Copertina 5/07 - Istituto Italiano della Saldatura

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Istituto Italiano della Saldatura - Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova (Italia) - Tariffa R.O.C.: "Poste Italiane SpA- Sped. A.P.-D.L.353/2003 (conv. in L. 27/02/2004 n.46) art.1 comma 1, DCB Genova" Tassa Pagata - Taxe Perçue ordinario - Contiene IP Bimestrale Settembre-Ottobre 2007 ISSN:0035-6794
Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LIX - N. 5 * 2007
Numero 5
2007
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Editoriale
Tecnologia,
economia…
…politica
M
olti sono normalmente portati a
considerare la Storia come un susseguirsi di fatti, in genere militari o politici, determinati da personaggi variamente famosi, balzati, a causa o a
seguito dei medesimi, alla ribalta degli
eventi umani.
Gli altri settori dell’umano agire, fra cui
la tecnologia, sono perlopiù trascurati
considerandoli marginali ai fini dell’evolversi della Storia stessa.
Niente di più sbagliato! Soprattutto nei
confronti della tecnologia.
Sono infatti i progressi tecnologici che,
mettendo a disposizione conoscenze e
strumenti sempre nuovi, determinano il
contesto in cui si trova a operare la
società, condizionandone largamente
esigenze, prospettive, aspettative e comportamenti.
Gli esempi sono assolutamente esaustivi
e, pertanto, diventa addirittura un po’ ridicolo citarne anche solo alcuni (la
624 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2007
ruota, la bussola, la macchina a vapore,
il computer, ecc. ecc, ecc).
È sulla base dunque di questo contesto
tecnologico, sempre in evoluzione, che
si sviluppano i processi economici e si
definiscono in conseguenza le relazioni
sociali. E quindi i valori ed il loro contrario, la ricchezza e la povertà, la pace e
la guerra.
Abbiamo così messo nella corretta sequenza tecnologia ed economia.
E la politica?
Alla politica spetterebbe, intanto, la gestione del quotidiano. Che se effettuata
con efficienza ed efficacia sarebbe già
moltissimo!
Se poi fossero presenti anche azioni
d’indirizzo e di stimolo, saremmo addirittura all’eccellenza.
Il tutto, ovviamente, nel contesto descritto in precedenza: ovvero tenendo
conto dei parametri tecnologici ed economici che caratterizzano il contesto
medesimo.
Troppo poco? Non direi proprio, anzi!
Allora perché la Storia (anche quella con
la s minuscola) presenta sequenze
diverse? E la tecnologia che nella realtà
guida l’evoluzione, resta, nel quotidiano,
sempre all’ultimo posto? Per incapacità
dell’uomo tecnologico ad affrontare problemi strategici di tipo socio-economico? Bah!
Adottando un approccio tradizionale, ma
con rilevanti contenuti di verità, si potrebbe convenire che la tecnologia,
intesa come disciplina, non ha, al contrario dell’economia e soprattutto della politica, implicazioni particolari di potere
diretto sul prossimo e, pertanto, l’uomo
tecnologico non può, alla fine, che
essere un esecutore di scelte altrui,
anche se talvolta (come il passato, anche
recente, insegna) palesemente errate.
Peccato!
Il mondo avrebbe potuto essere migliore.
In questi ultimi anni, inoltre, la situazione si è largamente complicata, a
seguito della notevole accelerazione
della tecnologia che ha stravolto in
modo evidente l’assetto sociale e economico, lasciando al palo la politica che
non sta trovando competenze, riferimenti e criteri adeguati neppure per la
gestione del quotidiano che si è determinato.
Né, a differenza che altrove (come ad
esempio in Finlandia, dove si coniuga
felicemente sviluppo, ambiente, sicurezza e qualità della vita in genere), nel
nostro Paese la soluzione appare essere
dietro l’angolo.
Dott. Ing. Mauro Scasso
Segretario Generale IIS
ANNO LIX
Settembre-Ottobre 2007
Pubblicazione bimestrale
DIRETTORE RESPONSABILE: Ing. Mauro Scasso
REDATTORE CAPO: Geom. Sergio Giorgi
REDAZIONE: Sig.ra Sara Fichera, P.I. Maura Rodella
PUBBLICITÀ: Sig. Franco Ricciardi
Organo Ufficiale
dell'Istituto Italiano della Saldatura
Abbonamento annuale 2007:
Italia: .......................................... € 90,00
Estero: ........................................ € 155,00
Un numero separato: ................ € 20,00
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
5
627
Saldatura circonferenziale di tubi per gasdotti mediante tecnologia ibrida
con trasporto del fascio laser in fibra - M. FERSINI et al.
637
Le norme europee per la qualificazione del processo e dei saldatori per la
saldatura subacquea in ambiente asciutto e in acqua - A. PANDOLFO
649
La radiografia digitale - C. CAPPABIANCA, F. MARRACINO
665
Ideazione di un casco ventilato di saldatura con caratteristiche funzionali
migliorate - C. ROSELLINI et al.
673
Progettazione assistita di giunti saldati sollecitati a fatica mediante modelli
solidi e criteri 3D - A. CRISTOFORI, P. LIVIERI, R. TOVO
683
International Institute of Welding (IIW)
Trend of automobile vehicles and the joining technologies - K.MATSUYAMA
695
IIS Didattica
Applicazioni della saldatura a resistenza
Rubriche
711
Scienza e Tecnica
Radiografia digitale: tecnica a schermi convertitori ai cristalli di fosforo G. CALCAGNO
713
IIS News
Terza Conferenza Internazionale sulle tecnologie di saldatura a Saltillo,
Coahuila - Messico - F. LEZZI
Registrazione al ROC n° 5042 - Tariffa R.O.C.: “Poste
Italiane S.p.A. - Spedizione in Abbonamento Postale
D.L. 353/2003 (conv. in L. 27/02/2004 n° 46) art. 1
comma 1, DCB Genova” - Fine Stampa Ottobre 2007
Aut. Trib. Genova 341 - 20.4.1955
715
IIW-EWF Notizie
International Professional Qualifications in Welding Technology
European Projects
717
Salute, Sicurezza e Ambiente
Gli strumenti per un ambiente di lavoro sostenibile in saldatura - L. COSTA
Progetto grafico: Marcs & Associati srl - Rozzano (MI)
721
Fotocomposizione e stampa:ALGRAPHY S.n.c.- Genova
Tel 010 8366272, Fax 010 8358069 - www.algraphy.it
Dalle Associazioni
L’export fa crescere la meccanica italiana - A. DURANTE
725
Dalle Aziende
733
Notiziario
Letteratura tecnica
Codici e norme
Corsi
Mostre e convegni
745
Ricerche bibliografiche da IIS-Data
Controllo ultrasonoro con tecnica “phased arrays”
749
Elenco degli Inserzionisti
Rivista associata
L’istituto non assume responsabilità per le opinioni espresse
dagli Autori. La riproduzione degli articoli pubblicati è
permessa purché ne sia citata la fonte, ne sia stata concessa
l’autorizzazione da parte della Direzione della Rivista, e sia
trascorso un periodo non inferiore a tre mesi dalla data della
pubblicazione. La collaborazione è aperta a tutti, Soci e
non Soci, in Italia e all’Estero. La Direzione si riserva
l’accettazione dei messaggi pubblicitari. Ai sensi dell’art. 10
della Legge 675/96, i dati personali dei destinatari della
Rivista saranno oggetto di trattamento nel rispetto della
riservatezza, dei diritti della persona e per finalità
strettamente connesse e strumentali all’invio della
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Corso di qualificazione ad International Welding
Technologist ed International Welding Engineer
Genova 2008
L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA terrà presso la propria sede di Genova, nel 2008, un
Corso per International Welding Engineer / Technologist, con struttura modulare, condensando le lezioni nell’arco di una settimana al mese. La formula ha riscosso nel tempo il gradimento
del pubblico, poiché consente di limitare l’impegno mensile garantendo, al tempo stesso, condizioni
ideali all’apprendimento.
Requisiti di ingresso
Per chi desideri accedere alla qualificazione ad:
- International / European Welding Technologist, è previsto il possesso di un diploma di
scuola superiore ad indirizzo tecnico (o equivalente), della durata di 5 anni;
- International / European Welding Engineer, laurea o diploma universitario in Ingegneria; in
alternativa laurea in altre facoltà scientifiche, abbinata ad una comprovata esperienza di saldatura.
Sono ammessi alle lezioni, in qualità di uditori, anche persone non in possesso dei titoli suddetti.
