatto diretto (Key-Hole
TIG o K-TIG), con l’ottenimento di
penetrazioni elevate (sino a 14 mm) in
passata singola grazie all’impiego di
configurazioni di macchina particolari
che consentono l’uso di correnti molto
elevate (sino a circa 1000 A) in corrente
continua e polarità diretta (Fig. 4).
La preparazione dell’elettrodo per l’uso
in polarità diretta (in entrambi i casi suddetti) è tipicamente conica allo scopo di
garantire una buona emissione di elettroni; essa è eseguita con modalità e geometrie che verranno definite più avanti.
L’applicazione del processo con corrente
continua e polarità inversa (elettrodo al
Figura 4 - Saldatura K- TIG.
positivo) ed elettrodi di diametro elevato
nella saldatura delle leghe di alluminio e
magnesio per la realizzazione di giunti
su elementi di piccolo spessore è oramai
caduta in disuso, in quanto soppiantata
dall’impiego dell’alimentazione in corrente alternata modulata e sbilanciata.
Saldatura in corrente alternata
Il TIG in corrente alternata è utilizzato
nella saldatura delle leghe di alluminio e
magnesio per sfruttare l’effetto di sabbiatura ionica (cioè di frantumazione
degli ossidi superficiali di alluminio o
magnesio ad opera degli ioni positivi
che costituiscono parte delle particelle
gassose in moto nell’arco elettrico)
durante la semionda con elettrodo al
positivo e per garantire maggiore penetrazione ed il raffreddamento dell’elettrodo durante la semionda con elettrodo
al negativo. In funzione degli spessori e
delle caratteristiche dei generatori
impiegati può
e sse re c onveniente utilizzare
anche l’alimentazione in corrente
alternata (detta
anche a polarità
variabile) e onda
dissimmetrica o
sbilanciata, regolando il bilanciam e nt o t ra fas e
con elettrodo al
positivo ed al
negativo, ottenendo pertanto il
bilanciamento tra
gli effetti di pene-
trazione e sabbiatura ionica (Fig. 5).
Nella saldatura in corrente alternata
l’elettrodo viene preparato tagliato di
netto; durante la saldatura è necessario
che esso assuma forma emisferica per
garantire un adeguato funzionamento
dell’arco elettrico, che altrimenti
avrebbe un numero maggiore di punti di
innesco e sarebbe dunque irregolare
(Fig. 6).
Tipologie di elettrodi in
tungsteno
Il tungsteno è un elemento metallico
(W) che ha temperatura di fusione di
3410 °C, temperatura alla quale emette
una grande quantità di elettroni; la sua
funzione è, infatti, quella di costituire un
elettrodo per il mantenimento stabile
dell’arco, in condizioni di temperatura a
cui è possibile sfruttare l’effetto termoionico.
Figura 5 - Esempio di forma d’onda per
l’alimentazione in corrente alternata con
onda sbilanciata.
Preparazione
Durante la
saldatura
Figura 6 - Caratteristiche geometriche
dell’elettrodo prima e durante la saldatura
in CA.
Tuttavia questo metallo è particolarmente reattivo, in quanto realizza facilmente un ossido (WO3) con temperatura
di fusione di 1473 °C; conseguentemente non è possibile utilizzare una
miscela ossidante nella saldatura.
L’effetto termoionico è legato alla temperatura raggiunta in modo esponenziale; pertanto, sono stati messi a punto
elettrodi additivati con ossidi che ne
innalzano la temperatura di fusione, allo
scopo di incrementare l’effetto termoionico, la stabilità dell’arco e consentire
l’impiego di correnti maggiori a parità
di diametro. Tali ossidi possono essere
presenti in modo disperso all’interno
dell’elettrodo, oppure contenuti in una
striscia laterale; in quest’ultimo caso,
l’uso è limitato all’applicazione in corrente alternata, poiché l’affilatura dell’elettrodo, necessaria per il funzionamento in corrente continua, ne
escluderebbe la presenza in corrispondenza della punta.
Sebbene esistano differenti tipi di ossidi
contenuti (torio, cerio, lantanio, zirconio
ed altri) è importante sottolineare che le
caratteristiche operative sono molto
simili e che modeste differenze possono
essere rilevate solo in condizioni limite,
come ad esempio con correnti molto
basse o molto elevate.
Elettrodi di tungsteno (W) puro
Gli elettrodi di tungsteno puro possono
essere usati nella saldatura di acciai e,
con una punta opportunamente affilata,
quando è necessario ottenere una penetrazione stretta. Essi vengono usati in
tutte le applicazioni che richiedono
densità di corrente non eccessivamente
alta, in quanto hanno bassa resistenza
alla contaminazione (maggiori rischi di
avere cospicue inclusioni di tungsteno
nel deposito); per contro, sono gli elettrodi meno costosi.
Essi garantiscono inoltre un funzionamento abbastanza regolare nella saldatura in corrente alternata; per la forma
più regolare che assume la punta dell’elettrodo e per il basso costo, sono
quelli principalmente utilizzati per la
saldatura delle leghe di alluminio e di
magnesio.
Elettrodi di tungsteno addizionato con
ossido di torio (ThO2)
L’ossido di torio (detto anche toria) è
caratterizzato da un basso lavoro di
estrazione (cioè bassa energia necessaria
per l’emissione di elettroni) e da un’elevata temperatura di fusione.
Come è possibile notare nella Figura 7,
questi elettrodi sono caratterizzati da
una maggiore emissione di elettroni a
parità di temperatura e quindi garantiscono il funzionamento stabile dell’arco
anche a valori di temperatura più bassa.
Confrontati con il tipo precedente al
tungsteno puro, gli elettrodi toriati sopportano quindi densità di corrente più
elevate, sia perché hanno temperatura di
fusione superiore, sia perché restano più
freddi per la minore resistenza elettrica
in corrispondenza dell’interfaccia con
Figura 7 - Effetto della temperatura sulla
emissione di elettroni.
l’arco. Conseguentemente hanno una
vita più lunga (Fig. 8), sono meno deteriorabili e riducono il rischio di inclusioni di tungsteno.
Questi elettrodi sono tipicamente utilizzati nella saldatura in corrente continua,
poiché mantengono facilmente la punta
acuminata; inoltre, la presenza del torio
facilita l’innesco dell’arco. Sono invece
sconsigliati per la saldatura in corrente
alternata, a causa della geometria irregolare assunta dalla punta dell’elettrodo in
questa particolare condizione.
È infine importante rilevare che il torio è
un elemento debolmente radioattivo e
potenzialmente pericoloso per l’organismo. Studi sperimentali hanno dimostrato inequivocabilmente che non sussiste rischio per il saldatore o l’operatore
durante la saldatura in corrente continua,
mentre le polveri metalliche che si sviluppano durante il rifacimento della
punta sono da ritenersi pericolose ed è
pertanto necessario svolgere queste operazioni con opportune precauzioni
(molatura con apparecchiature dedicate
o sotto al dispositivo di aspirazione dei
fumi).
ossido di cerio (CeO2)
Questi elettrodi sono stati prodotti a
partire dagli anni ’80 in seguito agli
allarmismi derivanti dalle caratteristiche
di radioattività del torio.
Le proprietà dell’ossido di cerio (detto
anche ceria) sono di principio equiva-
Figura 8 - Confronto tra il consumo di
elettrodi in tungsteno puro e toriati.
Figura 9 - Elettrodi lantaniati preparati per
la saldatura con corrente continua.
lenti a quelle del torio, anche se caratterizzate da minore temperatura di fusione
e maggiore lavoro di estrazione. A differenza di quest’ultimi, però, gli elettrodi
ceriati possono essere utilizzati anche in
corrente alternata.
ossido di lantanio (La2O3)
Questi elettrodi, caratterizzati dalla presenza di ossido di lantanio (detto lantania), hanno caratteristiche molto simili a
quelle degli elettrodi ceriati. Particolarmente interessante può essere l’elettrodo
che contiene il 2% di ossido, che è
quello in cui si registra il minore contenuto di tungsteno (in volume) rispetto a
tutti gli elettrodi disponibili. Queste condizioni lo pongono tra gli elettrodi con
prestazioni maggiori, sia in termini di
regolarità d’arco e facilità d’innesco, sia
in termini di capacità di sopportare
elevate correnti (Fig. 9).
ossido di zirconio (ZrO2)
Sono utilizzati quando le condizioni di
funzionamento sono critiche per gli elettrodi di tungsteno puro (discrete densità
di corrente) e per gli elettrodi al torio
(corrente alternata di densità troppo
bassa); sono pertanto impiegati generalmente nella saldatura manuale, con
medio-bassa densità di corrente alternata
per la saldatura delle leghe di alluminio
e di magnesio. Anche economicamente
sono posti a livello intermedio tra i tipi
precedenti e l’elettrodo di tungsteno
puro.
Figura 10 - Elettrodi con ossidi di ittrio al
2%.
Altri tipi di elettrodo
Sono disponibili sul mercato altri tipi di
elettrodo rispetto a quelli descritti finora,
ad esempio contenenti altri elementi
(come ossidi di ittrio o di magnesio), da
soli o in aggiunta ad altri ossidi. Si tratta
in genere di composizioni speciali,
messe a punto per specifiche applicazioni (Fig. 10).
Forma dell’elettrodo
La forma delle estremità dell’elettrodo ha
fondamentale importanza sulla stabilità
dell’arco e sulla penetrazione della saldatura, principalmente per il diverso effetto
di contrazione magnetica dell’arco sull’estremità stessa, che dipende dal valore
della densità di corrente (l’autostrizione è
più elevata per un elettrodo appuntito che
per un elettrodo a punta semisferica, in
quanto l’arco risulta concentrato su una
regione più piccola del pezzo).
In termini del tutto generali, per la saldatura in corrente continua la punta dell’elettrodo deve essere preparata
secondo una geometria conica, con
altezza del cono terminale compresa tra
1.5 e 2.5 volte il diametro. Più specificatamente, la forma dell’elettrodo manifesta una modesta influenza sulla forma
della penetrazione, che può essere associata ai due fenomeni seguenti:
• la sezione trasversale dell’arco (e
quindi la densità di energia corrispondente) è legata alla sezione dell’elettrodo che raggiunge temperature di
elevata emissività cui corrisponde la
posizione della macchia catodica;
pertanto, maggiore è la lunghezza
della parte appuntita minore è la
sezione dell’elettrodo interessata e
dunque la densità di potenza (e la
penetrazione) risulta incrementata;
• la direzione degli elettroni è legata
all’inclinazione della superficie di
emissione; pertanto, all’aumentare
Figura 11 - Effetto della geometria dell’elettrodo sulla penetrazione ottenuta in saldatura a
punti, in protezione di argon puro (150 A in CCPD, 2 secondi di tempo).
della lunghezza della punta si hanno
superfici maggiormente inclinate e
dunque un arco meno concentrato e
minore penetrazione.
Essendo i due fenomeni contrastanti, la
soluzione ideale consiste in un compromesso che deve essere valutato anche in
relazione all’accuratezza della preparazione e dello stato di usura dell’elettrodo, con particolare riferimento alla
lunghezza della sua estremità che non
risulta appuntita.
A tal proposito, si può fare riferimento
alla Figura 11 che mostra la geometria
del cordone ottenibile con angolazioni
della punta differenti e con lunghezze
della parte non appuntita pari a
0.125 mm (preparazione molto accurata)
e a 0.5 mm (preparazione poco accurata
o stato di usura avanzato): si noti in particolare che nel primo caso si ottiene
la massima penetrazione con un angolo
di preparazione di 75° mentre nel
secondo caso la massima penetrazione si
ha con 60°.
Si segnala, infine, che è pratica assai
diffusa quella di utilizzare elettrodi additivati con ossidi e valori di densità di corrente relativamente bassi (ad esempio
elettrodo toriato al 2% con diametro
2.4 mm con correnti di circa 90-100 A)
allo scopo di ridurre gli interventi di
ripristino ed i rischi di inclusioni; in
Saldatura in corrente continua
Saldatura in corrente alternata
Figura 12 - Confronto tra le punte di elettrodi per saldatura in corrente continua ed alternata.
questo caso l’elettrodo deve essere particolarmente appuntito. Nella saldatura in
corrente alternata, invece, l’estremità
dell’elettrodo viene preparata piatta;
questa fonde leggermente al calore dell’arco e assume una forma semisferica
che è quella desiderata per una buona
saldatura (Fig. 12). Inoltre, utilizzando
elettrodi di tungsteno additivati con
ossidi, la cui particolare composizione
chimica comporta maggiore temperatura
di fusione, si verifica che la forma dell’estremità durante il funzionamento non
assume geometria semisferica e anche se
la densità di corrente è eccessiva, l’estremità fusa assume un profilo assai irregolare. Una buona situazione di compromesso può essere ottenuta utilizzando
elettrodi con striscia laterale additivata,
che assumono in saldatura la stessa configurazione emisferica degli elettrodi di
tungsteno puro e presentano inoltre le
stesse buone caratteristiche emissive
degli elettrodi additivati.
Metodi di preparazione
dell’elettrodo
Poiché la geometria della punta dell’elettrodo influisce significativamente
sulle caratteristiche della saldatura, è
opportuno ricorrere a sistemi adeguati
per la sua preparazione; inoltre, se la
superficie del cono non è perfettamente
liscia si rischia una certa instabilità
d’arco.
L’operazione di affilatura viene generalmente eseguita con opportune mole,
come ad esempio quella rappresentata
nella Figura 13.
Tale operazione deve essere eseguita in
modo che l’asse dell’elettrodo sia perpendicolare all’asse di rotazione della
mola (Fig. 14) in modo che le striature
prodotte facilitino l’emissione di elettroni nella direzione dell’elettrodo e
quindi influenzino favorevolmente la
regolarità dell’arco; diversamente
(Fig. 15) si produrrebbero una serie di
Figura 14 - Affilatura dell’elettrodo
(corretta).
Figura 13 - Dispositivi per la preparazione
dell’elettrodo.
Figura 15 - Affilatura dell’elettrodo
(non corretta).
TABELLA I - Classificazione secondo norme EN ISO 6848 e AWS A 5.12 degli elettrodi per la saldatura TIG.
Elettrodo
EN ISO 6848
Tipo
Elemento
aggiunto*
Percentuale
indicativa
Classificazione
Puro
--
--
WP
EWP
Ceriato
Cerio (Ce)
1.2 ÷ 2.2
WCe 20
EWCe-2
0.8 ÷ 1.2
WLa 10
EWLa-1
1.3 ÷ 1.7
WLa 15
EWLa-1.5
Lantaniato
Toriato
Zirconiato
Lantanio (La)
Torio (Th)
Zirconio (Zr)
Colore**
indicativo
AWS A5.12
Classificazione***
1.8 ÷ 2.2
WLa 20
EWLa-2
0.8 ÷ 1.2
WTh 10
EWTh-1
1.7 ÷ 2.2
WTh 20
EWTh-2
2.8 ÷ 3.2
WTh 30
Non prevista
0.15 ÷ 0.50
WZr 3
EWZr-1
0.7 ÷ 0.9
WZr 8
Da specificare
Colore**
indicativo
Non prevista
Non prevista
EWG
NOTE:
* Elementi aggiunti sotto forma di ossidi.