Calendario delle lezioni e sede di svolgimento
Il Corso prevede quattro materie di tipo teorico (svolte nelle Parti I e III) ed una fase dedicata
all’addestramento pratico (Parte II). Le lezioni saranno svolte a tempo pieno secondo il seguente
calendario:
- Parte I:
21÷25/01/2008
18÷22/02/2008
- Parte II:
17÷21/03/2008
- Parte III:
• Modulo Avanzato Tecnologia della saldatura:
14÷18/04/2008
• Modulo Avanzato Metallurgia e saldabilità:
19÷23/05/2008
• Modulo Avanzato Progettazione e calcolo:
15÷19/09/2008
• Modulo Avanzato Fabbricazione, aspetti applicativi:
20÷24/10/2008
17÷21/11/2008
I Moduli integrativi per i soli Welding Engineer saranno tenuti infine nelle date:
• Metallurgia, tecnologia della saldatura:
16÷20/06/2008
• Progettazione e calcolo, Fabbricazione, aspetti applicativi:
15÷19/12/2008
Orario delle lezioni
Per offrire un’alternativa alla tradizionale articolazione delle lezioni a coloro che preferiscano
concentrare l’impegno in settimane non consecutive, a tempo pieno, il Corso sarà svolto con
orario 9.00÷18.00, ad eccezione delle giornate di Lunedì (orario 14.00÷18.00) e di Venerdì
(orario 9.00÷13.00), per consentire agli allievi di raggiungere la sede del Corso senza spostamenti
festivi.
Conseguimento del Diploma
Gli esami finali potranno essere tenuti nelle date programmate e tabulate nell’“Attività Didattica
2008”. Per ogni informazione è possibile contattare l’Area Figure Professionali al numero
010 8341307 (email [email protected]).
Informazioni
Per ulteriori informazioni è possibile rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura (Via Lungobisagno Istria 15, 16141 Genova,Web www.formazionesaldatura.it), Divisione Formazione, al numero
010 8341371 (fax 010 8367780), oppure all’indirizzo di posta elettronica [email protected].
Iscrizioni
Le iscrizioni dovranno pervenire entro Venerdì 11 Gennaio 2008. Dato il limitato numero di
posti, costituirà criterio preferenziale la data di iscrizione. Allo scopo, è possibile procedere all’iscrizione stessa anche on - line, attraverso il sito www.formazionesaldatura.it, ricercando il Corso
dall’apposito motore di ricerca sulla home page.
Quote di iscrizione
La quota di partecipazione al Corso, comprensiva del pranzo presso la mensa dell’IIS e della collana
completa delle pubblicazioni è pari a:
-
5.660,00 € (+ IVA), per i Welding Technologist
7.750,00 € (+ IVA), per i Welding Engineer
da corrispondersi mediante Bonifico bancario sul conto corrente 4500 Banca Popolare di Milano
(ABI 05584 CAB 01400 CIN I), intestato all’Istituto Italiano della Saldatura.
Saldatura circonferenziale
di tubi per gasdotti
mediante tecnologia
ibrida con trasporto
del fascio laser in fibra
(°)
M. Fersini *
G. Demofonti *
S. Sorrentino *
E. Mecozzi *
Sommario / Summary
Nell’ambito della riduzione dei costi associati alla fabbricazione di nuove linee per il trasporto degli idrocarburi (pipeline), l’attività relativa alla saldatura dei giunti circonferenziali ha una rilevante incidenza sul costo totale per km.
La saldatura ibrida Laser-MIG (LB-GMAW), realizzata con
trasporto del fascio laser mediate fibra ottica, offre la possibilità di un abbattimento dei costi di fabbricazione grazie alla
maggiore produttività possibile, nonostante il più alto investimento iniziale. Il presente lavoro è volto a dimostrare la fattibilità della fabbricazione di una pipeline utilizzando la tecnologia di saldatura ibrida LB-GMAW per la realizzazione di
giunti circonferenziali su tubi di grande diametro (36’’) per
gasdotti, in acciaio di alto grado (X100) con spessore nominale 16 mm.
Nella ricerca sono stati utilizzati sistemi laser a stato solido
con trasporto del fascio in fibra ottica (Nd:YAG e Yb:SiO2).
La tecnologia di saldatura ibrida si è dimostrata essere di possibile interesse poiché, garantendo proprietà meccaniche adeguate, assicura un incremento della produttività (riduzione del
numero di passate ed incremento della velocità di saldatura).
Reducing the costs associated with new pipeline fabrication
for oil & gas transportation, the welding activity for produc(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 4 - Workshop
“Le nuove frontiere dei processi a fascio laser, friction stir welding e a
fascio elettronico” - Genova, 25-26 Ottobre 2007.
* Centro Sviluppo Materiali S.p.A. - Roma.
ing on-site girth welds has a significant incidence on the
overall cost per kilometre.
Laser hybrid welding (LB-GMAW), performed by fibre delivered systems, has the opportunity for cost saving due to the
higher productivity, despite the higher initial capital cost. In
this research, the aim was to demonstrate the feasibility of
pipeline fabrication by using Laser – GMA hybrid technique
for girth welding of large tubulars (36’’) for gas transportation, on X100 high grade steel, with 16 mm nominal thickness.
Solid state laser systems with fibre delivered laser beam have
been employed (Nd:YAG e Yb:SiO2). This operational behaviour is much more attractive for girth welding systems, due to
the easier integration on mechanised orbital equipment, and
therefore suitable also for on-site welding activity. Higher
welding speed could be obtained, with integrity and weld
properties matching the relevant standard.
Keywords:
Circumferential welds; combined processes; GMA welding;
laser welding; mechanical properties; microstructure; MIG
welding; oil industry; pipeline steels; pipelines; radiation
welding; weldability; YAG lasers.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2007 627
M. Fersini et al. - Saldatura circonferenziale di tubi per gasdotti mediante tecnologia ibrida con trasporto del fascio laser in fibra
1. Introduzione
A fronte di una richiesta mondiale
d’idrocarburi sempre sostenuta, è in atto
un continuo sforzo per la riduzione dei
costi associati alla fabbricazione di
nuove linee per il trasporto degli stessi
(pipelines), ed in generale alla riduzione
del costo del trasporto. Questo è valido
sia per le linee onshore che offshore, ove
l’attività di saldatura dei giunti circonferenziali ha una rilevante incidenza sul
costo totale per km della pipeline.
Accanto alla riduzione dei costi per la
fabbricazione vi è parallelamente la
ricerca del contenimento del costo del
trasporto dell’olio o del gas; questo può
essere ottenuto, fra l’altro, adottando
acciai ad alta resistenza per la fabbricazione dei tubi e quindi ottenendo una
combinazione favorevole fra spessore e
pressione d’esercizio con lo scopo di minimizzare rispettivamente il costo di fabbricazione (minore spessore dei prodotti
tubolari)/trasporto (maggiore portata di
fluido), a parità di altre condizioni.
Per esempio, la pratica corrente per la
fabbricazione in grandi progetti offshore
prevede l’uso estensivo della prefabbricazione di tratti di linea costituiti da due,
tre o quattro tubi di lunghezza standard
(i cosiddetti giunti multipli, lunghi anche
fino a 48 m) da realizzarsi sulla nave posatubi o in uno stabilimento a terra in
prossimità del mare. Questi tronchi sono
poi ancora saldati fra loro e posati sul
fondo del mare dalla nave. La convenienza di un approccio del genere sta
nella possibilità di utilizzare processi di
saldatura più produttivi (con la possibilità di ruotare i tubi) che non sarebbe
possibile adoperare direttamente a
bordo, nelle condizioni tipiche di posa
della linea. Questo approccio è pure utilizzato per le linee onshore.
Quale che sia il sistema di fabbricazione
utilizzato per la linea onshore o offshore
(S-lay, J-lay, reeling), la prefabbricazione così come la fase di fabbricazione,
utilizzano estensivamente per la saldatura circonferenziale sistemi GMAW or-
bitali meccanizzati molto affidabili (la
saldatura ad arco sommerso - SAW - è
pure ampiamente utilizzata per la sola
attività di prefabbricazione in posizione
piana). Queste tecniche consolidate
offrono prestazioni discrete ed integrità
e proprietà dei giunti conformi alle specifiche, che come tradizione per il
settore, sono sempre stringenti.
La saldatura ibrida laser-MIG (LBGMAW), realizzata con trasporto del
fascio laser mediate fibra ottica, presenta
la possibilità di un abbattimento dei costi
di fabbricazione grazie alla maggiore
produttività possibile, nonostante il più
alto investimento iniziale. La saldatura
laser di prodotti spessi oggi è abbastanza
sviluppata grazie alla disponibilità di
sistemi laser affidabili. Questo lavoro è
teso a dimostrare la fattibilità della fabbricazione di una pipeline utilizzando la
tecnologia di saldatura ibrida laser-MIG
per la realizzazione di giunti circonferenziali su tubi di grande diametro (36’’)
per gasdotti, in acciaio di alto grado
(X100) con spessore nominale 16 mm.
Nella ricerca sono stati utilizzati sistemi
laser a stato solido con trasporto del
fascio in fibra ottica (Nd:YAG e
Yb:SiO2). Questa modalità operativa li
rende molto più attraenti quali sistemi di
saldatura per giunti circonferenziali,
grazie alla più facile meccanizzazione
della sorgente termica, e quindi utilizzabili anche nella fase di messa in posa
della linea. Grazie alla possibilità del trasporto del fascio laser, tramite fibra ottica,
alla compattezza della sorgente laser ed
all’alta potenza e qualità del fascio laser
caratteristici dei moderni laser di potenza
a stato solido, dovrebbe essere possibile
ottenere più alte velocità di saldatura con
un impianto flessibile ed affidabile, e proprietà del giunto saldato conformi alle
specifiche applicabili. L’apporto di filo
permette inoltre di aumentare la tolleranza agli inevitabili indesiderati distacchi (gap) fra i lembi da saldare.