** I colori riportati sono da considerarsi indicativi, a causa delle variazioni cromatiche possibili durante il processo di stampa.
*** Sono da rilevare piccole differenze tra la classificazione EN ISO e quella AWS, tali da considerare la corrispondenza soltanto indicativa.
TABELLA II - Valori di corrente raccomandati (basato su AWS A 5.12).
Diametro
elettrodo
Elettrodo negativo
Elettrodo positivo
Puro
Additivato
1
10÷75
10÷75
1.6
40÷130
60÷150
10÷20
10÷20
2.4
120÷220
150÷250
15÷30
3.2
160÷310
225÷330
20÷35
4
275÷450
350÷480
35÷50
5
400÷625
500÷675
6.4
575÷900
750÷1000
striature concentriche che possono provocare instabilità dell’arco. In alternativa a questo sistema sono usati talvolta
sistemi chimici, che consistono nell’immergere la punta dell’elettrodo in un
bagno di nitrato di sodio. L’azione di
erosione di questo composto è uniforme
sulla superficie e inserendo più volte
l’elettrodo è possibile ottenere una
forma adeguata alla saldatura.
Si sottolinea ancora una volta che nel
caso della saldatura in corrente alternata
(come per le leghe di alluminio e di
magnesio), l’operazione di affilatura è
fortemente sconsigliata, a causa della
maggiore temperatura dell’elettrodo; in
questi casi la punta dovrà essere tagliata
di netto e si vedrà comunque formarsi
una “goccia” di tungsteno sulla superfi-
Puro
Additivato
Corrente alternata
Corrente alternata
squilibrata
Puro
Additivato
Puro
Additivato
15÷45
15÷60
15÷55
15÷70
50÷80
65÷110
45÷90
60÷125
15÷30
90÷130
120÷200
80÷140
120÷210
20÷35
150÷180
150÷230
140÷190
140÷250
35÷50
180÷230
240÷320
180÷260
240÷350
50÷70
50÷70
250÷300
300÷420
240÷350
330÷460
70÷125
70÷125
340÷420
420÷550
325÷450
450÷600
Sconsigliato
cie dell’elettrodo, a testimoniare l’elevata temperatura raggiunta.
Onde evitare il deposito di inclusioni nel
bagno, è comunque opportuno utilizzare
valori di corrente inferiori al caso della
saldatura in corrente continua (si veda la
Tabella II) e, se possibile, usare torce
raffreddate ad acqua.
Classificazione degli elettrodi
La classificazione degli elettrodi è
basata sulla presenza di ossidi non
metallici presenti nella composizione
chimica della bacchetta. Tali ossidi
possono essere presenti in modo uniformemente disperso o sotto forma di striscia laterale.
Le norme di riferimento più diffuse sono
la EN ISO 6848:2005 “Saldatura e taglio
ad arco - Elettrodi infusibili di tungsteno
- Classificazione” e la AWS A 5.12
“Specification for Tungsten and Tungsten Alloy Electrodes for Arc Welding
and Cutting”; le classificazioni sono
abbastanza simili e sono rappresentate
da un anello colorato riportato sulla bacchetta e corrispondente alla singola tipologia.
La Tabella I riporta una sintesi delle
caratteristiche degli elettrodi con riferimento ad entrambe le classificazioni,
mentre nella Tabella II sono riportati i
valori di corrente consigliati in funzione
del diametro e tipo di elettrodo e della
modalità di saldatura.
Scienza
e
Tecnica
Presente e futuro del controllo UT: tecnica TOFD
La tecnica ultrasonora avanzata denominata T.O.F.D., acronimo di Time Of
Flight Diffraction, risale ai primi anni
’90 e nel tempo è stata messa a punto e
utilizzata con apparecchiature dedicate.
L’impiego di tale tecnica è in forte
espansione, come dimostrano la stesura
di riferimenti normativi quali la UNI EN
583-6 “Prove non distruttive - Esame ad
ultrasuoni - Parte 6: Tecnica a diffrazione del tempo di volo come metodo di
rilevamento e dimensionamento delle
discontinuità” e la pubblicazione del
Code Case 2235 “Use of Ultrasonic
Examination in Lieu of Radiography”.
Questa tecnica ha vantaggi come:
• PoD (Probability of Detection) molto
elevata, fino al 90%, abbinata a FRC
( Fa ls e C a ll Rat e ) mol t o basso
rispetto alle tecniche tradizionali;
• capacità di rilevare anche le discontinuità affioranti;
• risulta poco influenzata dall’orientazione dei difetti;
• permette un’elevata velocità di scansione.
Il principio di questa tecnica si basa sull’interazione tra le onde ultrasonore e
gli apici di una discontinuità: infatti
quando onde ultrasonore intercettano
un vertice (apice) di una discontinuità
(avente caratteristiche di velocità e
impedenza acustica diverse) si producono fenomeni di diffrazione, ovvero si
generano onde diffratte il cui rilevamento rende possibile sia stabilire la
presenza della discontinuità stessa, sia
v al ut ar ne pos iz ione e dim ens ioni
(altezza).
La valutazione della dimensione in
altezza è determinata da quello che si
definisce “tempo di volo” dei segnali
diffratti.
Per poter applicare questa tecnica è
necessario disporre di un trasmettitore e
di un ricevitore ad ultrasuoni separati e
posizionati in modo contrapposto.
In assenza di discontinuità, a seguito
dell’emissione di un impulso sonoro da
par te del tr as m ettitore , s i g e n e ra
un’onda che si propaga immediatamente
sotto la superficie di contatto del pezzo
in esame. Tale onda costituisce il primo
segnale che arriva al ricevitore; un
secondo segnale arriva dalla parete di
fondo. I due segnali costituiscono,
quindi, un riferimento rispetto allo spessore in esame.
In presenza di una discontinuità, i
segnali provenienti da questa dovrebbero giungere in un tempo intermedio
tra il primo segnale e quello della parete
di fondo (Fig. 1).
Figura 1 - Segnali TOFD.
Scienza e Tecnica
La differenza tra i tempi di volo dei due
apici consente di valutare l’altezza della
discontinuità.
La rappresentazione del segnale ultrasonoro non è più la classica SCAN-A ma
è una rappresentazione dedicata. In particolare i segnali ultrasonori ricevuti
dallo strumento sotto forma di segnali in
radiofrequenza sono rielaborati in una
rappresentazione codificata in scala di
grigi (almeno a sessantaquattro toni),
come da Figura 2.
È fondamentale sottolineare che le
apparecchiature possono fornire questa
rappresentazione grafica dei risultati
sotto forma di documentazione da allegare al verbale di controllo, cosa di non
poco conto considerando che in passato
l a s c a r s a f i d u c i a n e i c o n f ro n t i d e l
metodo ultrasonoro era proprio legata
alla mancanza di un comprovante oggettivo dell’ispezione eseguita.
La scansione con la tecnica TOFD è
normalmente condotta con sistemi motorizzati anche se è possibile un’esecuzione condotta manualmente. I sistemi
motorizzati hanno il vantaggio di consentire uniformità di movimentazione e
possibilità di registrazione della posizione dei trasduttori.
Il lettore potrebbe giustamente pensare
“Se compro il TOFD ho risolti i miei
problemi di controllo ultrasonoro?”; ciò
non è corretto, dal momento che alle
enormi potenzialità di tale tecnica fanno
da contraltare limiti allo stato dell’arte
attuale non ancora risolti, fra cui ad
esempio:
• Sono presenti due zone morte, una in
corrispondenza della superficie di
scansione ed una in corrispondenza
del fondo del pezzo, che portano
sempre più spesso ad abbinare questa
tecnica con altre tecniche ultrasonore, come la tradizionale tecnica a
riflessione di impulsi.
• È utilizzabile solamente su geometrie
semplici.
Figura 2 - Tipica rappresentazione TOFD.
A questo punto, è lecito domandarsi:
“Dove il TOFD può aiutarci?”.
Come già accennato, la tecnica “Timeof-Flight-Diffraction” è strumento
potente e accurato per dimensionare
difetti in un vasto range di applicazioni
come metodo complementare alle tecniche più convenzionali: colossi mondiali
nel campo del design e della fabbricazione di PWRs (Pressurised Water
Reactors) consentono che i loro apparecchi, attualmente, vengano ispezionati
sia in fase di fabbricazione sia periodicamente in servizio tramite tecnica
TOFD.
Altro esempio sono le ispezioni ultrasonore su “gas-cooled nuclear pressure
vessels”, che negli ultimi anni sono state
sostanzialmente modificate e le tecniche
tradizionali sono state fortemente integrate con il TOFD. Nel settore nucleare
molti altri componenti, come le tubazioni dei generatori di vapore, sono controllati con l’ausilio del TOFD.
Il TOFD è anche utilizzato per determinare e dimensionare le cricche che si
generano sulle superfici di apparecchi
in pressione in temperatura, ad esempio
utilizzati nell’industria della carta.
Il TOFD soddisfa i requisiti necessari
per le ispezioni su componenti delle
piattaforme off-shore, con la possibilità,
anche, di motorizzare ed isolare opportunamente il sistema per condurre
l’ispezione di saldature di tubazioni
immerse.
In generale la tecnica viene ampiamente
utilizzata nel settore del piping, dove il
controllo di saldature circonferenziali in
fase di fabbricazione in modalità automatica tramite tecnica TOFD, condotta
con l’ausilio di un carrello motorizzato
che es egue la s cans ione, forn i sc e
elevata qualità e notevole risparmio di
tempo.
Ed il futuro??
I settori di espansione di questa tecnica
sono i più svariati, solo per dare un’idea
si può citare che nel Regno Unito, in
seguito ad un grave incidente ferroviario, causato da uno stato di manutenzione dei binari non adeguato, si è
potuto vedere come il controllo manuale
tradizionale possa essere completato
dalla tecnica TOFD per individuare
difetti non visibili con le tecniche tradizionali.
Pertanto, come sempre accade quando
ci si trova davanti a nuove tecnologie, è
opportuno non soppiantare le tecniche
tradizionali consolidate ma, al tempo
stesso, è doveroso approcciarsi con
mentalità aperta e propositiva alle innovazioni per aumentare le nostre conoscenze, per incrementare il grado di
confidenza e per trovare risposte sempre
più precise ai problemi che si incontrano, ciò al fine di migliorare passo
dopo passo la qualità della nostra vita.
Dott. Ing. Sergio Picasso
Divisione Formazione IIS
IIS News
Resoconto della riunione del
Comitato Direttivo dell’IIS del
14 Aprile 2010
Presiede la riunione il Presidente dell’Istituto Dott. Ing. Ferruccio Bressani
che, salutati i presenti e constatato il
raggiungimento del numero legale dei
membri, inizia i lavori alle ore 11.00.
Vi e n e c h ia m a to a v e rbal i zzare , i n
qualità di Segretario della riunione, il
Dott. Ing. Mauro Scasso, Segretario
Generale dell’Istituto.
Viene introdotto il punto 1 dell’ O.d.G.:
Approvazione dell’Ordine del Giorno.
L’Ordine del Giorno viene approvato
senza variazioni.
Il Presidente passa quindi al punto 2
dell’O.d.G.: Approvazione del verbale
della seduta precedente, tenutasi il
25.2.2010. Il verbale, già inviato ai
membri del Comitato Direttivo, non è
oggetto di osservazioni e, pertanto,
viene approvato all’unanimità.
I l P re s i d e n t e a f f ro n t a i l p u n t o 3
dell’O.d.G.: Esame ed approvazione del
Bilancio dell’esercizio 2009, della Relazione della Presidenza sulla gestione
2009 e del Preventivo per l’anno 2010,
al fine della presentazione al Consiglio
Generale. Scasso illustra la Relazione
della Presidenza, fornendo informazioni
sulle attività svolte dalle varie Divisioni
dell’Istituto e soffermandosi in particolare sull’analisi dei dati e dei parametri
che hanno determinato il risultato di
esercizio. Scasso continua con il progetto di Bilancio dell’esercizio 2009,
illustrando lo Stato Patrimoniale, il
Conto Economico e la Nota Integrativa,
commentandone le voci più significative,
fornendo informazioni sulla consistenza
del personale in forza, sugli investimenti
in immobilizzazioni materiali ed immateriali ed illustrando il Rendiconto
Finanziario.
Alla presentazione segue una breve
discussione, nel corso della quale
Scasso fornisce le informazioni richieste. Il Comitato Direttivo approva
all’unanimità, per presentazione al Consiglio Generale, la Relazione della Presidenza e il progetto di Bilancio dell’esercizio 2009.
Scasso continua con l’illustrazione del
preventivo per l’anno 2010. Al termine il
Comitato Direttivo approva all’unanimità, per presentazione al Consiglio
Generale, il preventivo per l’anno 2010.
Il Presidente ringrazia Scasso per l’illustrazione esaustiva e passa al punto 4
dell’O.d.G.: Approvazione della documentazione relativa alla partizione
dell’Istituto. Scasso presenta il documento “Principi e linee guida per la
partizione dell’Istituto Italiano della
Sal datur a” , in cui s ono es pos ti le
ragioni, le modalità ed i tempi della proposta partizione dell’Istituto medesimo
in tre organizzazioni: una, con funzioni
di holding, avente personalità giuridica
di Associazione; la altre due, con personalità giuridica di S.r.l., dedicate rispettivamente alle attività di certificazione
(IIS Cert) ed alle attività di service (IIS
Service); sono altresì esposte alcune
considerazioni circa il controllo, da
parte dell’Istituto, delle Società di capitale possedute.
Pinto, nella sua veste di Presidente del
Collegio dei Revisori dei Conti, illustra
altri tre documenti riguardanti: lo
statuto delle Società di Capitale, le finalità e le procedure legate alle operazioni
di conferimento dei due rami d’azienda
dell’IIS, la sintesi dell’articolazione
organizzativa e temporale del percorso
finalizzato al perfezionamento delle operazioni di conferimento dei due rami
d’azienda. Dopo approfondita discussione il Comitato Direttivo approva la
documentazione presentata e conferma,
in conformità alla Statuto dell’Istituto,
la necessità di portare l’argomento alla
considerazione del Consiglio Generale
per la ratifica d’indirizzo.
I l P re s i d e n t e i n t ro d u c e i l p u n t o 5
dell’O.d.G.: Applicazione del Sistema
Integrato di Gestione (SGI). Bressani,
nella sua veste di Presidente dell’Organismo di Vigilanza (OdV), illustra lo
stato di avanzamento dell’implementazione del SGI, l’andamento del monitoraggio effettuato sul sistema dall’OdV, il
piano di Auditing congiunto OdV/TIA
(Team of Internal Auditing). Bressani
riassume inoltre le risultanze degli audit
effettuati (sulla base dei verbali degli
stessi) e presenta l’elenco dei documenti
em es s i o in via di em is si o n e a l
31/12/2009.