Il lavoro presenta una panoramica sullo
sviluppo della tecnologia LB-GMAW
applicata ai prodotti tubolari, lo sviluppo
di adatte procedure di saldatura e la loro
qualifica in vista delle richieste delle
specifiche di settore. Sono esaminati gli
aspetti relativi alla robustezza del processo, alla produttività e all’integrità dei
giunti saldati. Sono discussi gli effetti
sul giunto saldato delle due diverse sorgenti laser impiegate.
2. Tecnologia laser
Storicamente, nel mercato dei laser industriali di potenza (in grado di fornire una
saldatura per keyhole su spessori
d’acciaio relativamente elevati - >6 mm)
si sono affermati due tipi di sorgente:
CO2 e Nd:YAG. I laser CO2 sono stati i
primi capaci di sviluppare elevate
potenze (con unità commerciali fino a
20 kW), mentre solo recentemente la tecnologia Nd:YAG ha raggiunto potenze
comparabili (oggi fino a 6 kW). In
termini d’applicabilità ad uno specifico
materiale, la principale differenza fra i
due tipi di sorgente sta nella lunghezza
d’onda della radiazione emessa (1,06 μm
per il laser Nd:YAG) che può essere trasmessa all’area di lavoro tramite una
sottile fibra ottica. È questo un sistema
molto più semplice e flessibile per il trasporto rispetto a quello possibile con il
fascio del laser CO 2 , che a causa della
lunghezza d’onda caratteristica pari a
10,6 μm, può essere trasmesso solo da
complicati sistemi di lenti o specchi.
Appare evidente come il trasporto con
fibra ottica sia la scelta preferibile per un
sistema di saldatura orbitale.
Oggi le sorgenti laser Nd:YAG hanno
raggiunto una compattezza, affidabilità e
facilità d’uso adatte alla maggior parte
delle applicazioni di saldatura. Fra le debolezze di questi sistemi annoveriamo
però la relativa inefficienza (solo una
frazione pari al 3 ÷ 5% dell’energia elettrica consumata è trasformata in energia
disponibile sul pezzo per la saldatura) e
quindi la necessità di prevedere ingombranti sistemi di raffreddamento. Questo
fatto ne limita la portabilità. Inoltre, le
potenze massime disponibili in sistemi
industriali stanno crescendo piuttosto
lentamente negli anni, e sistemi oltre i
10 kW non sembrano di prossima introduzione.
La maggiore innovazione in tempi
recenti nella tecnologia laser per usi industriali è l’introduzione su scala commerciale delle sorgenti laser a disco
(Yb:YAG) e soprattutto in fibra
(Yb:SiO2). In quest’ultimo caso il fascio
laser è generato in una fibra ottica e una
potenza di 20 kW ed oltre è commercialmente disponibile (la lunghezza d’onda
è 1,07 μm). La trasmissione dalla sorgente all’area di lavoro avviene mediante un’ulteriore singola fibra ottica
(di diametro dell’ordine di 10 ÷ 30 μm).
Questi sistemi sono molto interessanti
per l’applicazione in oggetto, in particolare è da considerare che:
• il loro ingombro è minore rispetto ai
sistemi Nd:YAG;
• possono sviluppare potenze molto più
elevate con diametri dello spot minori
e migliore qualità del fascio (maggiore spessore saldabile in passata
singola);
• l’efficienza è relativamente elevata
(fino al 25 ÷ 30%), così da limitare
l’ingombro dei sistemi di raffreddamento.
Entrambi i sistemi Yb:SiO 2 e Nd:YAG
sono stati impiegati nella ricerca in
oggetto.
La saldatura ibrida LB-GMAW, rispetto
al processo laser, presenta numerosi potenziali vantaggi per l’applicazione in
oggetto oltre al potenziale miglioramento della produttività:
• processo più robusto e regolabile, tolleranza alle imperfezioni geometriche
della preparazione/accoppiamento;
• possibilità di variare la composizione
chimica della ZF e quindi influenzarne positivamente resistenza e tenacità.
3. Concezione del giunto saldato
Per lo spessore investigato non è possibile la realizzazione di un giunto saldato
in una sola passata, a meno di non disporre di una sorgente laser di potenza
molto elevata (es. > 20 kW).
È conveniente, allora, realizzare il
giunto in più passate (2 ÷ 3 secondo la
potenza del sistema laser disponibile),
con la sola prima passata (di radice) realizzata mediante tecnica LB-GMAW, la-
sciando il successivo riempimento (in
una preparazione più aperta) alle tecniche convenzionali (GMAW). La passata
di radice è spesso la più critica e quella
realizzata con minore produttività nella
esecuzione del giunto circonferenziale,
pertanto un aumento delle prestazioni
per questa ha un significativo impatto
sulla produttività globale. Gli obiettivi di
produttività prefissati per la passata di
radice, per ottenere una convenienza
economica in confronto alle tecniche
tradizionali, sono stati:
• velocità di saldatura molto superiore
ai sistemi automatici GMAW orbitali
o SAW (prefabbricazione), es. > di
1,2 m/min;
• spessore saldato di radice superiore in
confronto ad una passata eseguita
tramite saldatura GMAW (es. > di
7 mm).
Queste prestazioni devono essere raggiunte mantenendo proprietà meccaniche conformi, ripetibili ed integrità del
giunto saldato.
Per il tipo di servizio richiesto sono stati
fissati i seguenti target iniziali per le proprietà meccaniche del giunto saldato
(servizio con gas secco - no H2S):
• temperatura minima di progetto:
0 °C;
• σ yZF(all weld) : min. 815 MPa (18%
overmatching);
• resilienza Charpy V: min. 69J (media,
56J min.) a -20 °C;
• CTOD: min. 0,20 mm a 0 °C;
• proprietà di arresto frattura: non considerate.
Per il tipo di giunto oggetto della ricerca,
l’attività di saldatura ha avuto lo scopo
di simulare un’attività di prefabbricazione di una pipeline (doppio giunto). La
saldatura è stata quindi realizzata in po-
sizione piana (1G/PA) con il tubo
rotante. In confronto al processo
GMAW, la saldatura LB-GMAW dovrebbe mantenere parametri di processo
molto simili passando dalla posizione
piana con tubo rotante ad un’ipotetica
saldatura orbitale con tubo fisso
(5G/PF), almeno per la passata di radice.
Questo per via delle limitate dimensioni
del bagno di saldatura e della veloce solidificazione. Lo studio affrontato è
quindi propedeutico alla realizzazione
del giunto circonferenziale in fase di
fabbricazione.
La valutazione delle procedure di saldatura (WPS) e la qualifica dei giunti
saldati sono stati effettuati con riferimento allo standard DNV-OS-F101
“Submarine pipeline systems”. Questo
non contempla attualmente il grado
X100 fra le specifiche dei materiali impiegabili. Le proprietà meccaniche di riferimento (target) sono state quindi
estrapolate.
Secondo le sorgenti laser impiegate,
sono state utilizzate due diverse preparazioni per il giunto saldato. La preparazione è stata sempre effettuata tramite
lavorazione meccanica. Nella Figura 1 è
schematizzata la forma tipica della preparazione utilizzata nelle prove con laser
Yb:SiO2. Tale laser ha una potenza più
elevata ed è quindi possibile realizzare
una passata di radice di maggiore spessore e quindi completare il giunto con
una sola successiva passata. Le dimensioni a, b e l’angolo incluso, sono stati
variati durante le diverse prove per ottenere i migliori risultati.
Per la saldatura con laser Nd:YAG è
stata prevista una preparazione dei lembi
di tipo narrow gap, per realizzare il
giunto in tre passate (Fig. 2).
Narrow groove slope: 3°
root face
Vee slope: 25°
1st pass total height: until 9 mm
Root face: 3 or 4 mm
Figura 1 - Preparazione dei lembi per la
saldatura con laser Yb:SiO2 (valori definitivi:
a=11 mm, b=5 mm, α=20°).
Figura 2 - Preparazione dei lembi per la
saldatura con laser Nd:YAG.
Figura 3 - Aspetto della preparazione dei
lembi per la saldatura con laser Nd:YAG.
Nela Figura 3 è mostrato l’aspetto della
preparazione narrow gap.
Il gap nominale fra i lembi è stato posto
a zero in tutte le prove di saldatura.
Nessun supporto è utilizzato al rovescio.
4. Materiale e saldabilità
Il materiale usato nella sperimentazione
è un tubo saldato longitudinalmente
(fabbricazione con processo “UOE”) in
acciaio TMCP X100 (grado 690 MPa)
con diametro esterno 36’’ (914.4 mm) e
spessore nominale 16,1 mm.
Nella Tabella I è riportata l’analisi
chimica di prodotto.
Nella Tabella II sono riportate le principali proprietà meccaniche.