Scasso presenta due documenti: il primo
relativo agli aspetti di Sostenibilità
Sociale riguardanti i comportamenti
aziendali dell’Istituto; il secondo attinente le innovazioni organizzative e tecn o l o g i c h e n e l s e t t o re i n f o r m a t i c o
(incluso il sistema informativo Labinf
adottato dall’IIS) e della comunicazione, messe in atto dall’Istituto.
IIS News
Scasso illustra infine una lettera, ricevuta dall’Ufficio per la Protezione dei
dati personali in risposta ad un preciso
quesito, che conferma la possibilità per
l’Istituto medesimo di adottare la soluzione dell’autocertificazione in alternativa all’implementazione di un sistema
di gestione. Il Comitato Direttivo prende
atto con soddisfazione delle attività di
implementazione del SGI, dei comportamenti virtuosi dell’Istituto nei confronti
della Sostenibilità Sociale, delle innovazioni gestionali e tecnologiche messe in
atto nei settori dell’informatica e delle
comunicazioni, nonché della possibilità
di autocertificazione nell’ambito della
protezione dei dati personali concessa
all’Istituto.
dell’O.d.G.: Potenziamento immobiliare
dell’Istituto. Minetto prende la parola e,
nella sua veste di responsabile degli
Acquisti, illustra il contesto per cui è in
via di finalizzazione l’acquisto dell’imm o b i l e s i t o i n V. l e Vi rg i l i o , 7 1 , i n
Taranto, in conformità a precedenti
decisioni del Comitato Direttivo medesimo. Il Comitato Direttivo prende atto
con soddisfazione e ringrazia Minetto
per la soddisfacente gestione del percorso d’acquisto.
Il Presidente introduce il punto 7 dell’
O.d.G.: Attività dei Champion. Non
essendovi alcuna informazione da
comunicare al Comitato Direttivo, il
Presidente passa al successivo punto 8
dell’O.d.G.: Ratifica delle nuove associazioni e presa d’atto dei Soci dimissionari. Scasso presenta al Comitato Direttivo la situazione aggiornata delle
associazioni all’Istituto, riferendo che
n el p e r io d o d a l 15/ 02/ 2010 al
13/04/2010 sono pervenute 17 richieste
di associazione.
Scasso riferisce ancora che nel periodo
citato sono pervenute le dimissioni di
1 Socio Collettivo e di 4 Soci Individuali.
dell’O.d.G: Manifestazioni e Pubblicazioni. Relativamente al primo semestre
2010 è stato messo a punto un calendario di numerosi seminari e/o convegni, alcuni dei quali all’interno di
importanti manifestazioni fieristiche
internazionali. Nel corso del 2010 è,
inoltre, prevista la pubblicazione di due
nuovi volumi tecnici e di cinque “technical report”.
Il Presidente passa infine al punto 10
dell’ O.d.G: Varie ed eventuali. Non
essendoci argomenti da trattare, il Presidente ringrazia i presenti e chiude la
riunione alle ore 13.00.
Resoconto della riunione del
Consiglio Generale dell’IIS del
3 Maggio 2010
Presiede la riunione il Presidente Dott.
Ing. Ferruccio Bressani che, constatato
il numero legale dei Membri, saluta i
presenti ed apre i lavori alle ore 10.30.
Il Presidente incarica il Segretario
Generale, Dott. Ing. Mauro Scasso, di
redigere il verbale della riunione.
Si inizia col punto 1 dell’O.d.G.: Approvazione dell’Ordine del Giorno. Il Consiglio approva all’unanimità l’O.d.G.
proposto.
Il P re si d ente pas s a al punto 2
dell’O.d.G.: Approvazione del verbale
della seduta precedente. Il verbale della
ri uni one d el 4 Maggio 2009 viene
approvato all’unanimità in quanto non
sono state formulate osservazioni.
Il P re si d ente pas s a al punto 3
dell’O.d.G.: Esame ed approvazione del
Bilancio dell’esercizio 2009 corredato
della Nota Integrativa e del Rendiconto
Finanziario, della Relazione della Presidenza sulla gestione 2009, della Relazione del Collegio dei Revisori dei Conti
e del Preventivo per l’anno 2010, per
presentazione all’Assemblea dei Soci.
Scasso presenta la Relazione della Presidenza ed il Bilancio 2009, illustrando
lo Stato Patrimoniale, il Conto Economico, la Nota Integrativa ed il Rendiconto Finanziario, commentando le
principali attività svolte dai vari settori
dell’Istituto e fornendo informazioni
sulla composizione del personale e sugli
investimenti.
Prende quindi la parola il Dott. Pinto,
Presidente del Collegio dei Revisori dei
Conti, che presenta e commenta la
“Relazione del Collegio dei Revisori dei
Conti sul Bilancio al 31 Dicembre
2009”.
Terminate le esposizioni il Presidente
chiede al Consiglio di approvare la
Relazione della Presidenza ed il Bilancio dell’esercizio 2009, per presentazione all’Assemblea dei Soci.
Il Consiglio approva all’unanimità.
Scasso presenta e commenta il Preventivo 2010. Il Presidente ringrazia Scasso
per le indicazioni fornite e chiede al
Consiglio Generale di approvare il Preventivo 2010, per presentazione all’Assemblea dei Soci.
Il Consiglio approva all’unanimità.
dell’O.d.G.: Individuazione ed approvazione delle linee di indirizzo, da affidare
al Comitato Direttivo, per le delibere
rilevanti ai fini delle prospettate operazioni di conferimento dei due rami
d’azienda. Scasso presenta il documento
“Principi e linee guida per la partizione
dell’Istituto Italiano della Saldatura”, in
cui sono esposti le ragioni, le modalità
ed i tempi della proposta partizione
dell’Istituto medesimo in tre organizzazioni: una, con funzioni di holding,
avente personalità giuridica di Associazione; la altre due, con personalità giuridica di S.r.l., dedicate rispettivamente
alle attività di certificazione (IIS Cert)
ed alle attività di service (IIS Service);
sono altresì esposte alcune considerazioni circa il controllo, da parte dell’Istituto, delle Società di capitale possedute. Pinto, nella sua veste di Presidente
del Collegio dei Revisori dei Conti, illustra altri tre documenti riguardanti: lo
statuto delle Società di Capitale, le finalità e le procedure legate alle operazioni
di conferimento dei due rami d’azienda
dell’Istituto, la sintesi dell’articolazione
d’azienda. Dopo breve discussione il
Consiglio Generale approva all’unanimità i contenuti della documentazione
presentata e decide di affidare al Comitato Direttivo la gestione delle prospettate operazioni di conferimento dei due
rami d’azienda, nei tempi così come proposti.
dell’O.d.G.: Determinazione delle quote
di associazione relative al 2011. Scasso
presenta le quote di associazione propos te per il 2011, che prevedo n o u n
modesto aumento rispetto ai valori
attuali, fermi da tempo, giustificato
dall’evolvere dell’inflazione.
Il Consiglio Generale approva all’unanimità.
Il Pres idente pas s a al pu n t o 6
dell’O.d.G.: Varie ed eventuali. Non
essendovi alcun ulteriore argomento da
trattare, né richieste d’intervento, il Presidente ringrazia i presenti e chiude la
riunione alle ore 12.00.
IIS News
Assemblea Generale dei Soci
dell’IIS
Pubblichiamo qui di seguito un estratto
del verbale dell’Assemblea Generale dei
Soci che ha esaminato la Relazione
sull’attività svolta dall’ Istituto nel 2009,
il Bilancio dell’esercizio 2009 e la relativa Relazione del Collegio dei Revisori
dei Conti.
***
Il giorno 3 Maggio 2010 alle ore 12.00,
presso la Sede dell’Istituto, si è riunita,
a seguito di regolare invito, in seconda
convocazione, essendo la prima convocazione andata deserta, l’Assemblea
ordinaria dei Soci.
Presiede il Dott. Ing. Ferruccio Bress a n i , P re s i d e n t e d e l l ’ I s t i t u t o , c h e
chiama a verbalizzare, in qualità di
Segretario della riunione, il Dott. Ing.
Mauro Scasso.
Alle ore 12.00 il Presidente dà inizio ai
l a v o r i c o n il s e gue nt e Ordi ne de l
Giorno:
1. Presentazione, per approvazione,
del Bilancio dell’esercizio 2009, corredato della Nota Integrativa e del
Rendiconto Finanziario, della Relazione della Presidenza sulla gestione
2009, nonché della Relazione del
Collegio dei Revisori dei Conti.
2. Presentazione, per approvazione,
del Preventivo 2010.
3. Informativa circa le delibere assunte
dal Consiglio Generale e dal Comitato Direttivo a riguardo delle operazioni di conferimento di due rami
aziendali.
I l P re s i d e n t e i n i z i a c o n i l p u n t o 1
all’O.d.G. e dà la parola a Scasso che
presenta la Relazione della Presidenza
sulla Gestione 2009 ed espone il Bilancio dell’Esercizio, corredato dalla Nota
Integrativa e dal Rendiconto Finanziario.
***
La Relazione suddetta ed il Bilancio
2009 sono pubblicati a pagina 283 del
presente numero della Rivista.
***
Successivamente il Presidente dà la
parola al Presidente del Collegio dei
Revisori dei Conti, Pinto, che espone la
Relazione del Collegio con riferimento
al Bilancio 2009.
***
La Relazione suddetta è pubblicata a
pagina 297 del presente numero della
Rivista.
A l t e r m i n e i l P re s i d e n t e r i n g r a z i a
Scasso e Pinto e propone all’Assemblea
l’approvazione del Bilancio 2009 già
approvato dal Consiglio Generale.
L’Assemblea all’unanimità approva il
Bilancio 2009 e la Relazione della Presidenza con la proposta di destinazione
dell’utile in essa contenuta.
Il Presidente passa quindi al punto 2
dell’O.d.G. dando nuovamente la parola
a Scasso il quale presenta il Preventivo
per l’anno 2010 già approvato dal Consiglio Generale.
Al termine il Presidente chiede all’Assemblea l’approvazione del Preventivo
per l’anno 2010.
L’Assemblea all’unanimità approva.
dell’O.d.G. e chiede a Scasso di presentare il documento “Principi e linee
guida per la partizione dell’Istituto Italiano della Saldatura”, in cui sono
esposti le ragioni, le modalità ed i tempi
della proposta partizione dell’Istituto
medesimo in tre organizzazioni: una,
con funzioni di holding, avente personalità giuridica di Associazione; la altre
due, con personalità giuridica di S.r.l.,
dedicate rispettivamente alle attività di
certificazione (IIS Cert) ed alle attività
di service (IIS Service); sono altresì
esposte alcune considerazioni circa il
controllo, da parte dell’Istituto, delle
Società di capitale possedute.
Il Presidente chiede a Pinto, nella sua
veste di Presidente del Collegio dei
Revisori dei Conti, di illustrare altri tre
documenti riguardanti: lo statuto delle
Società di Capitale, le finalità e le procedure legate alle operazioni di conferimento dei due rami d’azienda dell’Istituto, la sintesi dell’articolazione
d’azienda.
Al termine della presentazione il Presidente ringrazia Scasso e Pinto per la
chiarezza dell’esposizione e chiede ai
presenti se vi sono richieste di ulteriori
chiarimenti.
L’Assemblea si dichiara soddisfatta dell’informazione ricevuta.
Non es s endovi altr i a rg o me n t i
all’O.d.G., il Presidente ringrazia i partecipanti e chiude la riunione alle ore
13.00.
Pubblicazioni IIS - Novità 2010
Saldatura e controllo di tubi e raccordi di
polietilene per il convogliamento di acqua, gas
ed altri fluidi in pressione - IV Edizione
Argomenti di carattere generale e specifico
per la preparazione all’esame teorico per il conseguimento
della certificazione secondo UNI 9737
Questa nuova edizione, conforme ai requisiti della norma suddetta e revisionato sulla base delle nuove norme e dei dispositivi di legge riguardanti
l’evoluzione dei materiali base e dei procedimenti di saldatura applicabili,
fornisce un'utile guida rivolta sia agli operatori che ai quadri tecnici, per
meglio comprendere le caratteristiche del polietilene e le tecniche di saldatura che possono essere impiegate nella messa in opera delle condotte.
Indice
1.
2.
3.
4.
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7.
8.
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10.
11.
12.
13.
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Introduzione sulle materie plastiche
Il polietilene
Tubi e raccordi in polietilene per il trasporto di gas e di altri fluidi in
pressione
Modalità di trasporto, movimentazione e stoccaggio di tubi e raccordi
in polietilene
Processi di giunzione delle tubazioni in polietilene
Processo di saldatura ad elementi termici per contatto di giunti testa
a testa
Processo di saldatura ad elementi termici per contatto di giunti a bicchiere (a tasca)
Processo di saldatura per elettrofusione
Qualifica delle procedure di saldatura
Giunzioni smontabili
Il controllo della qualità nella messa in opera delle tubazioni in polietilene
Igiene e sicurezza: principi generali
La manutenzione delle reti gas in PE: principi generali
Caratteristiche costruttive e modalità di manutenzione delle saldatrici ad elettrofusione e ad elemento termico
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In memoria
Sono trascorsi ormai 25 anni dalla scomparsa dell’Ing. Bortolini ed ancora, come per
altre, poche, personalità che hanno fatto la storia della saldatura in Italia, e dell’Istituto
in particolare, il suo ricordo è ancora vivo tra coloro che hanno avuto la fortuna di conoscerlo e, ancor più, di lavorare con lui.
Tutti coloro che lo hanno conosciuto hanno sentito molto la sua scomparsa e ne rimpiangono oltre che le doti professionali, la dirittura morale, la semplicità e la generosità
d’animo mostrate in numerose occasioni; di carattere apparentemente burbero, era una
persona gentile e disponibile. Nonostante gli importanti incarichi amministrativi assegnatigli come Vice Segretario Generale dell’Istituto, non ha mai smesso di esercitare
un’appassionata ed estremamente qualificata attività tecnica che gli ha procurato la
stima e l’amicizia dei committenti, dei costruttori, dei colleghi e dei collaboratori, contribuendo così grandemente a dare all’Istituto quell’impronta di serietà e competenza
tecnica che ancor oggi lo contraddistingue.
Per questo e per tante altre motivazioni che sarebbe troppo lungo elencare, l’Istituto
ricorda con piacere e con affetto uno dei suoi più rilevanti leader e coglie l’occasione per intitolare all’Ing. Bortolini l’Aula
Maggiore della Formazione della Sede di Genova.
*****
Il 15 Giugno 1985 è mancato il Dott. Ing. Mario Bortolini,Vice Segretario Generale e Direttore della Divisione Tecnica 2
dell’Istituto.