La saldabilità dell’acciaio X100 si presenta favorita dal valore del Ceq relativamente basso per un acciaio ad altissima
resistenza, questa circostanza è dovuta al
basso contenuto di C ed alle favorevoli
caratteristiche del trattamento termomeccanico (TMCP). È comunque necessario adottare tutte le precauzioni richieste dall’alto grado utilizzando, fra l’altro,
consumabili con basso tenore d’idrogeno
diffusibile. Il filo pieno risponde perfettamente a tali esigenze. Può essere necessario utilizzare per la passata di
radice un filo d’apporto di grado non
elevato (ER70), ove si prevede una rilevante diluizione del materiale base (MB)
nella zona fusa (ZF). Naturalmente, per
il riempimento è necessario almeno un
filo di grado equivalente (ER100). In
realtà, a causa delle limitate dimensioni
della ZF dovute al processo ad energia
concentrata, sono attese velocità di raffreddamento più elevate che per la salda-
tura ad arco. In tal
modo si dovrebbe
raggiungere per la
ZF una condizione di “overmatching”
(σ yZF>σ yMB) che
con la saldatura
GMAW sarebbe
possibile utilizzando elettrodi
più legati (es.
ER110 o ER120)
con
maggiori
preoccupazioni
per
eventuali
cricche da idrogeno in ZF. Ricordiamo
che una condizione d’overmatching prefissata (es. 15 ÷ 18% rispetto alle proprietà minime) è ormai comune nelle
specifiche proprietarie di costruzione
delle linepipes. I prevedibili bassi
apporti termici sono anche favorevoli all’ottenimento di una buona tenacità e per
il contenimento dell’addolcimento in
ZTA. La saldatura a più passate, sebbene
ne siano previste solo 2 o 3 per completare il giunto rispetto alle 5 - 8 del processo GMAW, permette un rinvenimento
adeguato della zona saldata.
Nella Tabella III è riportata la composizione chimica nominale dei fili
d’apporto utilizzati nella sperimenta-
zione. È sempre stato utilizzato il diametro 1,2 mm.
Per la protezione del bagno è stata utilizzata una miscela Ar+18%CO 2 per le
prove con laser Nd:YAG e Ar+10%CO2
per quelle con laser Yb:SiO2.
5. Sperimentazione
Laser Yb:SiO2
La prima parte delle prove di saldatura
circonferenziale ibrida LB-GMAW sono
state effettuate presso la società SLW
GmbH di Rostock (D). L’impianto di
saldatura comprende una sorgente laser
a stato solido con generazione del fascio
e trasporto in fibra ottica (Yb fiber laser
IPG YLR10000, con potenza massima
10 kW), un robot articolato a 6 assi per
la manipolazione della testa di saldatura
ed un generatore MIG inverter a controllo digitale con 500A di corrente
massima (ESAB Aristo MIG 500).
I saggi saldati sono stati ottenuti su
giunti formati da tratti di tubo di lunghezza totale fino a 500 mm circa. La
saldatura avviene in posizione piana
(1G/PA), con il tubo ruotante sotto la
sorgente termica formata dal fascio laser
e dall’arco elettrico, che è mantenuta
fissa. I tubi sono stati preliminarmente
puntati tramite brevi tratti laser.
TABELLA I - Analisi chimica del tubo d’acciaio X100.
C
Mn
Si
Mo
Ni
Cu
Nb
0,058
1,96
0,31
0,30
0,233
0,025
0,046
Ti
N
Al
Cr
CeqIIW
Pcm
0,02
0,005
0,035
0,021
0,47
0,19
* % in massa, analisi di prodotto, Fe % rimanente.
TABELLA II - Proprietà meccaniche (circonferenziali) del tubo d’acciaio X100.
Rt0.5%
Grado
Tipo
Rm
A%
KVL*
[MPa]
[MPa]
[J]
X100
effettive
799
865
15,0
193@20 °C (183 - 197)
X100
ISO 3183
690 ÷ 840**
760 ÷ 990
n.c.
54@0°C
* provetta trasversale. ** Rp0.2.
TABELLA III - Analisi chimica dei consumabili utilizzati.
Filo
C
Si
Mn
ER70 S-G
0.10
0.35
1.10
-
-
-
-
ER100 S-G
0.08
0.72
1.45
0.52
0.54
0.23
0.25
* % in massa, Fe % rimanente.
Cr
Ni
Mo
Cu
Il materiale d’apporto impiegato è stato
esclusivamente il filo per saldatura MIG
di grado ER100 S-G per tutte le passate.
Sono state eseguite numerose saldature
durante diverse sessioni di prova, variando opportunamente i parametri di
saldatura, la forma della preparazione e
la strategia delle passate, per ottenere dei
cordoni saldati integri e con produttività
accettabile. Durante la sperimentazione,
l’integrità dei saggi saldati è stata verificata tramite controllo visivo (VT) e controllo radiografico (RT). Sono state effettuate delle sezioni metallografiche,
osservate al microscopio ottico, per il
controllo della forma del giunto e della
microstruttura della zona saldata. Dopo
la messa a punto del processo, sono stati
prodotti dei prototipi saldati di più
grandi dimensioni per testare la stabilità
del processo lungo un intero arco di circonferenza. Da questi saggi sono stati
prelevati i campioni per la qualifica meccanica della procedura sviluppata.
Laser Nd:YAG
La saldatura dei medesimi tubi mediante
procedimento LB-GMAW è stata eseguita anche con gli impianti in dotazione
al Laboratorio di Saldatura e CnD del
Centro Sviluppo Materiali di Castel
Romano (RM).
L’impianto di saldatura laser (Fig. 4)
consiste in una sorgente laser a stato
solido Nd:YAG con potenza massima di
4,4 kW. Il fascio laser è trasmesso in una
fibra ottica di 600 μm di diametro, focalizzato da una lente con L f =120 mm
dopo la ricollimazione del fascio laser
con una lente con Lf=200 mm all’uscita
della fibra ottica. La testa di saldatura
laser è accoppiata ad una torcia MIG
collegata ad un generatore inverter a
controllo digitale, con 500A di corrente
massima (ESAB Aristo MIG500). Lo
spot del laser e la punta del filo sono
tenuti pressoché coincidenti. Il processo
di saldatura è completamente robotizzato su una piattaforma a 6 assi. Il gas
protettivo è fornito dalla torcia MIG. Il
percorso di saldatura è pre-programmato
tramite CN, con il tubo ruotante su un
banco a rulli motorizzati (posizione
1G/PA). I tubi sono stati preliminarmente puntati tramite brevi tratti saldati
con metodo MIG.
I saggi saldati sono stati ottenuti su
giunti formati da tratti di tubo di lunghezza totale fino a 500 mm circa.
La saldatura avviene in posizione piana,
con il tubo ruotante sotto la sorgente
termica formata dal fascio laser e dall’arco elettrico, che è mantenuta fissa.
Il materiale d’apporto impiegato è stato
il filo per saldatura MIG di grado ER100
per la seconda e terza passata, ed il filo
ER70 per la passata di radice.
I parametri di saldatura sono stati variati
durante la sperimentazione per la ricerca
della migliore combinazione, contemperando le esigenze d’integrità del cordone
saldato, adeguata produttività e favorevole microstruttura della saldatura.
Un’adeguata procedura di saldatura
(WPS) è stata quindi stabilita attraverso
la validazione della combinazione di
parametri più promettente, tramite controllo visivo del cordone saldato, CnD ed
esami metallografici e microstrutturali.
I giunti saldati sono stati sottoposti agli
esami previsti per la qualifica secondo lo
standard, quindi esame visivo, controllo
con liquidi penetranti, esame di sezioni
metallografiche e prove di durezza. Sono
state osservate numerose sezioni macro
e micrografiche al microscopio ottico
per valutare la morfologia della zona
saldata. Anche in questo caso, dopo la
messa a punto del processo, sono stati
prodotti dei prototipi saldati di più
grandi dimensioni per testare la stabilità
del processo lungo un intero arco di circonferenza. Da questi saggi sono stati
prelevati i campioni per la qualifica meccanica.
L’esame microstrutturale è stato eseguito al microscopio ottico ad ingrandimenti fino a 200x su campioni metallo-
Figura 4 - Stazione di saldatura LB-GMAW
con laser Nd:YAG presso il Centro Sviluppo
Materiali.
grafici lucidati con pasta diamantata
(fino a 1 μm) ed attaccati opportunamente.
6. Risultati e discussione
Le grandezze principali relative alle procedure di saldatura ottimizzate sono riportate nella Tabella IV.
L’obiettivo della ricerca per il più
potente laser Yb:SiO 2 è stato quello di
produrre alcuni prototipi saldati per
l’intera circonferenza, tramite passata
singola, con adeguata velocità di saldatura. Dalle prove effettuate è emerso che
la saldatura in passata singola non è praticabile, per la formazione di inaccettabili imperfezioni geometriche del giunto
saldato (il bagno di saldatura tende a
gocciolare via dal giunto). La sola procedura che ha dato luogo a risultati ripetibili è stata quella in due passate, con la
prima realizzata con tecnica laser. Si è
anche confermato che la preparazione
dei bordi deve avere tolleranze ristrette
(entro 0,7 mm) per avere una penetrazione affidabile. Le prove hanno altresì
evidenziato che la difficoltà maggiore da
ovviare è stata quella relativa alla formazione di cricche a freddo nella zona
fusa, riscontrate in prima passata.
L’utilizzo del preriscaldo con temperature di utilità pratica (fino a 130 °C) ha
fornito risultati variabili, senza eliminare
con sicurezza il pericolo. Giunti accettabili sono stati prodotti impiegando, per
la prima passata, la saldatura laser senza
filo d’apporto, mentre la seconda (ed
ultima) passata,
è stata realizzata
con filo d’apporto.
La prima passata è
stata eseguita con
velocità di saldatura di 1 m/min e
10 kW di potenza
del fascio laser,
saldando circa
8 mm di spessore,
la passata di riempimento ancora a
1m/min per completare i rimanenti
8 mm. Non è stato
usato il preriscaldo.
Per il laser
Nd:YAG (con più
TABELLA IV - Procedure di saldatura LB-GMAW ottimizzate.
Acciaio
Prodotto
Giunto
Posizione saldatura
Spessore nominale
Supporto
Pulizia
Processo saldatura
Passate
Laser
Modo operativo
Diametro fibra ottica [µm]
Collimatore [mm]
Lunghezza focale [mm]
Potenza effettiva laser [W]
Portata gas [l/min]
Consumabili
Polarità
Interpass
Velocità saldatura [m/min]
Posizione fuoco [mm]
Corrente [A]
Tensione [V]
Velocità filo [m/min]
Preriscaldo [°C]
Apporto termico
(η=1 x laser) [kJ/mm]
X100 TMCP
Tubo saldato UOE
Circonferenziale
testa a testa
PA
16,1 mm
Spazzolatura o
smerigliatura
Laser - GMA
welding (root) +
GMAW
3
Nd:YAG Rofin
Sinar DY044
CW
600
200
120
4200
25
Vedi dettaglio
DC+
max 180 °C
1.25/0.55/0.45
-13 dalla sup.
310/370/370
26/26/31
8/10/12
125 ÷ 135
X100 TMCP
Tubo saldato UOE
Circonferenziale
testa a testa
PA
16,1 mm
Spazzolatura o
smerigliatura
0.59/0.84/1.22
0.60/n.d.
bassa potenza massima) si è intrapresa
da subito la strada della saldatura multipass per realizzare con tecnica LB-
Figura 5 - Aspetto del lato dritto del giunto
LB-GMAW saldato con laser Yb:SiO2.
Laser (root) +
Laser - GMAW
2
Yb:SiO2 IPG
YLR10000
CW
n.d.
n.d.
n.d.
10000
25
Vedi dettaglio
DC+
max 150 °C
1.00/1.00
+ 3 dalla sup.
-/n.d.
-/n.d.
-/n.d.
20
GMAW la sola passata di radice. Anche
in questo caso la formazione di cricche
in ZF (a caldo) nella passata di radice ha
condizionato lo sviluppo della procedura
di saldatura. In questo caso, però,
l’applicazione di un preriscaldo di 130 ÷
140 °C (adottato principalmente per
motivi tecnologici e metallurgici) e la limitazione dello spessore saldato in
prima passata a 7 mm (miglioramento
fattore di forma) ha eliminato con sicurezza il problema. Le successive passate
(2) con processo GMAW sono state eseguite senza particolari problemi.
Processo di saldatura
Con le procedure messe a punto i processi si presentano stabili e con produzione di spruzzi molto limitata. Naturalmente, la scelta di eseguire la prima
passata con il solo laser Yb:SiO 2 non è
ottimale per la robustezza del processo
in vista di eventuali distacchi dei lembi o
imperfezioni della preparazione, ma
almeno si è stati in grado di saldare uno
spessore rilevante con una sola passata, a
velocità interessante. In tal senso il laser
Nd:YAG è meno prestante, ma dovrebbe
essere garantita una minima tolleranza al
gap fra i lembi. La procedura messa a
punto permette una penetrazione completa per tutta la circonferenza.
Morfologia dei giunti saldati
Nelle Figure 5 e 6 è riportato l’aspetto
della superficie esterna del giunto
saldato per i due tipi.
La maglia è molto regolare in entrambi i
casi ed il sovrametallo ben raccordato al
materiale base. La radice si presenta perfettamente penetrata, ma nel caso dei
campioni realizzati in prima passata
senza materiale d’apporto, è evidente
una concavità.
Figura 6 - Aspetto del lato dritto del giunto
LB-GMAW saldato con laser Nd:YAG.
Microstruttura dei giunti saldati
Il materiale base consiste di una microstruttura molto fine di bainite e martensite (Fig. 10).
Le immagini da Figura 11 a Figura 14
mostrano, come esempio, l’aspetto della
microstruttura in ZF e ZTA per il giunto
realizzato con laser Yb:SiO2.
All’osservazione al microscopio ottico,
le fasi presenti sia in ZF che in ZTA fasi
bainitiche e martensitiche, oltre a ferrite
aciculare, che dovrebbero garantire adeguata tenacità.
Sono stati effettuati profili di durezza
nelle zone saldate delle due tipologie di
giunto con metodo Vickers e carico pari
a 10 kgf (HV10), conformemente alla
specifica DNV citata. Nella Tabella V
sono riportati i valori misurati.
I valori riscontrati rispecchiano le differenze fra le due procedure.
Il giunto saldato con laser Yb:SiO2 presenta valori massimi più elevati sia alla
radice che nella parte superiore a causa
della maggiore velocità di raffreddamento (ZF più piccola e assenza di preriscaldo).
I valori non sono elevati in assoluto (es.
lo standard citato ammette max 300HV
per giunti su acciaio X80) a garanzia di
una buona duttilità. I valori sono lievemente inferiori a quelli caratteristici del
MB che, come spesso accade per questo
grado d’acciaio e questo tipo di prodotti,
ha caratteristiche tensili (e quindi
durezza) molto eccedenti le specifiche
minime.
Figura 7 - Aspetto del lato radice del giunto
LB-GMAW saldato con laser Nd:YAG.
Figura 8 - Macrografia del giunto LB-GMAW
saldato con laser Yb:SiO2 (tubo acciaio
X100 TMCP).
Figura 9 - Macrografia del giunto LB-GMAW
saldato con laser Nd:YAG (tubo acciaio
X100 TMCP).
Figura 10 - Microstruttura dell’acciaio X100
TMCP.
Questo non accade in presenza del filo
(procedura Nd:YAG) ed il rinforzo,
benché di limitate dimensioni, ha morfologia corretta (Fig. 7).
La ZF è di dimensioni limitate e molto
allungata e stretta nella parte inferiore.
La ZTA è pure limitata in ampiezza, specialmente nel giunto realizzato con laser
Yb:SiO2 (Fig. 8), mentre il giunto realizzato con laser Nd:YAG (Fig. 9) mostra
evidente l’effetto del preriscaldo (o interpass), con una maggiore estensione
della ZTA.
presenza di pori anche di grandi dimensioni (0,5÷1,5 mm) in numero eccessivo,
posizionati sia in 1ª che in 2ª passata.
Tale circostanza è probabilmente da attribuirsi ad un bagno instabile e ad una
ZF più stretta.
Controlli non distruttivi
Entrambi i tipi di giunto si presentano
privi d’imperfezioni rilevanti al controllo visivo ed all’esame con liquidi penetranti, oltre la concavità alla radice segnalata. La presenza d’imperfezioni
volumetriche è stata accertata mediante
esame radiografico. I giunti sono risultati esenti da imperfezioni lineari,
mentre pochi pori isolati di piccole dimensioni sono stati riscontrati nei campioni saldati con laser Nd:YAG. I campioni saldati con laser Yb:SiO 2 sono
risultati più critici per tale aspetto, con
TABELLA V - Risultati prova di durezza Vickers sui giunti saldati LB-GMAW in
acciaio X100 TMCP.
Giunto
Sito
VHN
(media)
VHN
(range)
N°
impronte
MB
superficie esterna
292
290 ÷ 295
3
MB
metà spessore
290
288 ÷ 291
3
MB
superficie interna
283
280 ÷ 289
3
Nd:YAG
CGHAZ root
-
253 ÷ 256
2 (sx, dx)
Nd:YAG
CGHAZ cap
-
244 ÷ 249
2 (sx, dx)
Nd:YAG
ZF root
242
240 ÷ 244
2
Nd:YAG
ZF cap
249
247 ÷ 250
3
Yb:SiO2
CGHAZ root
-
319 ÷ 309
2 (sx, dx)
Yb:SiO2
CGHAZ cap
-
254 ÷ 362
2 (sx, dx)
Yb:SiO2
ZF root
275
269 ÷ 288
4
Yb:SiO2
ZF cap
260
255 ÷ 262
3
Figura 11 - Microstruttura della ZF del
giunto saldato con laser Yb:SiO2 (tubo
acciaio X100 TMCP, radice).
Figura 12 - Microstruttura della ZF del
acciaio X100 TMCP, parte superiore).
Figura 13 - Microstruttura della ZTA del
acciaio X100 TMCP, radice).
Figura 14 - Microstruttura della ZTA del
acciaio X100 TMCP, parte superiore).
Proprietà meccaniche dei giunti saldati
Per la validazione delle procedure sviluppate e la qualifica meccanica dei
giunti saldati sono state previste, a complemento degli esami metallografici e
CnD, le seguenti prove:
• prova di trazione trasversale statica su
giunto saldato;
• prova di resilienza trasversale (KVT)
Charpy V a -20°C in ZF, alla linea di
fusione (FL), linea di fusione +2mm
e +5 mm (FL+2, FL+5);
• prova di piega laterale del giunto
saldato;
• prova CTOD in ZF e ZTA (FL) a 0 °C.