L’Ing. Bortolini era nato a Merano l’8 Novembre 1922; laureatosi in ingegneria industriale metalmeccanica presso
l’Università di Padova nel 1949, era entrato all’Istituto nel 1952, dopo un tirocinio in metallurgia all’Istituto Siderurgico
Finsider e un breve servizio presso lo Stabilimento ILVA di Bagnoli.
La Sua carriera tecnica si è svolta pertanto essenzialmente nell’ambito dell’Istituto, di cui ha seguito, in origine, tutte le
attività.
Diplomatosi come Schweissfachingenieur a Duisburg, dopo un corso di perfezionamento seguito presso il Deutsche
Verband fiir Schweisstechnik (l’Istituto tedesco della saldatura), dal 1955, cioè dall’inizio dello sviluppo dei servizi di
sorveglianza ed assistenza tecnica dell’Istituto, si era occupato di tale attività, seguendone particolarmente i settori più
difficili e più delicati, come impianti petrolchimici, raffinerie, centrali termoelettriche, oleodotti e gasdotti.
Promosso Dirigente nel 1968, continuò a coordinare e dirigere l’attività suddetta su scala nazionale, finché nel 1975
venne nominato Vice Segretario Generale e Direttore della Divisione Tecnica che riguardava gli studi, la ricerca,
il laboratorio, la formazione professionale e la qualificazione dei procedimenti di saldatura, dei saldatori e degli operatori PND.
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European
Welding Federation
Notizie
Licence contract between EWF and IIW
governs education and certification
November 24, 2009, has entered the annals of the welding and joining fraternity as
the day which officially marked the “marriage” between the International Institute of
Welding (IIW) and the European Welding Federation (EWF). On this historic occasion, the two major organizations signed a licence agreement whereby the IIW was
granted non-exclusive rights within Europe and exclusive rights elsewhere to market,
use and offer for sale EWF intellectual property for 20 years.
Thus, the IIW now has the official green light in terms of qualification and certification and is authorized to market, sell and issue specialist certification in the fields of
welding and allied joining technologies.The agreement was signed by IIW President,
Prof. Dr.-Ing. Ulrich Dilthey and EWF President,Tim Jessop.
The momentous event was the fruit of a longstanding collaboration between the IIW
and the EWF, whereby the EWF and IIW Systems for Education, Qualification and
Certification were to be merged. In 1997, the two organizations signed their first cooperation agreement towards the development of a
single international system for education and qualification of welding personnel.
The IIW’s International System for Education and Qualification of Welding Personnel is based on the harmonized European system for
education and qualification of welding personnel. It is recognized worldwide and is supported by both industry and universal training
and accreditation entities.
By use of a single Guideline for each level of training, International Welding Engineer,Technologist, Specialist, Practitioner, Inspection Personnel and Welder the same qualification may be awarded in any country, a system administered and managed by the IIW’s International Authorization Board (IAB). An organization recognized by the national IIW Member is appointed as the Authorized National
Body (ANB) for the supervision of the system in each country. Representatives from these ANBs form the Operational Management
within the IAB and authorized IIW Assessors ensure conformity of each ANB to the agreed Rules.
The IIW focuses as well on the certification of companies and personnel.The Manufacturers Certification System revolves around the
standard ISO 3834: “Quality Requirements for Welding”. Compliance with this standard can positively influence turnover in domestic
and foreign markets, since various welding-related operations are controlled so as to achieve desired quality consistently, thus guaranteeing global recognition of a company’s capabilities.
A key requirement of this standard is the assurance that persons in positions of responsibility in welding are sufficiently competent to
discharge their duties.This is achieved in association with the standard ISO 14731: “Welding Coordination - Tasks and Responsibilities”,
where the IIW Education and Qualification system is referenced to.
Via the IIW’s International System for Personnel Certification, individuals may work towards certificates as Certified International
Welding Engineer (CIWE), International Welding Specialist (CIWS), International Welding Technologist (CIWT) and International
Welding Practitioner (CIWP).
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Dalle
Associazioni
Indagine congiunturale 2010
dell’ANIMA
Pressoché in linea con l’andamento
registrato per gli altri settori industriali,
anche per la meccanica varia rappresentata da ANIMA, pur in un clima di
incertezza dei mercati internazionali, è
proseguita nei primi tre mesi 2010 la
lenta risalita verso la ripresa: l’indagine
congiunturale condotta su un campione
di 420 aziende ha confermato un generale miglioramento nell’indice di
fiducia, anche se la fase negativa non è
superata. Resta ancora notevole la
distanza con i livelli produttivi pre-crisi.
Gli ultimi dati trimestrali di inizio 2010
denotano una sostanziale continuità del
lieve miglioramento tendenziale in atto
al di là dei dati qualitativi; il dato più
importante è la crescita dell’indice di
ottimismo degli imprenditori del settore
meccanica, in lieve ma costante miglioramento negli ultimi cinque trimestri.
Ciò significa che le imprese stanno rea-
gendo positivamente manifestando un
cauto ottimismo che va oltre le difficoltà
attuali di debolezza della domanda e
carenza di finanza. È l’atteggiamento
giusto - nel contempo risultato e aspettativa - per capire e contestualizzare la
congiuntura presente, ma anche per
affrontare con consapevolezza e determinazione le difficoltà-opportunità da
superare e cogliere, pur tuttavia ben
presenti per chi ha operato o sta operando con prudenza e vigilanza.
ANALISI I TRIMESTRE 2010
Rispetto al IV trimestre 2009, il 32%
delle aziende intervistate ritiene il fatturato aumentato, il 43% invariato, il 25%
peggiorato. Anche il confronto con lo
stesso trimestre del 2009 evidenzia una
situazione ancora incerta in cui le risposte si ripartiscono pressoché uniformemente: 30% miglioramento, 35% stabilità, 35% peggioramento.
Gli ordinativi, proseguendo nel trend del
precedente periodo, sono ancora bassi:
solo il 14% delle aziende li considera
aumentati, mentre per più della metà si
mantengono stabili. Il carnet ordini
aumenta lievemente rispetto al precedente periodo, passando da 1.94 a 1.99
mesi di lavoro assicurato.
Un tasto dolente permane l’occupazione, che sembra aver subito nel primo
trimestre un’ulteriore, seppur lieve, contrazione: all’aumento indicato da una
esigua percentuale di intervistati (9%)
fa da contraltare un 12% di diminu-
zione. Un segnale ancora rassicurante è
costituito dalla quota di aziende che
hanno lasciato invariato il numero dei
propri dipendenti (79%).
Rimane contenuto il livello di investimenti, che riproduce in modo quasi
identico il trend evidenziato per il
quarto trimestre 2009: 15% in aumento,
74% stabile, 11% in ribasso. Le aziende
in questo periodo hanno dedicato i
propri investimenti per la maggior parte
a ricerca e sviluppo (35%) e formazione
(34%). Seguono gli investimenti negli
impianti (23%) e nell’internazionalizzazione.
PREVISIONI II TRIMESTRE 2010
Le previsioni per il breve periodo sembrano orientate al rafforzamento del
trend di ripresa: nel II trimestre 2010 il
37% delle aziende prefigura un rialzo
produttivo, il 52% una s it u a zi o n e
stabile, l’11% un calo. Anche le previsioni per il terzo trimestre sono ancora
all’insegna di un cauto ottimismo, a
riprova di un generale convincimento
che la ripresa, seppure rimandata e
ostacolata da fattori concomitanti,
dovrebbe lentamente consolidarsi.
ANALISI SETTORIALE
Passando all’analisi di alcuni settori si
evidenzia, per il comparto caldareria,
rappresentata in ANIMA dall’Associazione Costruttori Caldareria UCC, che
il 16% (il 29% per il mercato italiano)
delle aziende partecipanti considera il
Dalle Associazioni
proprio fatturato in crescita rispetto al
IV trimestre 2009 e il 27% ritiene sia
aumentato rispetto allo stesso trimestre
d e l l ’ a n n o p re c e d e nt e . P e r quant o
riguarda le previsioni a breve termine, il
24% delle aziende del campione si
aspetta un fatturato in crescita nel II trimestre dell’anno.
Il 48% delle aziende del valvolame
bronzo e ottone, rappresentato dall’Associazione AVR federata in ANIMA,
indica un aumento della produttività
rispetto al periodo precedente e il 52%
un aumento rispetto al I trimestre 2009.
Meno buone le previsioni per il secondo
trimestre: il saldo fra risposte positive e
negative equivale a zero e sembra preva-
lere la stabilità per il 52% delle aziende.
Pressoché stabile (95%) anche occupazione e investimenti (90%).
Per quanto invece attiene il valvolame
industriale di AVR, anche se in generale
le stime relative al primo trimestre sono
ancora uniformemente improntate al
negativo, si evidenzia un incoraggiante
30% di risposte per un aumento degli
investimenti. Le aspettative nel breve
periodo sono all’insegna di un’espansione produttiva per il 41% sui mercati
esteri e di un ulteriore aumento del fatturato nel totale rispetto al primo trimestre per il 33% delle aziende.
Il settore delle pompe, rappresentate in
ANIMA da ASSOPOMPE, denuncia un
rialzo del fatturato per il 33% dei casi.
Molto confortanti le previsioni per il II
trimestre 2010, con un 55% di risposte
positive per un aumento della produzione e un aumento negli investimenti
del 28%.
Il 23% delle aziende del comparto serrature di ASSOFERMA, federata ANIMA,
indica un’espansione dei livelli produttivi: da rilevare però che sul mercato
nazionale la percentuale di risposte
positive è raddoppiata (46%). Per il
secondo trimestre si prefigura per il
36% delle aziende un aumento di fatturato sui mercati esteri e un 25% sul
totale mentre prevale per il 63% degli
intervistati la stabilità produttiva.
Dalle
Aziende
Laser a fibra Messer Cutting
& Welding
Messer Griesheim Saldatura Srl ha presentato la gamma di impianti laser ad
alta brillanza durante la fiera LAMIERA
di Bologna, primaria nel settore della
lavorazione dei materiali ferrosi e non.
Progetto ormai collaudato ed in vendita
in altri Stati, ora arriva nel nostro Paese
con l’ambizione di ritagliarsi un settore
di mercato soprattutto di alta gamma.
Come tutti gli impianti Messer a taglio
termico, la linea FIBERBLADE copre
l’intera gamma dei formati, dal coils
alla lamiera da treno, con la garanzia di
una gestione completamente automatica
del taglio con tolleranze nella norma.
La testa da taglio Messer e l’esperienza
raggiunta nella realizzazione di grandi
impianti laser a 5 assi con sorgenti fino
a 6000 W è stata riversata interamente in
questa innovativa linea di prodotto, permettendoci di mantenere gli standard che
contraddistinguono i nostri impianti.
Dopo test approfonditi in produzione e
presso clienti selezionati, si ottengono
tagli di qualità anche su alti spessori,
c o n c o n s u m i d i e n e rg i a r i d o t t i a l
minimo. Al contrario della gran parte
degli impianti ora sul mercato, la linea
FIBERBLADE è stata realizzata per tutti
gli spessori, con particolare attenzione
per quelli medio-alti. La struttura a
portale e la giusta dose di rigidità e
velocità permettono di ottenere in totale
sicurezza la continuità del taglio e la sua
ripetibilità qualitativa con parametri
certi. Il controllo dell’intero sistema
avviene tramite il potente Controllo
Numerico Messer Global Control, che
gestisce direttamente anche la sorgente
laser.
Gli impianti FIBERBLADE nelle varie
dimensioni sono previsti con cambio del
banco di taglio automatico (shuttle) ed
in opzione possono essere completati da
sistemi di carico-scarico e magazzini
lamiera. La visione della lavorazione in
remoto tramite telecamera e gli automatismi riducono al minimo i tempi di
carico ed allineamento, garantendo la
sicurezza richiesta.
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Le innovazioni tecnologiche
distinguono il nuovo controllo di
altezza torcia Hypertherm dagli
altri controlli disponibili sul mercato
Le carpenterie metalliche e i costruttori
di macchine hanno oggi un nuovo strumento per migliorare la qualità di taglio
e ridurre i costi di gestione: il nuovo
controllo di altezza torcia Hypertherm
ArcGlide®. Le migliorie tecnologiche lo
rendono diverso da tutti gli altri controlli di altezza oggi disponibili in commercio. I vantaggi comprendono una
migliore qualità di taglio, una durata
ottimale dei consumabili, un aumento
della produttività in termini di pezzi/ora
fino al 100% e una struttura robusta,
che consente di evitare tempi di fermo
imprevisti.
Il controllo di altezza torcia ArcGlide
offre notevoli vantaggi in termini di prestazioni senza l’intervento dell’opera-
Dalle Aziende
tore. La tensione dell’arco si regola in
maniera automatica conformemente
all’usura dei consumabili (operazione
c h e g l i o p e r a t o r i d o v re b b e ro f a re
manualmente, ma che spesso non fanno)
in modo che questi durino quanto previsto. Nelle prove in laboratorio, i tecnici
Hypertherm hanno rilevato che i consumabili durano di più quando la tensione
dell’arco viene regolata in modo corretto; inoltre, essi hanno rilevato che la
qualità di taglio globale è migliore e più
costante, contribuendo a una maggiore
redditività dell’azienda cliente.
Le migliorie in termini di produttività
vengono raggiunte attraverso una riduzione del tempo tra tagli successivi. Il programma di taglio e il controllo di altezza
ArcGlide eseguono il lavoro abbinati, in
modo da ridurre al minimo i movimenti
non necessari della torcia tra le diverse
sequenze di taglio, mentre la tecnologia
Rapid Ignition™ consente di innescare la
torcia non appena in posizione, riducendo
ulteriormente i tempi morti. Nei test, il
tempo totale tra i tagli si è ridotto fino
all’80%; i pezzi tagliati in un’ora sono
invece aumentati fino al 100%.
Così come il controllo numerico Hypertherm EDGE Pro® di recente presentazione, ArcGlide è facile da installare e da
usare. I cavi con codifica cromatica,
dotati di connettori con inserimento
guidato, collegano il controllo di altezza
con il carrello torcia, il generatore
plasma e il controllo numerico, mentre
l’interfaccia utente semplice e i comandi
di grandi dimensioni garantiscono che
non vi sia confusione o incomprensione
da parte dell’operatore. Le migliorie tecniche introdotte sul sistema ArcGlide
sono visibili anche all’esterno dell’unità.
È stata aggiunta una protezione esterna
robusta e una meccanica completamente
interna alla slitta, con due livelli di protezione per evitare che la polvere e le
particelle metalliche possano penetrare
al suo interno. È prevista anche una protezione per evitare che il metallo fuso
provocato dallo sfondamento generi
degli schizzi sul controllo.
“Il nuovo ArcGlide rappresenta un notevole passo in avanti nel mondo dei controlli di altezza torcia”, ha dichiarato
Peter Brahan, responsabile del team
Hypertherm Automation. “Abbiamo
ascoltato i nostri clienti e implementato
le funzioni e le migliorie che ci hanno
chiesto. Come risultato, siamo fiduciosi
che il sistema ArcGlide possa contribuire al successo dei centri servizi - e
all’ottenimento del massimo profitto nelle operazioni di taglio”.
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Nuova saldatrice portatile ESAB
Caddy Mig C160i
La caratteristica saliente della nuova
Caddy Mig C160i è la sua semplicità di
utilizzo. L’operatore deve semplicemente impostare lo spessore del materiale da saldare, tra 0.5 e 4 mm, e la
macchina automaticamente regola i
parametri di saldatura ottimali. Non è
quindi necessario conoscere le correlazioni tra tensione, corrente, velocità del
filo ed effettuare complicate regolazioni
per ottenere ottimi risultati di saldatura.
Un comando separato consente inoltre
all’operatore di regolare la temperatura
per ottenere un bagno di fusione più o
meno caldo secondo le esigenze e le
posizioni di saldatura.
La saldatrice MIG portatile Caddy Mig
C160i è stata ottimizzata per saldare
con filo di acciaio da 0.8 mm. Adatta per
lavori di montaggio, manutenzione e
riparazione, sia in officina che in cantiere, la Caddy Mig C160i è compatta,
leggera (11.4 kg) e robusta.
Dispone di traina-filo integrato con
alloggiamento predisposto per bobine di
filo da 200 mm di diametro (peso circa
5 kg). La polarità
può essere facilmente invertita per
consentire la saldatura sia con fili
pieni che con fili
animati autoprotetti. La portatilità,
una caratteristica
importante della
Caddy Mig C160i,
è stata particolarmente curata, come
si può notare dagli
speciali alloggiamenti per i cavi che
possono essere
avvolti e trasportati insieme alla saldatrice in modo efficiente, facile e sicuro.
La struttura utilizza materiali avanzati,
che garantiscono leggerezza, lunga
durata ed elevata resistenza agli urti.
L’alimentazione può provenire dalla rete
m onofas e a 220 V convenz io n a l e ,
oppure da un generatore di corrente.
Questo significa che la Caddy Mig
C160i può essere usata praticamente
dappertutto. Grazie alla correzione part i c o l a r m e n t e c u r a t a d e l f a t t o re d i
potenza (PFC) e all’attento studio delle
armoniche durante la progettazione dei
circuiti elettrici, la Caddy Mig C160i è
in grado di utilizzare il 30% in più di
energia dalla rete standard rispetto alle
saldatrici convenzionali.
Con ciclo di lavoro del 35% la macchina
fornisce 150 A / 21.5 V, mentre con ciclo
del 100% sviluppa ancora la notevole
potenza di 100 A / 19 V. La gamma di
regolazione di corrente spazia da 30 a
160 A e la velocità di alimentazione del
filo può essere variata tra 2 e 11 m/min.
La Caddy Mig C160i viene fornita completa di torcia con cavo da 3 m, cavo di
alimentazione da 3 m, tubo di alimentazione per il gas di protezione da 4.5 m
con fascetta di fissaggio e connettore ad
attacco rapido, cavo di massa con morsetto e cinghia a tracolla per il trasporto. Per completare il kit, viene
fornita anche una bobina contenente 1
kg di filo ramato ESAB per saldatura
OK Autrod 12.51.
ESAB Saldatura S.p.A.
Via Mattei, 24 - 20010 Mesero (MI)
Tel. 02 979681 - Fax 02 97289300
www.esab.it
Dalle Aziende
Orbitalum Tools, fornitore a 360
gradi di smussatrici/tagliatubi e
saldatrici orbitali
O r b ita lu m To o ls GmbH i n Si nge n,
leader nel settore di macchine e utensili
per la lavorazione orbitale di tubi, e
Orbimatic GmbH in Busek, specialista
dei sistemi di saldatura orbitale, sono
ora un’unica realtà sotto il brand Orbitalum Tools GmbH.
Teste di saldatura orbitale a camera chiusa
Orbimatic, serie ORBIWELD.
La fusione delle due aziende e l’ampliata
gamma di prodotti rafforzano ulteriormente la posizione di Orbitalum Tools
quale fornitore globale di soluzioni per
la prefabbricazione industriale, l’installazione e la manutenzione di sistemi di
tubazioni. Da un unico e storico fornitore avete la possibilità di ricevere assistenza e tutti gli strumenti necessari per
il taglio di tubi, la smussatura per preparazione dei giunti di saldatura, fino alla
saldatura orbitale stessa.
Il marchio “Orbimatic” verrà mantenuto e implementato in seno a Orbitalum Tools GmbH come divisione dedicata agli strumenti di saldatura orbitale.
ORBITALUM TOOLS GmbH
Josef -Schüttler-Straße, 17
78224 Singen (Germany)
Tel. +49 (0) 7731-792755
Fax +49 (0) 7731-792500
www.orbitalum.com
La decima edizione di MECSPE
presenta i saloni Automotive e
Logistica - In concomitanza dei nove
saloni tematici verrà riproposto
anche Impianti Solari Expo
Dal 24 al 26 Marzo 2011, presso Fiere
di Parma, si aprirà la decima edizione
di MECSPE, la fiera internazionale
delle tecnologie di produzione organizzata da Senaf, che presenterà i nuovi
saloni tematici Automotive e Logistica
che andranno ad affiancarsi agli altri
sette saloni - MECSPE, Eurostampi,
Subfornitura, PlastixExpo, Control Italy,
Motek Italy e Trattamenti & Finiture - e
ad Impianti Solari Expo, il servizio di
consulenza sulle energie rinnovabili per
i tetti industriali.
I numeri dell’edizione 2010 ed il relativo
grado di soddisfazione riscontrato da
espositori e visitatori sono il “termometro” che conferma il livello qualitativo
raggiunto dalla manifestazione: 23.238
visitatori altamente qualificati, che testimoniano un incremento dell’8% rispetto
all’anno precedente, ed un’offerta di
oltre 1000 espositori rappresentano un
risultato importante ed in controtendenza rispetto al panorama fieristico
italiano. Questo traguardo è stato conseguito soprattutto grazie allo sforzo
degli organizzatori nel cercare di capire
ed anticipare le esigenze del mercato e
delle imprese.
Protagonista dell’edizione 2011 sarà il
settore dell’Automotive che, secondo i
dati dell’indagine condotta dal Centro
Marketing di Milano sul totale dei visitatori dell’edizione 2010 di MECSPE
(23.238), rappresenta il terzo settore di
interesse dopo quello della costruzione
macchine e della costruzione stampi.
All’interno del salone Automotive tutti i
subfornitori dell’industria automobilistica presenteranno i materiali, le tecnologie e le lavorazioni per la mobilità ed
attraverso la Piazza della Mobilità
Sostenibile saranno messe in luce le
soluzioni tecnologicamente innovative
per la produzione di mezzi elettrici e ad
energie alternative per il trasporto di
persone e merci, per una mobilità più
economica, senza limiti e in rispetto dell’ambiente.
L’altra novità di MECSPE è rappresentata dal focus sulla logistica, funzione
che riveste un ruolo fondamentale in
qualsiasi impresa. Il salone Logistica
rappresenterà un’ottima opportunità per
le aziende del settore che potranno
rivolgersi in questo ambito al cliente
“industria” che, data l’eterogeneità del
settore merceologico di provenienza, si
presenterà con le più articolate e differenti esigenze. Le soluzioni in esposizione all’interno del salone saranno:
movimentazione, material handling,
identificazione automatica, software
gestionali, supply chain management,
lean manufacturing, terziarizzazione.
L’edizione del decennale vedrà anche il
ritorno del salone biennale Trattamenti
& Finiture, dedicato alle macchine, agli
impianti ed ai prodotti per il trattamento
e la finitura delle superfici, che sarà la
vetrina per alcuni focus caratterizzanti,
quali: abrasione, finitura, filtri, forni,
galvanica, lavaggio industriale, metallizzazione, pompe, pretrattamento, processi chimici ed elettrochimici, prodotti
chimici, pulitura, recupero e smaltimento prodotti, grassaggio, strumentazione e apparecchiature di controllo,
smaltatura, trattamenti meccanici, trattamenti termici, verniciatura e sverniciatura, zincatura.
Infine, dopo il successo della prima edizione, in concomitanza con MECSPE si
svolgerà Impianti Solari Expo, l’unico
evento italiano business to business
focalizzato sulle energie rinnovabili per
l’industria manifatturiera.
Per favorire la diffusione della “cultura
del fotovoltaico” verranno presentate le
migliori soluzioni tecnologiche e finanziarie direttamente dalle principali
a z i e n d e o p e r a n t i n e l s e t t o re d e g l i
impianti fotovoltaici e dalle banche consentendo alle aziende di informarsi sulla
possibilità di utilizzare al meglio il
proprio tetto per produrre energia.
Oltre all’esposizione, la peculiarità fondamentale della manifestazione è quella
di offrire ai visitatori la possibilità di
partecipare a vari momenti di approfondimento tecnologico e di confronto con
gli espositori. Novità assoluta dell’edizione 2011 la possibilità offerta a tutti i
visitatori di fissare in anticipo un incontro con gli espositori attraverso il sito
www.mecspe.com.
MY PR
Via Ripamonti, 137 - 20141 Milano
Tel. 02 54123452 - Fax 02 54090230
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Thermal Dynamics presenta il
nuovo generatore Ultra-Cut 400
Il nuovo Ultra-Cut 400 è il più potente
generatore della gamma Ultra-Cut per
taglio al plasma di precisione. Disponibile sul mercato a partire dal prossimo
mese di Luglio, il nuovo generatore è in
Dalle Aziende
grado di produrre tagli di altissima
qualità su acciaio al carbonio, inox ed
alluminio.
L’Ultra-Cut 400 utilizza la stessa torcia
degli altri generatori della serie UltraCut e può essere fornito con la Consolle
Gas Automatica per una integrazione
totale con la maggior parte dei controlli
numerici. È in grado di eseguire tagli di
alta precisione in produzione continua
fino a 50 mm e tagli di qualità con sfondamento dal pieno fino a 60 mm. Lo
spessore massimo di taglio è 100 mm.
Consumabili per il taglio di precisione a
400 Ampere su acciaio inox ed alluminio
saranno disponibili al momento del
lancio, mentre i consumabili da 400
Ampere per il taglio su acciaio al carbonio saranno disponibili nel quarto trimestre 2010. Per tagli fino a 300 Ampere il
generatore utilizza i consumabili della
serie Ultra-Cut che garantiscono risultati di taglio ottimali sia su spessori
sottili che spessi e su ogni materiale.
Come gli altri impianti della stessa
serie, anche l’Ultra-Cut 400 utilizza la
tecnologia XTremelife® per una lunghissima vita dei consumabili nel taglio di
acciaio al carbonio ed il processo Water
Mist Secondary (WMS™) che garantisce velocità fino a 3 volte maggiori e
costi irrisori nel taglio di acciaio inox
utilizzando azoto e normale acqua del
rubinetto.
Il generatore è ideale per tagli inclinati
(bevel) ed applicazioni robotizzate ed
utilizza la torcia dedicata XTR, leggera,
compatta e facilmente installabile su
qualsiasi robot o testa rotante. Consumabili appositamente progettati per il
taglio inclinato permettono tagli di
qualità su una ampia gamma di spessori
ed eccellente visibilità per il posizionamento e la programmazione.
THERMADYNE ITALIA S.r.l.
Via Bolsena, 7
20098 San Giuliano Milanese (MI)
Tel. 02 36546801 - Fax 02 36546840
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Notiziario
Letteratura Tecnica
Performance Welding Handbook 2nd Edition
Finch R., Minneapolis (USA) 2005,
2 1 0 x 2 7 0 m m , 160 pagi ne , ISB N:
0760321728, $ 25,95
Que st o vol um e ,
redatto in forma
chiara e di facile
comprensione anche
per i non esperti del
settore, è destinato
principalmente a chi
si occupa della fabbricazione, manutenzione e riparazione
nel campo aeronautico e specialmente di
aerei leggeri, automobilistico in particolare di vetture sportive destinate alle
gare e nella produzione di telai per biciclette.
Nei 12 capitoli di cui si compone il testo
l’autore, esperto e specialista nel campo
della saldatura, per molti anni consulente della NASA, illustra e descrive,
con l’ausilio di numerose illustrazioni e
foto a colori: l’applicazione ed il confronto tra i processi di saldatura TIG,
MIG ed ossiacetilenica; la scelta
migliore per ogni tipo di realizzazione di
attrezzature e impianti di saldatura; i
metodi più appropriati per la lavorazione
delle superfici; gli attrezzi per il dimensionamento; la saldatura TIG delle strutture tubolari in acciaio 4130; la saldatura
TIG dell’alluminio e del magnesio; la
saldatura MIG degli acciai ed in particolare degli acciai inossidabili; la saldatura
MIG dell’alluminio e del magnesio; la
saldatura a gas degli acciai e specificatamente degli acciai inossidabili; la saldatura a gas dell’alluminio; il taglio al
plasma; i requisiti di sicurezza necessari
per i diversi processi di saldatura trattati
nel volume.
Quayside Publishing Group, 400 First
Avenue North, Suite 300, Minneapolis,
MN 55401 (USA).
Fax: +1 (715) 294-4448
http://www.motorbooks.com
Ponts en acier - Conception et
dimensionnement des ponts
métalliques et mixtures acier-béton
Volume 12
Lebet J-P. e Hirt M.A., Lausanne
(Svizzera) 2009, 195x246 mm, 608 pagine,
ISBN: 978-2-88074-765-7, € 80,55
Quest’opera, volume
dodicesimo, di una
serie pubblicata dal
« Tr a i t é d e G é n i e
Civil» de l’Ecole
Polytechnique Fédérale de Laus anne
(Svizzera), riguarda i
principi fondamentali della progettazione ed i metodi per il dimensionamento dei ponti in acciaio e misti
acciaio/calcestruzzo. Il testo utilizza le
nozioni di base illustrate nel volume 10,
pubblicato in precedenza e dedicato alle
nozioni fondamentali ed ai metodi di
dimensionamento degli elementi
costruttivi di carpenteria.
Scopo principale di questa serie è quello
di fornire gli elementi necessari ad una
buona comprensione del comportamento
fisico degli elementi strutturali e delle
loro giunzioni, al fine di permettere il
loro dimensionamento utilizzando
modelli di calcolo realistici.
L’attenzione si concentra in particolare
sui ponti autostradali e pedonali, ma
sono pure presi in esame specificatamente quelli ferroviari. Per queste strutture sono trattati in dettaglio gli aspetti
della sicurezza strutturale con la resistenza alla fatica e l’idoneità per il servizio, compreso il comportamento dinamico. Il montaggio di strutture di
carpenteria metallica e la messa in opera
di elementi in cemento armato precompresso sono ampiamente discussi, evidenziando la loro influenza sulla progettazione e sul dimensionamento.