Al momento sono disponibili solo alcuni
risultati parziali relativi ai giunti saldati
con laser Yb:SiO2. Le prove di piega (a
180° con raggio 25 mm) hanno evidenziato duttilità adeguata ed assenza
d’imperfezioni.
La resilienza Charpy V si è dimostrata
soddisfacente in ZF, mentre alla linea di
fusione i risultati sono molto dispersi
ma, considerando l’alto grado dell’ac-
ciaio, comunque accettabili. È da rimarcare che, per la particolare conformazione del giunto, l’intaglio FL in pratica
saggia il metallo saldato della 2ª passata
TABELLA VI - Risultati prova di resilienza Charpy V sui giunti saldati LB-GMAW in
acciaio X100 TMCP (Yb:SiO2).
Giunto
Sito
intaglio
T di
prova
Stato
[°C]
KVT
(media)
KVT
(range)
[J]
[J]
N°
provette
Yb:SiO2
ZF
-20
come
saldato
132
84 ÷ 157
3
Yb:SiO2
FL
-20
come
saldato
62
40 ÷ 105
3
Yb:SiO2
FL+2
-20
come
saldato
200
174 ÷ 213
3
Yb:SiO2
FL+5
-20
come
saldato
237
232 ÷ 245
3
e la ZTA al lato della 1ª passata. Dai risultati si evince inoltre, che, non appena
ci si allontana dalla linea di fusione
(FL+2, FL+5), i valori di tenacità sono
molto elevati (Tab. VI).
7. Conclusioni
Le attuali sorgenti laser con trasporto del
fascio in fibra, e in particolare il laser
Yb:SiO 2, costituiscono un’importante
opportunità per il settore delle linepipes,
sia per la loro attitudine ad essere integrate in sistemi orbitali, sia per le elevate
potenze attualmente disponibili (50 kW).
La tecnologia di saldatura ibrida si è dimostrata essere di possibile interesse
poiché, pur garantendo proprietà meccaniche adeguate, assicura un incremento
della produttività (riduzione del numero
di passate ed incremento della velocità
di saldatura).
Bibliografia
[1]
[2]
Howse D.S. et al.: «The evolution of Yb fibre laser/MAG hybrid processing
for welding of pipelines». ISOPE 2005, Seoul, Korea.
Gordon R. et al.: «Reducing pipeline construction costs: New technologies».
Welding in the World, Vol. 47, n° 5/6, 2003.
Maurizio FERSINI, laureato in Fisica - indirizzo
Fisica dello Stato Solido - presso l’Università degli
Studi di Roma“La Sapienza”, dal 1990 lavora
presso il Centro Sviluppo Materiali S.p.A. di Roma
con l’incarico di Responsabile della Funzione Tecnologia della Giunzione. International Welding Engineer, nel 1998 ha conseguito, presso il Politecnico
di Vienna, il diploma di European Laser Engineer.
Nel 2002 ha conseguito un Master presso l’ICSIM Istituto per la Cultura e la Storia d’Impresa “Franco
Momigliano” - sulle problematiche che caratterizzano il settore della siderurgia (2002). Responsabile
di numerosi progetti di ricerca sia nazionali che internazionali ha acquisito esperienze nel campo della
saldatura, dei controlli non distruttivi, della metallurgia e delle proprietà meccaniche dei giunti
saldati.
Giuseppe DEMOFONTI, laureato in Ingegneria
Meccanica presso l’Università La Sapienza di
Roma, dal 1978 è inserito nella struttura tecnica del
Centro Sviluppo Materiali S.p.A. di Roma, dove attualmente occupa la posizione di Senior Scientist.
Esperto nel campo della Meccanica della Frattura,
Fatica ed Integrità Strutturale di linee per il trasporto in pressione di fluidi energetici, è responsabile di progetti di ricerca pluriennali sia nazionali
che internazionali.
Stefano SORRENTINO, laureato in Ingegneria Meccanica presso l’Università di Roma “La Sapienza”
nel 1999, entra nel 2000 al Centro Sviluppo Materiali di Roma come ricercatore nel campo della
Scienza ed Ingegneria della Saldatura. Nel corso
della sua carriera si è occupato in particolare dell’applicazione della tecnologia laser in vari settori
industriali, su tutti i tipi di materiali metallici, e
della qualifica e delle proprietà meccaniche dei
giunti saldati. IWE dal 2005, è autore di varie
memorie per congressi/riviste nel campo della saldatura e soggetti affini e della meccanica dei materiali e dei giunti saldati.
Elisabetta MECOZZI, laureata in Ingegneria Meccanica presso l’Università degli Studi di Roma “La
Sapienza” nel 1999. Dal 2000 lavora presso il CSM
nella funzione Integrità Strutturale. Si occupa di attività di ricerca riguardante la meccanica della frattura e la valutazione a fatica di giunti saldati relativamente a diverse applicazioni (pipelines in acciaio,
rotaie saldate), con particolare riguardo all’attività
sperimentale. Ha partecipato alla stesura di
memorie per congressi sulle tematiche di riferimento. Ha rappresentato il CSM in diversi progetti
per la Comunità Europea nell’ambito della CECA.
Le norme europee per la qualificazione
del processo e dei saldatori per la
saldatura subacquea in ambiente
asciutto e in acqua
(°)
A. Pandolfo *
Sommario / Summary
Nell’ambito dei processi speciali, tra i quali indubbiamente la
saldatura occupa una posizione di rilievo, la tecnologia per la
saldatura subacquea è sicuramente tra quelle meno conosciute. La difficoltà nell’ottenere giunzioni di qualità ne limitano l’impiego soprattutto per interventi di manutenzione e riparazione di materiali ferrosi su costruzioni navali, dighe,
tubazioni o piattaforme petrolifere. Il settore specifico
propone sempre di più, l’utilizzo di metodologie e sviluppi
tecnologici di maggiore contenuto innovativo.
La verifica del corretto impiego delle nuove tecnologie si
esegue attraverso la qualificazione dei processi di saldatura e
la certificazione dei saldatori e degli operatori di saldatura.
Scopo della presente memoria è la presentazione dell’attuale
situazione normativa in ambito europeo in relazione alla qualificazione dei saldatori e alla certificazione delle procedure
di saldatura subacquea in ambiente asciutto e in acqua.
Among special processes, in which, without doubt, the
welding takes up a special position, the underwater welding
(°) Memoria presentata alla Giornata di Formazione e Aggiornamento IIS:
“La saldatura subacquea” - Genova, 16 Novembre 2006.
* Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
process is the least known. The difficulty in obtaining quality
requirements limits its application, particularly in the maintenance and repair of ferrous materials in the construction of
ships, dams or oil platform piping. These specific sectors
always require innovated technologies and methods.
The verification of the correct new methodologies is achieved
by qualification of welding process and certification of
welders and welding operators.
The scope of this article is to present the European Standards
related to qualification of welders and certification of procedures of underwater welding in dry and wet environment.
Keywords:
CEN; Europe; operators; personnel qualification; process
qualification; standards; underwater welding.
A. Pandolfo - Le norme europee per la qualificazione del processo e dei saldatori per la saldatura subacquea in ambiente asciutto e in acqua
1. Le norme di riferimento
Il Comitato Tecnico del CEN, che si
occupa dell’elaborazione della normativa inerente la saldatura, è il TC 121
“Welding”.
I Sottocomitati preposti alla elaborazione della normativa europea che
riguarda la certificazione dei saldatori
e la qualificazione delle procedure
di saldatura sono rispettivamente l’SC1
e l’SC2.
Le principali norme europee elaborate
dal CEN nel settore della certificazione
dei saldatori e delle procedure di saldatura, in virtù degli accordi di collaborazione con l’ISO (Comitato Tecnico
ISO/TC 44), hanno assunto le seguenti
numerazioni:
Norme relative alla certificazione dei
saldatori
EN ISO 15618-1: Qualification testing
of welders for under-water welding –
Diver-welders for hyperbaric wet
welding.
EN ISO 15618-2: Qualification testing
of welders for under-water welding –
Diver-welders and welding operators for
hyperbaric dry welding.
Norme relative alla certificazione delle
procedure
EN ISO 15607: Specification and qualification of welding procedures for metallic materials – General rules.
prEN ISO 15614-9: Specification and
qualification of welding procedures for
metallic materials – Welding procedure
test – Hyperbaric wet welding.
EN ISO 15614-10: Specification and
qualification of welding procedures for
metallic materials – Welding procedure
test – Hyperbaric dry welding.
Queste norme, come previsto dagli
accordi tra i Paesi membri dell’Unione
Europea, sono state recepite dall’Italia e
sono identificate dalla sigla UNI, che è
l’Ente di normazione nazionale.
Specifica americana relativa alla saldatura iperbarica
AWS D3.6M:1999: “Specification for
underwater welding”.
Questa specifica:
• Copre le richieste per la saldatura di
strutture o tubazioni sotto la superficie dell’acqua.