La trattazione è divisa principalmente in
cinque parti: la prima è un’introduzione
generale sui ponti mentre la seconda è
consacrata alla concezione e alla progettazione di elementi portanti e di dettagli
costruttivi misti acciaio/calcestruzzo, la
terza riguarda l’analisi ed il dimensionamento, la quarta descrive la concezione
specifica e le particolarità di altri tipi di
ponti: ferroviari, passerelle pedonali e
Notiziario
ciclabili, infine la quinta ed ultima comprende un esempio di calcolo numerico
riferito ad un ponte misto acciaio/calcestruzzo; in essa sono illustrate le fasi più
importanti per l’analisi strutturale ed il
dimensionamento al fine di concretizzare le verifiche necessarie.
Numerosi esempi numerici completano
gli argomenti trattati al fine di illustrare
al meglio le applicazioni pratiche. I riferimenti normativi, serviti di base ai principi di dimensionamento utilizzati in
questo testo, sono quasi esclusivamente
rappresentati dalle norme svizzere SIA,
pur non mancando numerosi cenni agli
Eurocodici, nell’intento di indirizzare i
possibili lettori nella direzione della
nuova generazione di norme impiegate
in futuro da tutti i paesi europei compresa la Svizzera.
Il contenuto del testo, frutto della decennale esperienza degli autori acquisita
durante l’insegnamento di questa
materia, è redatto in forma semplice e
facilmente comprensibile anche ai meno
esperti e rappresenta un insieme di conoscenze fondamentali, arricchite notevolmente dai risultati di lavori internazionali di ricerca.
Presses Polytechniques et Universitaires
Romandes, EPFL - Rolex Learning
Cen t e r, C a s e p o s tal e 119, 1015
Lausanne (Svizzera).
Fax: +41 (0)21 693 40 27
http://www.ppur.org
Le nuove N.T.C. 2008 Guida pratica - Come cambia la
progettazione strutturale
Biondi A., Palermo 2010, 173x247 mm,
181 pagine, ISBN: 978-88-7758-915-6,
€ 30,00
Il testo propone la
trattazione completa
di tutti i nuovi concetti e parametri che
le Norme Tecniche
per le Costruzioni
(D.M. 14 Gennaio
2008) propongono e
l’approfondimento delle novità introdotte dalla nuova normativa sul panorama della progettazione strutturale.
Frequenti riferimenti e confronti con le
ormai superate consuetudini progettuali
(D.M. 16 Gennaio 1996) consentono al
lettore di cogliere immediatamente le
differenze fra i due approcci normativi,
rendendo più agevole la comprensione e
le conseguenze applicative delle neointrodotte nozioni di “prestazione strutturale”, “cerniera plastica”, “classe di duttilità”, “gerarchia delle resistenze”, ecc.
Tutti gli argomenti trattati non scadono
mai nel campo prettamente matematicoformulistico, che poco interessa al
tecnico operativo, ma vengono presentati in termini concreti, sottolineando
fondamentalmente quali sono le conseguenze puramente pratiche della loro
applicazione.
I temi sviluppati su questo volume
riguardano fondamentalmente aspetti
validi per tutte le tipologie strutturali
(cemento armato, acciaio, muratura), ma
dettagliati approfondimenti sono dedicati soprattutto alle opere in cemento
armato.
Il volume è completato da un allegato
fotografico contenente una serie di
immagini ritratte dallo stesso autore nel
capoluogo e nei comuni limitrofi dell’Aquila, dopo il terremoto dell’Aprile
2009. Le foto, opportunamente descritte
e commentate, propongono i danni subiti
da numerose strutture a causa dell’azione sismica subita, fornendo un
ulteriore riscontro pratico dei concetti
precedentemente trattati.
Dario Flaccovio Editore, Via Croce
Rossa, 28, 90144 Palermo.
Fax: 091 525738
http://www.darioflaccovio.it
Codici e Norme
Norme nazionali
Italia
UNI EN 1708-1 - Saldatura - Tipi fondamentali di collegamenti saldati in
acciaio - Parte 1: Componenti in pressione (2010).
UNI EN ISO 2560 - M a t e r i a l i d i
apporto per saldatura - Elettrodi rivestiti
per saldatura manuale ad arco di acciai
non legati e a grano fine - Classificazione (2010).
UNI ISO 4306-2 - Apparecchi di sollevamento - Vocabolario - Parte 2: Gru
mobili (2010).
UNI ISO 4306-3 - Apparecchi di sollevamento - Vocabolario - Parte 3: Gru a
torre (2010).
UNI ISO 4306-5 - Apparecchi di sollevamento - Vocabolario - Parte 5: Gru a
ponte e a portale (2010).
UNI EN ISO 5821 - Saldatura a resistenza - Punte intercambiabili di elettrodi per la saldatura a resistenza a punti
(2010).
UNI EN 10283 - Getti in acciaio resistenti alla corrosione (2010).
UNI EN 10305-1 - Tubi di acciaio per
impieghi di precisione - Condizioni tecniche di fornitura - Parte 1: Tubi senza
saldatura trafilati a freddo (2010).
impieghi di precisione - Condizioni tecniche di fornitura - Parte 2: Tubi saldati
trafilati a freddo (2010).
calibrati a freddo (2010).
calibrati a freddo di sezione quadrata e
rettangolare (2010).
UNI EN 12668-1 - Prove non distruttive
- Caratterizzazione e verifica delle apparecchiature per esame ad ultrasuoni Parte 1: Apparecchi (2010).
UNI EN 12668-2 - Prove non distruttive
- Caratterizzazione e verifica delle apparecchiature per esame ad ultrasuoni Parte 2: Sonde (2010).
UNI EN 13507 - Spruzzatura termica Pretrattamento di superfici di parti
metalliche e componenti da sottoporre a
spruzzatura termica (2010).
apporto per saldatura - Fili e nastri elettrodi, fili e bacchette per la saldatura ad
arco di acciai inossidabili e di acciai
resistenti ad alta temperatura - Classificazione (2010).
apporto per saldatura - Approvvigionamento di materiali di apporto e di flussi
(2010).
Notiziario
UNI EN ISO 14556 - Acciaio - Prova di
resilienza su provetta Charpy con intaglio a V - Metodo di prova strumentato
(2010).
UNI EN ISO 26203-1 - Materiali metallici - Prova di trazione ad elevata velocità di deformazione - Parte 1: Sistemi a
barra elastica (2010).
apporto per saldatura - Fili elettrodi
pieni ed animati e combinazioni filoflusso per la saldatura ad arco sommerso
di acciai ad alta resistenza - Classificazione (2010).
UNI CEI ISO 80000-1 - Grandezze ed
unità di misura - Parte 1: Generalità
(2010).
ASTM A313/A313M D - Standard
specification for stainless steel spring
wire (2010).
ASTM A479/A479M - Standard specification for stainless steel bars and
shapes for use in boilers and other pressure vessels (2010).
ASTM A480/A480M - Standard specification for general requirements for
flat-rolled stainless and heat-resisting
steel plate, sheet, and strip (2010).
API RP 578 - Material verification
program for new and existing alloy
piping systems (2010).
ASTM A240/A240M - Standard specification for chromium and chromiumnickel stainless steel plate, sheet, and
strip for pressure vessels and for general
applications (2010).
EN ISO 9445-2 - Continuously coldrolled stainless steel - Tolerances on
dimensions and form - Part 2: Wide strip
and plate/sheet (2010).
Norme internazionali
AWS A3.0 - Standard welding terms and
definitions; including terms for adhesive
bonding, brazing, soldering, thermal
cutting, and thermal spraying (2010).
ISO
AWS D1.1/D1.1M - Structural welding
code - steel (2010).
ISO 9809-1 - Gas cylinders - Refillable
seamless steel gas cylinders - Design, construction and testing - Part 1: Quenched
and tempered steel cylinders with tensile
strength less than 1 100 MPa (2010).
USA
API SPEC 5CRA - Specification for
corrosion resistant alloy seamless tubes
for use as casing, tubing and coupling
stock (2010).
EN ISO 9445-1 - Continuously coldrolled stainless steel - Tolerances on
dimensions and form - Part 1: Narrow
strip and cut lengths (2010).
Norme europee
EN
EN 1706 - Aluminium and aluminium
alloys - Castings - Chemical composition and mechanical properties (2010).
ISO 8779 - Plastics piping systems Polyethylene (PE) pipes for irrigation Specifications (2010).
ISO 11295 - Classification and information on design of plastics piping systems
used for renovation (2010).
EN ISO 3821 - Gas welding equipment
- Rubber hoses for welding, cutting and
allied processes (2010).
ISO 13229 - Thermoplastics piping
systems for non-pressure applications Unplasticized poly(vinyl chloride)
(PVC-U) pipes and fittings - Determination of the viscosity number and K-value
(2010).
EN ISO 5171 - Gas welding equipment
- Pressure gauges used in welding,
cutting and allied processes (2010).
ISO 26203-1 - Metallic materials Tensile testing at high strain rates Part 1: Elastic-bar-type systems (2010).
Corsi IIS
Luogo
Genova
Data
Titolo
Ore
19-22/7/2010
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il
convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Messina
26-29/7/2010
--
Genova
6-9/9/2010
--
Organizzatore
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FOR
Tel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - [email protected]
Notiziario
Corsi IIS (segue)
Luogo
Genova
Data
Titolo
Ore
6-10/9/2010
11-15/10/2010
8-10/11/2010
Corso modulare per la qualificazione ad International Welding
Inspector - Comprehensive - Ispezione di giunti saldati
Mogliano Veneto
(TV)
13-16/9/2010
--
Genova
13-17/9/2010
Corso per International Welding Practitioner - Parte I
--
Legnano (MI)
13-17/9/2010
Corso per International Welding Specialist - Parte I
--
Legnano (MI)
13-17/9/2010
Corso per International Welding Technologist - Parte III Tecnologia della saldatura
--
Legnano (MI)
13-17/9 e
20-22/9/2010
Corso per International Welding Engineer - Parte III Tecnologia della saldatura
--
Priolo (SR)
15-16/9/2010
Corso avanzato - Valutazione della vita residua
16
Genova
20-21/9/2010
Corso teorico-pratico di incollaggio di tubi e/o raccordi di
PVC-C, PVC-U o di ABS per la qualificazione secondo
UNI 11242
16
--
Legnano (MI)
20-23/9/2010
--
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
Corsi di qualificazione per personale addetto alle PND di livello 1, 2 e 3
Esame visivo (VT)
Legnano (MI)
14-15/9/2010
Legnano (MI)
16/9/2010
Legnano (MI)
29-30/9/2010
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
8
Modulo Specifico Saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
12
Esame radiografico (RT)
Priolo (SR)
27-30/7/2010
28
Legnano (MI)
14-15/9/2010
16
Esame ultrasonoro (UT)
Legnano (MI)
14-15/9/2010
16
Legnano (MI)
21-24/9/2010
28
Organizzatore
Notiziario
Corsi di qualificazione, ecc. (segue)
Esame con particelle magnetiche (MT)
Legnano (MI)
14-15/9/2010
16
Esame con liquidi penetranti (PT)
Legnano (MI)
14-15/9/2010
16
Corsi di altre Società
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Milano
19-21/7/2010
Corso di formazione per Auditor interni del Sistema di
gestione per la qualità (in accordo con la norma
ISO 19011)
AICQ Centro Nord c/o TQM s.r.l. (Milano)
Tel. 02 67382158; fax 02 67382177
[email protected]
Milano
21-23/7/2010
Costruzione, certificazione ed esercizio delle
Attrezzature a Pressione
ANCCP Certification Agency (Milano)
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Milano
22-23/7/2010
Criteri e metodi per progettare e documentare un sistema
di gestione per la Qualità (i requisiti della norma
ISO 9001:2008 e della guida ISO 10013)
Tel. 02 67382158; fax 02 67382177
[email protected]
Lamezia Terme (CZ)
26-30/7/2010
Lead Auditor dei Sistemi di Gestione Qualità
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Lamezia Terme (CZ)
6-8/9/2010
Internal Auditor dei Sistemi di Gestione per la Salute e
la Sicurezza nei Luoghi di Lavoro
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Milano
6-10/9/2010
Programma di addestramento raccomandato per l’esame
di termografia di 2° livello secondo EN 473
CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano)
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Napoli
10/9/2010
La gestione della sicurezza delle macchine e degli
impianti industriali secondo il D.Lgs. 81/2008 Titolo III
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Napoli
13/9/2010
L’analisi ambientale iniziale
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Napoli
13-14/9/2010
Misure meccaniche e termiche: strumentazione, tecniche e metodologie
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Milano
Napoli
13-14/9/2010
27-28/9/2010
Sicurezza di Macchine ed Attrezzature - Direttiva Macchine 2006/42/CE e D.Lgs. 81/2008 s.m.i.: Obblighi
Derivanti
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Milano
13-17/9/2010
con liquidi penetranti di 2° livello secondo EN 473
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Livorno
16/9/2010
La nuova Direttiva Macchine 2006/42/CE: evoluzione
rispetto alla precedente normativa 98/37/CE - Obblighi e
opportunità
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
16-17/9/2010
Corso di formazione per i Datori di Lavoro che svolgono
la funzione di RSPP
AICQ-CI (Roma)
Tel. 06 4464132; fax 06 4464145
[email protected]
Roma
Notiziario
Corsi di altre Società (segue)
Luogo
Napoli
Lamezia Terme (CZ)
Data
16-17/9/2010
20/9/2010
Titolo
Organizzatore
La normativa ambientale e gli obblighi per le imprese:
tecniche e metodologie per l'audit di conformità
legislativa
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
La nuova ISO 9001:2008: cosa cambia rispetto alla
precedente ISO 9001 del 2000
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Napoli
20-21/9/2010
La valutazione del rischio chimico secondo il
D.Lgs. 81/2008
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Napoli
20-21/9/2010
Dispositivi Protezione Individuale: la Fabbricazione,
la Progettazione, la Marcatura CE
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Milano
20-24/9/2010
Lead Auditor dei Sistemi di Gestione Ambientale
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Milano
20/9-1/10/2010
di ultrasuoni di 2° livello secondo EN 473
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Napoli
21/9/2010
La nuova Direttiva Macchine e il D.Lgs. 17/2010
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Napoli
21-23/9/2010
Come implementare un Sistema di Gestione Sicurezza
conforme all'art. 30 D.Lgs. 81/2008 (D.Lgs. 231/2001),
alla norma OHSAS 18001:2007 e alla Linea Guida
UNI-INAIL
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Milano
22/9/2010
Lo standard BS OHSAS 18001/2007 come strumento
del T.U. sulla Sicurezza D.Lgs. 81/2008 (art. 30) per
organizzare ed implementare un Sistema di Gestione per
la Sicurezza di cui al D.Lgs. 231/2001 integrato col
Sistema di Gestione per la Qualità UNI EN ISO 9001
Tel. 02 67382158; fax 02 67382177
[email protected]
Milano
22-24/9/2010
Le ISO 9001:2000-2008. Principi, contenuti ed
esercitazioni (Corso pratico di apprendimento per
coloro che si accostano per la prima volta alle norme
UNI EN ISO 9000)
Tel. 02 67382158; fax 02 67382177
[email protected]
Roma
23/9/2010
Sistemi di Gestione Ambientale: normativa e
legislazione cogente
AICQ-CI (Roma)
Tel. 06 4464132; fax 06 4464145
[email protected]
Le norme ISO 9000 e il Sistema di Gestione per la
Qualità
AICQ-Triveneta (Mestre - VE)
Tel. 041 951795; fax 041 940648
[email protected]
Mestre (VE)
27-28/9/2010
Notiziario
Mostre e Convegni
Luogo
Genova
Titolo
Data
20/7/2010
Organizzatore
Presentazione della norma UNI 11336 “Attività
operative delle imprese. Linee guida per la valutazione
preliminare di un progetto di affidamento a terzi
(outsourcing) di servizi”
Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
Quebec City
(Canada)
27-30/7/2010
Quantitative Infrared Thermography (QIRT) Conference
Université Laval (Quebec - Canada)
Tel. +1 418 6562962; fax +1 418 6563159
[email protected]
Lima (Perù)
9-11/8/2010
III International Conference on Welding and Joining of
Materials
Facultad de Ciencias e Ingeniería - Sección Ingeniería Mecánica
(Lima - Perù)
Tel. +51 1 6262000; fax +51 1 6262800
[email protected]
Dresden
(Germania)
29/8-3/9/2010
European Conference on Fracture - ECF18
Deutscher Verband für Materialforschung und Prüfung e V.