• Prevede sia la saldatura in ambiente
asciutto che quello in acqua.
• Contempla sia la certificazione delle
procedure che dei saldatori.
• Le sezioni dalla 1 alla 6 sono riferite
ai requisiti generali.
• Le sezioni dalla 7 alla 10 contengono
i requisiti specifici per le quattro
classi di saldature:
- Classe A: comparabile ai requisiti
previsti fuori dall’acqua;
- Classe B: per applicazioni poco
critiche;
- Classe C: quando le saldature non
sono sottoposte a sollecitazioni;
- Classe O: quando deve essere in
accordo con un altro codice.
2. Qualificazione del personale
La norma per la qualificazione dei saldatori in ambiente bagnato per i processi
manuali è la UNI EN ISO 15618-1:2003
e la norma per la qualificazione dei saldatori in ambiente asciutto per i processi
manuali, semiautomatici e automatici è
la UNI EN ISO 15618-2:2003; esse prevedono che il saldatore venga qualificato
per quello che è il suo settore operativo.
In pratica, il candidato può eseguire
come saggio di prova un qualsiasi giunto
saldato, su lamiere o su tubi, di qualsivoglia spessore o diametro del tipo di
acciaio, in una qualsiasi posizione di saldatura e in particolare deve essere definita la profondità a cui opera. Tutto ciò
viene dichiarato nella WPS che obbligatoriamente deve essere scritta per
l’esecuzione del saggio di qualificazione
del saldatore. Una volta definito il tipo di
saggio la norma ci viene in aiuto fornendo, per tutte le variabili considerate
essenziali, i rispettivi campi di validità.
In caso di esito positivo, sul certificato
saranno riportati i campi di validità per
tutte le variabili essenziali. Il certificato
è di proprietà del datore di lavoro, la cui
ragione sociale è riportata sul certificato,
ed è intestato al saldatore.
2.1 Variabili essenziali
2.1.1 Processi di saldatura
I processi di saldatura presi in considerazione dalla norma UNI EN ISO 15618-1
sono i seguenti:
111 saldatura ad arco con elettrodi rivestiti
114 saldatura con filo elettrodo
animato (senza gas protettivo)
136 saldatura in gas protettivo attivo
con filo elettrodo animato
137 saldatura in gas protettivo inerte
I processi di saldatura presi in considerazione dalla norma UNI EN ISO 15618-2
sono i seguenti:
131 saldatura in gas inerte con filo
elettrodo fusibile (MIG)
con filo elettrodo fusibile
141 saldatura in gas inerte con elettrodo di tungsteno (TIG)
15
saldatura al plasma.
Altri processi possono essere presi in considerazione, previo accordo tra le parti.
Ciascuna prova di qualificazione qualifica generalmente solo un procedimento
di saldatura. Un cambiamento nel procedimento di saldatura richiede una nuova
prova di qualificazione. Comunque un
saldatore può essere qualificato per due
o più procedimenti di saldatura saldando
un saggio di prova unico.
2.1.2 Gruppo di metalli
La designazione dei gruppi di acciai è
definita nella CEN ISO/TR 15608.
La norma UNI EN ISO 15618-1 si
applica ai materiali dei gruppi 1 e 8.
La norma UNI EN ISO 15618-2 si applica
ai materiali dei gruppi 1,2,3,7,8 e 10.
La saldatura di un qualsiasi metallo di un
gruppo di metalli qualifica il saldatore
per la saldatura di tutti gli altri metalli
dello stesso gruppo.
2.1.3 Materiali d’apporto
Gli elettrodi rivestiti sono classificati in
accordo con la norma EN 499.
Nel caso della norma UNI EN ISO
15618-1 sono applicabili solo tre di
questi rivestimenti:
R
Rutile
RR Rutile con rivestimento sottile
RB Rutil-basico
e non è permesso:
• Cambiare la designazione dell’elettrodo e il tipo di rivestimento protettivo per l’acqua.
• Aggiungere o togliere il rivestimento
protettivo per l’acqua.
• Cambiare il diametro nominale dell’elettrodo.
• Cambiare la composizione nominale
del gas protettivo.
Nel caso della norma UNI EN ISO
15618-2 sono applicabili solo due di
questi rivestimenti:
B
Basico
S
Altri rivestimenti.
Per gli altri processi di saldatura:
fc
Filo con anima di flusso
mc Filo con anima metallica.
La qualificazione per gli elettrodi rivestiti e i fili animati include tutti i materiali simili.
2.1.4 Tipo di giunto
La prova di qualificazione deve essere
eseguita su giunti testa a testa o
d’angolo, su lamiera o su tubo
Le Tabelle I e II mostrano i campi di
validità in funzione del tipo di giunto
eseguito, con i seguenti criteri aggiuntivi.
– Per la norma UNI EN 15618-1:2003
• Le saldature su lamiere coprono le
saldature su tubo di ø ≥600 mm.
• Nei casi in cui la maggioranza dei
lavori è costituita da giunti d’angolo,
il saldatore deve essere qualificato
anche mediante una prova adeguata
su giunto d’angolo.
• I giunti testa a testa saldati dai due lati
senza ripresa qualificano i giunti testa
a testa saldati da un solo lato con il
sostegno e i giunti saldati dai due lati
con la ripresa.
lavori consista in giunti tubo-tronchetto, per qualificare il saldatore si
deve usare un saggio di prova tubotronchetto.
– Per la norma UNI EN 15618-2:2003
• Le saldature su lamiere coprono le
saldature su tubo di ø ≥600 mm.
• Le saldature testa a testa qualificano
le saldature d’angolo.
lavori è costituita da giunti d’angolo,
il saldatore deve essere qualificato
anche mediante una prova adeguata
su giunto d’angolo.
• I giunti testa a testa su tubi senza sostegno qualificano i giunti tubo - tronchetto con lo stesso campo di validità
della qualificazione.
Per i giunti tubo - tronchetto il campo
di validità della qualificazione è
basato sul diametro esterno del tronchetto.
TABELLA I - Range of approval for tests (Details of weld type).
Range of approval
Butt welds
Details
of
weld
type
Butt
welds
Lap
welds
Fillet
welds
Lap welds
Fillet welds
welded
welded
from
from
one side both sides
(ss)
(bs)
with
backing
(mb)
with
gouging
(gg)
plate
pipe
plate
pipe
with
backing
(mb)
x
x
x
xa
x
xa
welded
with
from both gouging
sides (bs)
(gg)
x
x
x
xa
x
xa
plate
-
-
x
xa
x
xa
pipe
-
-
x
x
x
x
plate
-
-
-
-
x
xa
pipe
-
-
-
-
x
x
welded
from one
side (ss)
a
See 6.3 a)
Key
x indicates those welds for which the welder is approved.
- indicates for what the diver welder is not approved.
TABELLA II - Range of approval for tests on butt joints (Details of weld type).
Range of approval
Butt welds in plate
Details
of
weld
type
welded from
one side
(ss)
with
backing
(mb)
no
backing
(nb)
Butt welds in pipe
welded from
both sides
(bs)
with
no
gouging gouging
(gg)
(ng)
welded from
one sides
(ss)
with
backing
(mb)
no
backing
(nb)
with
welded backing
from
one side
no
(ss)
Butt
backing
weld
in
with
plate welded
from gouging
both
sides
no
(bs)
gouging
(mb)
x
-
x
-
a
-
(nb)
x
x
x
x
a
a
(gg)
x
-
x
-
a
-
(ng)
x
-
x
x
a
-
with
welded
from backing
one
side
no
(ss)
backing
(mb)
x
-
x
-
x
-
(nb)
x
x
x
x
x
x
Butt
weld
in
pipe
a
See 6.3 c) and 6.3 d)
Key
x indicates those welds for which the diver-welder or welding operator is approved.
- indicates those welds for which the diver-welder or welding operator is not approved.
TABELLA III - Test piece thickness (plate or pipe) and range of approval.
Test piece thickness t
mm
Range of approval
t≤6
≥ t (max 6 mm)
t>6
0,5 t to 2 t (min. 6 mm)
TABELLA IV - Test piece diameter and range of approval.
a
Test piece diameter Da
mm
Range of approval
D ≤ 100
0,7 D to 2 D
100 > D ≤ 300
0,5 D to 2 D (min. 75 mm)
D > 300
> 0,5 D
For structural hollow sections “D” is the dimension of the smallest side.
TABELLA V - Range of approval according to water depth.
Type of welding
Depth of welding for
test piece
Range of approval
wd
Wet welding of parent
metal suitable for mild
steel filler metal
wd < 20 m
20 m ≤ wd < 50 m
50 m ≤ wd < 100 m
0 m up to 20 m
10 m up to wd + 20 m
0,85 wd up to 1,10 wd
metal suitable
for austenitic
stainless filler metal
wd
0,90 wd up to wd + 3 m
metal suitable
for other
filler metals
wd
0,90 wd up to wd + 10 m
Note 1 For the maximum depth approved, depth shall be measured from the lower extremity of the test weldment with a
tolerance of plus or minus 250 mm.
Note 2 For the minimum depth approved, depth shall be measured from the upper extremity of test weldment with a
tolerance of plus or minus 250 mm.
TABELLA VI - Range of approval according to water depth.