(Berlin - D)
Tel. +49 030 8113066; fax +49 030 8119359
[email protected]
Budapest
(Ungheria)
31/8-2/9/2010
EUROSTEEL 2011 - 6th European Conference on Steel
and Composite Structures
ASSZISZTENCIA Congress Bureau (Budapest - Hungary)
Tel. +36 1 350 1854; fax +36 1 350 0929
[email protected]
Krasnoyarsk
(Russia)
2-4/9/2010
International Congress and Exhibition Non-Ferrous
Metals 2010
Organizing Committee (Krasnoyarsk - Russia)
Tel. +7 (391) 2695647; fax +7 (391) 2695648
[email protected]
Barcellona
(Spagna)
9-10/9/2010
International Foundry Forum 2010
CAEF - The European Foundry Association (Düsseldorf - D)
Tel. +49 (0) 211 6871217; fax +49 (0) 211 6871 347
[email protected]
Essen
(Germania)
14-16/9/2010
Aluminium 2010
Reed Exhibitions Deutschland GmbH (Düsseldorf - D)
Tel. +49 (0) 211 90191202; fax +49 (0) 211 90191123
[email protected]
Cardiff
(Regno Unito)
14-16/9/2010
NDT 2010 Conference and Exhibition
BINDT (Northampton - UK)
Tel. +44 0 1604630124; fax +44 0 1604 231489
[email protected]
Orlando
(Florida - USA)
19-23/9/2010
Corrosion Technology Week 2010
NACE International (Houston, Texas - USA)
Tel. +1 281 2286223; fax +1 281 2286300
[email protected]
Cincinnati
(Ohio - USA)
20-21/9/2010
5th International EWI/TWI Seminar on Joining
Aerospace Materials
EWI (Columbus - Ohio - USA)
Tel. 614 688 5000; fax 614 688 5001
[email protected]
Kielce
(Polonia)
28-30/9/2010
16th International Fair of Technologies for Foundry
METAL
Targy Kielce (Kielce - Poland)
Tel. +48 41 3651222; fax +48 41 3456261
[email protected]
Parigi
(Francia)
28-30/9/2010
ESOPE 2010 - International Exhibition and European
Symposium on Pressure Equipment
Groupe E.T.A.I (Antony - France)
Tel. +33 (0) 1 77929682; fax +33 (0)1 77929823
[email protected]
Oulu
(Finlandia)
29-30/9/2010
Maintenance, Condition Monitoring and Diagnostics
Seminar
Oulu Training and Development Centre (Oulu - Finland)
Tel. +358 (0) 8 5509700; fax +358 (0) 8 5509840
[email protected]
Berlino
(Germania)
29/9-1/10/2010
8th International Conference on NDE in Relation to
Structural Integrity for Nuclear and Pressurised
Components
German Society for Non-Destructive Testing (Berlin - D)
Tel. +49 30 67807120; fax +49 30 67807129
[email protected]
Robotica in saldatura: soluzioni e tendenze
Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
Genova
30/9/2010
Ricerche
Bibliografiche
Dati IIS-Data
Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo
ad alta lega (2000-2010)
Creep behaviour and lifetime of large welds in X 20 CrMoV
12 1-results based on simulation and inspection di
STORESUND J. et al. «Journal PVP», V. 83, N. 11-12/2006,
pp. 875-883.
Acciai al Cr Mo a bassa lega; acciai al Cr Mo ad alta lega;
analisi con elementi finiti; controllo non distruttivo; durata
della vita; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; modelli
di calcolo; resistenza allo scorrimento a caldo; scorrimento a
caldo; simulazione; tecniche di replica; ZTA; ZTA a grano
ingrossato.
Influence of glass bead blasting of 9%Cr steel substrate on
development of aluminide diffusion coatings di HUTTUNENSAARIVIRTA E. et al. «Surface», Novembre-Dicembre 2006,
pp. 472-480.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; metallografia; microstruttura;
preparazione superficiale; rivestimenti ceramici.
Predicting weld creep strength reduction for 9% Cr steels
di HOLMSTRÖM S. e AUERKARI P. «Journal PVP», V. 83,
N. 11-12/2006, pp. 803-808.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; affidabilità; alta temperatura;
condizioni di servizio; durata della vita; materiali resistenti allo
scorrimento a caldo; modelli di calcolo; previsione; resistenza
allo scorrimento a caldo; simulazione; ZTA.
C r e e p d e g r a d a t i o n i n w e l d s o f M o d . 9 C r- 1 M o s t e e l
d i M A S U YA M A F. « J o u r n a l P V P » , V. 8 3 , N . 11 - 1 2 / 2 0 0 6 ,
pp. 819-825.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; centrali elettriche; durata della vita; durezza; giunti saldati; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; resistenza alla
rottura per scorrimento; resistenza allo scorrimento a caldo;
saldatura ad arco sommerso; scorrimento a caldo; surriscaldatori; tubi; tubisteria; turbine a vapore; ZTA.
Small punch testing of P91 steel di MILICKA K. e DOBEŠ F.
«Journal PVP», V. 83, N. 9/2006, pp. 625-634.
Acciai ad alta lega; acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; calcolo; confronti; materiali resistenti allo scorrimento a
caldo; proprietà meccaniche; prove di scorrimento a caldo;
scorrimento a caldo.
Finite-element creep damage analyses of P91 pipes di HYDE
T.H. et al. «Journal PVP», V. 83, N. 11-12/2006, pp. 853-863.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; analisi con elementi finiti; condotte; fattori di influenza; materiali resistenti
allo scorrimento a caldo; modelli di calcolo; pressione interna;
previsione; proprietà meccaniche; prove di scorrimento a caldo;
rotture; scorrimento a caldo; simulazione; tubi.
Influence of different forming and heat treatment stages on
the properties of P92-sheet di EL MAGD E. et al. «Steel», Febbraio 2006, pp. 122-128.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; centrali elettriche; durezza; lamierini; lavorazione dei metalli; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; proprietà meccaniche; trattamento termico; turbine a vapore.
Alloy design of creep resistant 9Cr steel using a dispersion of
nano-sized carbonitrides di ABE F. et al. «Journal PVP», V. 84,
N. 1-2/2007, pp. 3-12.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; carburi; durata
della vita; martensite; materiali resistenti allo scorrimento a
caldo; microstruttura; nitruri; scorrimento a caldo.
Evaluation of microstructural parameters in 9-12% Cr-steels
di MAILE K. «Journal PVP», V. 84, N. 1-2/2007, pp. 62-68.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; composizione
chimica; condizioni di servizio; fattori di influenza; martensite;
materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura;
normalizzazione; resistenza allo scorrimento a caldo; rinvenimento; scorrimento a caldo; trattamento termico; valutazione.
Ricerche Bibliografiche
Creep damage and expected creep life for welded 9-11%
C r s t e e l s d i A U E R K A R I P. e t a l . « J o u r n a l P V P » , V. 8 4 ,
N. 1-2/2007, pp. 69-74.
Acciai al Cr Mo a bassa lega; acciai al Cr Mo ad alta lega; alta
temperatura; centrali elettriche; criccabilità; durata della vita;
estensione della vita in servizio; giunti saldati; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; operazioni in
servizio; prove di scorrimento a caldo; resistenza allo scorrimento a caldo; rotture; saldabilità; scorrimento a caldo.
Investigation of ratcheting characteristics of modified
9Cr-1Mo steel by using the Chaboche constitutive model
di KOO G.H. e LEE J.H. «Journal PVP», V. 84, N. 5/2007,
pp. 284-292.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; analisi delle tensioni; analisi elasto-plastica; calcolo; carico di snervamento;
cinetica delle reazioni; indurimento; industria nucleare; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; modelli di calcolo; proprietà meccaniche; recipienti in pressione; scorrimento plastico.
F u l l - s i z e i n t e r n a l - p re s s u re c re e p t e s t f o r w e l d e d P 9 1
hot reheat piping di NONAKA I. et al. «Journal PVP», V. 84,
N. 1-2/2007, pp. 88-96.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; analisi con elementi finiti; condizioni di servizio; controllo non distruttivo;
controllo ultrasonoro; durata della vita; giunti saldati; materiali
resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; pressione
interna; previsione; prove di scorrimento a caldo; resistenza
allo scorrimento a caldo; saldatura ad arco sommerso; saldature circonferenziali; scorrimento a caldo; tubi; turbine a
vapore; ZTA.
P 9 1 a n d b e y o n d d i C O L E M A N K . K . e N E W E L L W. F.
«Wdg J.», Agosto 2007, pp. 29-33.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; condizioni di servizio; confronti; materiali di consumo; materiali resistenti allo
scorrimento a caldo; operazione dopo saldatura; proprietà meccaniche; saldabilità; saldatura a più passate; temperatura; trattamento termico dopo saldatura; ZTA.
Full size internal pressure creep test for welded P91 hot
re h e a t e l b o w d i N O N A K A I . e t a l . « J o u r n a l P V P » , V. 8 4 ,
N. 1-2/2007, pp. 97-103.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; analisi con elementi finiti; condizioni di servizio; controllo non distruttivo;
controllo ultrasonoro; curve di tubi; durata della vita; durezza;
estensione della vita in servizio; giunti saldati; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; pressione
interna; prove di scorrimento a caldo; resistenza allo scorrimento a caldo; scorrimento a caldo; vapore d’acqua; ZTA.
Some aspects of plant and research experience in the use of
new high strength martensitic steel P91 di SHIBLI A. e
STARR F. «Journal PVP», V. 84, N. 1-2/2007, pp. 114-122.
Acciai ad alta resistenza; acciai al Cr Mo a bassa lega; acciai al
Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; caldaie; criccabilità;
giunti saldati; impianti; industria petrolifera; ingegneria
chimica; martensite; materiali resistenti allo scorrimento a
caldo; ossidazione; resistenza a fatica; resistenza alla rottura
per scorrimento; resistenza allo scorrimento a caldo; rotture;
scorrimento a caldo; surriscaldatori; tubi; vapore d’acqua.
T/P23, 24, 911 and 92: new grades for advanced coal-fired
power plants - properties and experience di VAILLANT J.C.
et al. «Journal PVP», V. 85, N. 1-2/2008, pp. 38-46.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; caldaie; materiali d’apporto; materiali resistenti allo scorrimento a caldo;
operazione dopo saldatura; ossidazione; proprietà meccaniche;
prove di scorrimento a caldo; resistenza allo scorrimento a
caldo; saldabilità; saldatura ad arco sommerso; saldatura
manuale con elettrodi rivestiti; saldatura TIG; scorrimento a
caldo; trattamento termico dopo saldatura.
Deformation and fracture behaviour of P91 steel weldments
at high temperatures di CEYHAN U. e DOGAN B.
«Weld Join.», Settembre-Ottobre 2006, pp. 538-543.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; deformazione;
durezza; giunti saldati; materiali resistenti allo scorrimento a
caldo; meccanica della frattura; metallografia; microstruttura;
proprietà meccaniche; prove di durezza; prove di trazione; prove
meccaniche; scorrimento a caldo; ZTA.
Evolution of Cr-Mo-V weld metal microstructure during
creep testing - Part 1: P91 material (IIW-1822-07, ex-doc.
I I - 1 6 0 1 - 0 6 ) d i M A N D Z I E J S . T. e V Y R O S T K O VA A .
«Weld. World», Gennaio-Febbraio 2008, pp. 3-26.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; confronti; materiali resistenti allo
scorrimento a caldo; microstruttura; prove di scorrimento a
caldo; prove meccaniche; resistenza allo scorrimento a caldo;
saldatura manuale con elettrodi rivestiti; trattamento termico;
trattamento termico dopo saldatura; zona fusa.
Microstructure and long-term creep properties of 9-12% Cr
steels di HALD J. «Journal PVP», V. 85, N. 1-2/2008, pp. 31-37.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; carburi; centrali
elettriche; composizione chimica; condizioni di servizio; durata
della vita; fattori di influenza; indurimento; materiali resistenti
allo scorrimento a caldo; microstruttura; molibdeno; resistenza
allo scorrimento a caldo; scorrimento a caldo; simulazione; tungsteno.
Effect of various factors on toughness in P92 SAW weld metal
di CHOVET C. et al. «Weld. World», Luglio-Agosto 2008,
pp. 18-26.
Acciai ad alta lega; acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; centrali elettriche; composizione chimica; fattori di
influenza; materiali d’apporto; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; proprietà meccaniche; resistenza
allo scorrimento a caldo; resistenza meccanica; saldatura ad
arco; saldatura ad arco sommerso; tenacità; tenacità all’urto;
zona fusa.
Effect of t8/5 on the microstructure and properties of the
HAZ of ASME SA213-T92 steel by thermal simulation di JUN
W. et al. «China Weld.», N. 3/2007, pp. 36-40.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; caldaie; centrali
elettriche; ciclo termico; durezza; fattori di influenza; frattografia; giunti saldati; materiali resistenti allo scorrimento a caldo;
meccanica della frattura; microstruttura; proprietà meccaniche;
proprietà termiche; scorrimento a caldo; simulazione; tenacità
all’urto; ZTA.
The effect of different crystal conditions of filler metal on
vacuum brazing of TiAl alloy and 42CrMo di YING Z. et al.
«China Weld.», N. 4/2007, pp. 17-19.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; brasatura forte;
leghe d’alluminio; materiale d’apporto per brasatura forte;
microstruttura; parametri di processo; proprietà meccaniche;
scelta; solidificazione; struttura cristallina; titanio; vuoto.
Ricerche Bibliografiche
The influence of Ti, Al and Nb on the toughness and creep
rupture strength of grade 92 steel weld metal di ABSON D.
et al. «Welding Cutting», Maggio-Giugno 2008, pp. 156-161.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; aggiunte di elementi di lega; alluminio; alta temperatura; durezza; fattori di influenza; materiali
resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; niobio; proprietà meccaniche; prove di rottura dinamica; resistenza alla
rottura per scorrimento; resistenza allo scorrimento a caldo;
saldatura con filo animato; supporto al rovescio; tenacità;
titanio; trattamento termico dopo saldatura; zona fusa.
Modelling creep behaviour and failure of 9Cr-0.5Mo-1.8WVNb steel (P92) di PÉTRY C. e LINDET G. «Journal PVP»,
V. 86, N. 8/2009, pp. 486-494.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; alto; analisi con
elementi finiti; bibliografia; confronti; durata della vita; materiali
resistenti allo scorrimento a caldo; modelli di calcolo; proprietà
meccaniche; prove di scorrimento a caldo; resistenza ad alta temperatura; resistenza alla rottura per scorrimento; resistenza allo
scorrimento a caldo; scorrimento a caldo; simulazione.
Effect of microstructure on the accelerated creep of
20CrMoV12-1 and P91 steels di TUMA J.V. e KOSEC G.
«Steel», Agosto 2007, pp. 643-647.
A c c i a i a l C r M o a d a l t a l e g a ; a l t a t e m p e r a t u r a ; d u re z z a ;
impianti; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; proprietà meccaniche; prove di durezza; prove di
scorrimento a caldo; resistenza ad alta temperatura; resistenza
allo scorrimento a caldo; scorrimento a caldo; tempra; trattamento termico.
Effect of carbon on phase composition of wed metal of
welded joints in martensitic steel with 9% Cr (P91) di
SKULSY V.YU. e GAVRIK A.R. «The Paton Wdg J.», Febbraio
2009, pp. 28-30.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; apporto termico
specifico; carbonio; composizione chimica; delta; fattori di
influenza; ferrite; martensite; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; resistenza ad alta temperatura;
saldabilità; saldatura TIG; zona fusa.
A constitutive creep equation for 9Cr-1Mo-0.2V (P91 type)
steel under constant load and constant stress di NAGODE A.
et al. «Steel», Agosto 2007, pp. 638-642.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; condizioni di
servizio; durata della vita; impianti; materiali resistenti allo
scorrimento a caldo; prove di scorrimento a caldo; resistenza ad
alta temperatura; scorrimento a caldo; tubisteria.
Micro-crack growth behavior and life in high temperature
low cycle fatigue of blade root and disc joint for turbines
(12%Cr steel) di NOBUHIRO ISOBE e SHUHEI NOGAMI
«Journal PVP», V. 86, N. 9/2009, pp. 622-627.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; analisi con elementi finiti; analisi strutturale; cricche di fatica; dischi; durata
della vita; fatica a basso numero di cicli; materiali resistenti
allo scorrimento a caldo; microcricche; propagazione delle
cricche; resistenza a fatica; resistenza ad alta temperatura;
turbine; vita residua.
Characterisation of creep-weak zones (white bands) in grade
91 weld metal di ZHANG Y. et al. «Weld Join.», NovembreDicembre 2009, pp. 542-548.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta pressione; alta temperatura;
bordi dei grani; durezza; elettrodi rivestiti; materiali resistenti
allo scorrimento a caldo; metallografia; microstruttura; proprietà meccaniche; prove di scorrimento a caldo; resistenza ad
alta temperatura; resistenza allo scorrimento a caldo; saldatura
a più passate; saldatura manuale con elettrodi rivestiti; scorrimento a caldo; spettroscopia; trattamento termico dopo saldatura; zona fusa.
C o r re l a t i o n o f c re e p p ro p e r t i e s o f s i m u l a t e d a n d re a l
weld joints in modified 9%Cr steels di KOUKAL J. et al.
«Weld. World», Gennaio-Febbraio 2010, pp. R27-R34.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; centrali elettriche; giunti saldati; grosso; impianti; materiali resistenti allo
scorrimento a caldo; microstruttura; proprietà meccaniche;
prove di scorrimento a caldo; resistenza ad alta temperatura;
resistenza allo scorrimento a caldo; saldatura manuale con elettrodi rivestiti; scorrimento a caldo; simulazione; tubi; zona di
saldatura; ZTA.
Ferrite to austenite reverse transformation process in B
containing 9%Cr heat resistant steel HAZ (130B, 130BN,
LB, Gr92, Gr92N, Maraging steel) di SHIRANE T. et al.
«Weld Join.», N. 8/2009, pp. 698-707.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; acciai maraging; aggiunte di boro;
alta temperatura; austenite; ciclo termico; dimensione del
grano; giunti saldati; martensite; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; resistenza ad alta temperatura;
resistenza allo scorrimento a caldo; saldabilità; scorrimento
a c a l d o ; s i m u l a z i o n e ; t r a s f o r m a z i o n e ; Z TA ; Z TA a g r a n o
ingrossato.
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
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ENEA E.I.
Notiziario dell’ENEA Sic. e Prot.
ENEA-DISP.
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AMMA
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NRIM Research
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NT AMMA
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Oerlikon
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PCB
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Perito Ind.
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Prevenzione
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Produttronica
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Qualità
Qualità
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Rev. Soud.
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Revue Met. CIT
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Ric. Inn.
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Riv. Mecc.
Rivista di Meccanica Oggi
Riv. Mecc. Oggi
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Schweisstechnik
Schweisstechnik
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Soldagem & Inspecao
Soldagem & Materiais
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Stainless Steel Europe
Stainless Steel World
Stainless Today
less
Steel Research
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Sudura
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Svetsen
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Technical Review
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Tecnologia Qualidade
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Tecnologie per il Mare
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The TWI Journal
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Transactions of JWS
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Welding International
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Zavarivanje
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Tech. Rev.
Techn. Uberw.
Qualidade
Tec. Tra. Mare
Tec. Mare
Teknos
Br. Nondestr.
European NDT
Journal PVP
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Trans. JWRI
Trans. JWS
Trans. NRIM
Ultrasonics
Unificazione
Università
Unsider
Var. Teh.
–
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Weld. J. Europe
Welding
Weld. Des.
Weld. World
Weld. Int.
Wdg. J.
Weld. Prod.
Weld. Rev.
WRC Bulletin
WRI J.
Zavarivac
Zavarivanje
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Zis
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Rivista 1 / 2010
Rivista 2 / 2010
Rivista 3 / 2010
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Uscita: 30 Aprile 2010
Uscita: 30 Giugno 2010
Rivista 4 / 2010
Rivista 5 / 2010
Rivista 6 / 2010
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Uscita: 31 Ottobre 2010
Uscita: 15 Gennaio 2011
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Elenco
degli
Inserzionisti
262
277-278
--392
--264
-361
272
267
275
---340
261
-270
--4a cop
---263
---266
---274
---------318
339
-376
332
-------265
-302
----2a cop
362
378
-279
269
----276
--------3a cop
--271
273
---268
ACS ACAI
AEC TECHNOLOGY
AIPND
ANASTA
ANCCP
ANDIT AUTOMAZIONE
AQM
ASG Superconductors
ASPIRMIG
ASSOMOTORACING
BÖHLER WELDING GROUP ITALIA
CAPILLA
CEA
CEBORA
CGM TECHNOLOGY
COFILI
COM-MEDIA
COMMERSALD
DRAHTZUG STEIN
DVC - DELVIGO COMMERCIALE
EDIBIT
EDIMET
ESAB SALDATURA
ESARC
ETC OERLIKON
EUROCONTROL
F.B.I.
FABTECH CONSULTING ENGINEERS
FIERA ACCADUEO
FIERA AFFIDABILITA’ & TECNOLOGIE
FIERA ALUMINIUM/COMPOSITES EUROPE
FIERA ALUMOTIVE
FIERA BIAS
FIERA BIMEC
FIERA BI-MU
FIERA BIMU-MED
FIERA DI ESSEN
FIERA EUROMAINTENANCE
FIERA EXPOLASER
FIERA LAMIERA
FIERA MCM
FIERA MECFORPACK
FIERA MECSPE
FIERA METEF
FIERA MOTORSPORT EXPOTECH
FIERA QUALITY DAY
FIERA SAMUMETAL
FIERA SEATEC
FIERA TTEXPO
FIERA VENMEC
G.B.C. INDUSTRIAL TOOLS
G.E.INSPECTION TECHNOLOGIES
GILARDONI
HARMS & WENDE
HYPERTHERM Europe B.V.
IGUS
INE
ITALARGON
ITW
LANSEC ITALIA
LASTEK
LENZI EGISTO
LINCOLN ELECTRIC ITALIA
LINK INDUSTRIES
MEDIAPOINT & COMMUNICATIONS
MEDIAVALUE
NDT ITALIANA
OLYMPUS ITALIA
ORBITALUM TOOLS
PARODI SALDATURA
RIVISTA DE QUALITATE
RIVISTA MECCANICA & AUTOMAZIONE
RIVISTA U & C
RIVOIRA
RTM
SACIT
SAF - FRO
SALTECO
SANDVIK ITALIA
SELCO
SEMAT CARPENTERIA
SE.MAT
SIAD
SOGES
TEC Eurolab
TECNOELETTRA
TECNOMECCANICA
TEKA
TELWIN
THERMIT ITALIANA
TRAFILERIE DI CITTADELLA
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Via A. Foresti, 5 - 25127 BRESCIA
Via G. Tarra, 5 - 20125 MILANO
Via Rombon, 11 - 20134 MILANO
Via Privata Casiraghi, 526 - 20099 SESTO SAN GIOVANNI (MI)
Via Edison, 18 - 25050 PROVAGLIO D’ISEO (BS)
Corso F.M. Perrone, 73r - 16152 GENOVA
Via Podi, 10 - 10060 VIRLE PIEMONTE (TO)
Via Tanari, 68/a - 40024 CASTEL S. PIETRO TERME (BO)
Via Palizzi, 90 - 20157 MILANO
Via per Telgate - Loc. Campagna - 24064 GRUMELLO DEL MONTE (BG)
Corso E. Filiberto, 27 - 23900 LECCO
Via A. Costa, 24 - 40057 CADRIANO DI GRANAROLO (BO)
Via Adda, 21 - 20090 OPERA (MI)
Via Friuli, 5 - 20046 BIASSONO (MI)
Via Serio, 16 - 20139 MILANO
Via Bottego, 245 - 41100 COGNENTO (MO)
Talstraße, 2 - 67317 ALTLEININGEN (Germania)
Località Cerri - 19020 CEPARANA DI FOLLO (SP)
Via Cà dell’Orbo, 60 - 40055 CASTENASO (BO)
Via Brescia, 117 - 25018 MONTICHIARI (BS)
Via Mattei, 24 - 20010 MESERO (MI)
Via Cadibona, 15 - 20137 MILANO
Via Vo’ di Placca, 56 - 35020 DUE CARRARE (PD)
Zona Industriale - 89811 PORTO SALVO (VV)
Via Isonzo, 26 - 20050 SAN DAMIANO DI BRUGHERIO (MI)
Via Rimembranze, B-1/2 - 33033 CODROIPO (UD)
c/o BOLOGNAFIERE - Piazza Costituzione, 6 - 40128 BOLOGNA
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c/o PROMOEVENTS - Via Privata Pomezia, 10/A - 20127 MILANO
c/o ADExpo - Viale della Mercanzia, 142 Centergross - 40050 FUNO DI ARGELATO (BO)
c/o FIERA MILANO RASSEGNE - Piazzale Carlo Magno, 1 - 20149 MILANO
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c/o EIOM - Viale Premuda, 2 - 20129 MILANO
c/o BOLOGNAFIERE - Piazza Costituzione, 6 - 40128 BOLOGNA
c/o SENAF - Via Eritrea, 21/A - 20157 MILANO
c/o EDIMET - Via Brescia, 117 - 25018 MONTICHIARI (BS)
c/o MODENA ESPOSIZIONI - Viale Virgilio, 58/B - 41123 MODENA
c/o TECNA EDITRICE - Viale Adriatico, 147 - 00141 ROMA
c/o PORDENONE FIERE - Viale Treviso, 1 - 33170 PORDENONE
c/o CARRARAFIERE - Viale Galileo Galilei, 133 - 54033 MARINA DI CARRARA (MS)
c/o PIACENZA EXPO - S.S. 10 Loc. Le Mose - 29122 PIACENZA
c/o PADOVAFIERE - Via N. Tommaseo, 59 - 35131 PADOVA
Via Artigiani, 17 - 25030 TORBIATO DI ADRO (BS)
Via Grosio, 10/4 - 20151 MILANO
Via A. Gilardoni, 1 - 23826 MANDELLO DEL LARIO (LC)
Grossmoorkehre, 9 - 21079 HAMBURG (Germania)
Vaartveld, 9 - 4704 SE ROOSENDAAL (Olanda)
Via delle Rovedine, 4 - 23899 ROBBIATE (LC)
Via Facca, 10 - 35013 CITTADELLA (PD)
Via S. Bernardino, 92 - 24126 BERGAMO
Via Privata Iseo, 6/E - 20098 S. GIULIANO MILANESE (MI)
Via Bizet, 36/N - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
Viale dello Sport, 22 - 21026 GAVIRATE (VA)
Via G. Di Vittorio, 39 - 59021 VAIANO (PO)
Via Fratelli Canepa, 8 - 16010 SERRA RICCO’ (GE)
Ponte Morosini, 49 - 16126 GENOVA
Corso Buenos Aires, 8 - Corte Lambruschini - 16129 GENOVA
Via Domenichino, 19 - 20149 MILANO
Via del Lavoro, 28 - 20049 CONCOREZZO (MI)
Via Modigliani, 45 - 20090 SEGRATE (MI)
Josef-Schüttler-Strasse, 17 - 78224 SINGEN (Germania)
Via Piave, 33 - Z.I. - 17047 VADO LIGURE (SV)
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c/o MEDIAVALUE - Via Domenichino, 19 - 20149 MILANO
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Via Monterosa, 81/A - 20043 ARCORE (MB)
Via S. Bernardino, 92 - 24126 BERGAMO
Via alla Stazione di San Quirico, 7 - 16163 GENOVA
Viale Europa, 40 - 41011 CAMPOGALLIANO (MO)
Via Nazionale, 50a - 70 - 23885 CALCO (LC)
Via della Borsa, 11 - 31033 CASTELFRANCO VENETO (TV)
Industriestraße, 13 - 46342 VELEN (D)
Via della Tecnica, 3 - 36030 VILLAVERLA (VI)
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Via Mazzini, 69 - 35013 CITTADELLA (PD)
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