Depth of welding
for test piece
Range of approval
wd
wd ≤ 100 m
wd ± 20 m
100 m < wd ≤ 200 m
wd ± 30 m
> 200 m
wd ± 40 m
2.1.5 Dimensioni
La prova di qualificazione dei saldatori
per i giunti testa a testa è basata sullo
spessore del materiale e sui diametri
esterni dei tubi.
I campi di validità della qualificazione
sono specificati nelle Tabelle III e IV.
2.1.6 Condizioni ambientali
Il saldatore subacqueo, secondo la
norma UNI EN ISO 15618-1, deve eseguire le prove nelle seguenti condizioni
iperbariche reali o simulate:
• Profondità d’immersione
• Visibilità
• Temperatura dell’acqua
• Salinità.
Il saldatore o l’operatore subacqueo
secondo la norma UNI EN ISO 15618-2
deve eseguire le prove alla stessa profondità e alle stesse condizioni iperbariche
reali o simulate (Tabb. V e VI).
2.1.7 Posizioni di saldatura
Le Tabelle VII e VIII specificano il
campo di validità della qualificazione
per ciascuna posizione di saldatura.
I saggi di prova devono essere saldati
in conformità agli angoli nominali delle
posizioni di saldatura della norma
EN ISO 6947.
2.2 Esami e prove
2.2.1 Supervisore
La saldatura dei saggi di prova deve
essere eseguita alla presenza di un esaminatore o di un organismo d’esame.
2.2.2 Forma e dimensione dei saggi
La forma e le dimensioni dei saggi di
prova sono indicate nelle Figure 1 e 2.
2.2.3 Condizioni di saldatura
La prova di qualificazione dei saldatori
subacquei deve corrispondere alle condizioni usate in produzione e seguire una
WPS o una pWPS in conformità alla
norma UNI EN ISO 15609-1.
Devono essere applicate le seguenti condizioni di saldatura:
• L’equipaggiamento di saldatura deve
essere equivalente a quello usato in
produzione;
• Il saggio di prova deve presentare
almeno una interruzione ed una
ripresa di saldatura, sia nella passata
al vertice che in quella di finitura;
• Il saggio di prova deve essere eseguito alla profondità effettiva o simulata prevista;
• Identificazione del saggio di prova;
• Ogni controllo dell’apporto termico
richiesto nella WPS deve essere verificato;
• Devono essere usati solo elettrodi rivestiti con diametro approssimato di
3,25 mm o fili animati con designazione specifica per l’impiego in
acqua.
2.2.4 Metodi di prova
Dopo il completamento, ogni saldatura
deve essere sottoposta a prova allo stato
come saldato, secondo la Tabella IX.
TABELLA VII - Range of approval according to welding position.
Range of approval
Plate
Welding position of
test piece
Butt
welds
P
L
A
T
E
S
Fillet
welds
Lap
welds
P
I
P
E
S
Fillet
welds
Butt welds
Pipe
Fillet welds
Lap welds
Fillet welds
PA
PC
PG
PF
PE
PA
PB
PG
PF
PD
PB
PD
PG
PF
H-L045
J-L045
PB
PG
PF
PD
PA
x
-
-
-
-
x
x
-
-
-
-
-
-
-
-
-
x
-
-
-
PC
x
x
-
-
-
x
x
-
-
-
-
-
-
-
-
-
x
-
-
-
PG
-
-
x
-
-
-
-
x
-
-
-
-
-
-
-
-
-
x
-
-
PFc
x
-
-
x
-
x
x
-
x
-
-
-
-
-
-
-
x
-
x
-
PE
x
x
-
-
x
x
x
-
-
x
-
-
-
-
-
-
x
-
-
x
PA
-
-
-
-
-
x
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
PB
-
-
-
-
-
x
x
-
-
-
-
-
-
-
-
-
x
-
-
-
PG
-
-
-
-
-
-
-
x
-
-
-
-
-
-
-
-
-
x
-
-
PFc
-
-
-
-
-
x
x
-
x
-
-
-
-
-
-
-
x
-
-
-
PDd
-
-
-
-
-
x
x
-
-
x
-
-
-
-
-
-
x
-
-
x
PB
-
-
-
-
-
x
x
-
-
-
x
-
-
-
-
-
x
-
-
-
PD
-
-
-
-
-
x
x
-
-
x
x
x
-
-
-
-
x
-
-
x
PGa
-
-
-
-
-
-
-
x
-
-
-
-
x
-
-
-
-
x
-
-
PF3
-
-
-
-
-
x
x
-
x
-
x
-
-
x
-
-
x
-
x
-
H-L045c
-
-
-
-
-
x
x
-
x
x
x
x
-
x
x
-
x
-
x
x
J-L045
-
-
-
-
-
x
x
x
-
x
x
x
x
-
-
x
x
x
-
x
PBa,b
-
-
-
-
-
x
x
-
-
-
-
-
-
-
-
-
x
-
-
-
PGa
-
-
-
-
-
-
-
x
-
-
-
-
-
-
-
-
-
x
-
-
PFc
-
-
-
-
-
x
x
-
x
-
-
-
-
-
-
-
x
-
x
-
PDa,d
-
-
-
-
-
x
x
-
-
x
-
-
-
-
-
-
x
-
-
x
c
c
a
c
c
a,b
a
c
a,d
a
For pipes welded in: pipe fixed; axis horizontal; weld: vertical.
For pipes welded in: pipe fixed; axis vertical; weld: horizontal.
c
see to 5.7
d
This is an approved position and which is covered by the other related test..
b
Key
x indicates those welding position for which the diver-welder is approved.
- indicates those welding positions for which the diver-welder is not approved.
TABELLA VIII - Range of approval according to welding positions.
Range of approval
Plates
Pipe
Butt welds
Welding position
of approval
test piece
Pipe-axis and -angle
Butt welds
Fillet welds
fixed
0°
Butt
welds
P
L
A
T
E
S
Fillet
welds
Fillet welds
fixed
a
90°
45°
0°
90°
PF PDb
PA
PC
PG
PF
PE
PA
PB
PG
PF
PD
PG
PF
PC
H-L045
J-L045
PB
PG
PA
x
-
-
-
-
x
x
-
-
-
-
-
-
-
-
x
-
-
-
PC
x
x
-
-
-
x
x
-
-
-
-
-
x
-
-
x
-
-
-
PG
-
-
x
-
-
-
-
x
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
PF
x
-
-
x
-
x
x
-
x
-
-
-
-
-
-
x
-
x
-
PE
x
x
-
x
x
x
x
-
x
x
-
-
-
-
-
x
-
x
x
PA
-
-
-
-
-
x
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
PB
-
-
-
-
-
x
x
-
-
-
-
-
-
-
-
x
-
-
-
PG
-
-
-
-
-
-
-
x
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
PF
-
-
-
-
-
x
x
-
x
-
-
-
-
-
-
x
-
-
-
PD
-
-
-
-
-
x
x
-
x
x
-
-
-
-
-
x
-
-
x
PG
-
-
x
-
-
-
-
x
-
-
x
-
-
-
-
-
x
-
-
x
-
-
x
x
x
x
-
x
x
-
x
-
-
-
x
-
x
x
x
x
-
-
-
x
x
-
-
-
-
-
x
-
-
x
-
-
-
x
x
-
x
x
x
x
-
x
x
-
x
x
x
-
x
-
x
x
-
-
x
-
-
-
-
x
-
-
x
-
-
-
x
-
x
-
-
-
-
-
-
-
x
x
-
-
-
-
-
-
-
-
x
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
x
-
-
-
-
-
-
-
-
x
-
-
-
-
-
-
-
x
x
-
x
-
-
-
-
-
-
x
-
x
-
-
-
-
-
-
x
x
-
-
x
-
-
-
-
-
x
-
-
x
Bu tt we ld s
Fillet welds
P
I
P
E
S
a
b
Pipe-axis and angle
0°
PF
F
i
x 90° PC
e
d
H-L045
45°
J-L045
a
PB
PG
F
i 0°
PF
x
e
d 90° PD2
PB for pipes may be welded only in the pipe: fixed; axis: vertical; weld: horizontal vertical.
This is an approved position and which is covered by the other related tests.
Key
x indicates those welding positions for which the diver-welder or welding operator is approved.
- indicates those welding positions for which the diver-welder or welding operator is not approved.
2.2.5 Esempio di designazione
EN ISO 15618-1 111 P BW 1 RR t09
PG ss mb wd6 sa
EN ISO 15618-1 numero della norma
111 (designazione numerica del procedimento di saldatura secondo EN
ISO 4063)
P
(tipo di prodotto semifinito
“Plate”)
BW (tipo di giunto “Butt Weld”)
1
(gruppo del materiale CR ISO TR
15608)
RR (tipo del rivestimento del materiale d’apporto)
t09 (spessore del saggio di prova)
PG (posizione di saldatura secondo
EN ISO 6947)
ss
(dettagli sull’esecuzione del
giunto. Es. “ss” saldatura da un
solo lato)
mb (saldatura con supporto)
wd6 (profondità dell’acqua)
sa (tipo d’acqua, salata)
2.2.6 Esempio di designazione
EN ISO 15618-2 111 P BW 8 B t09 PF
ss mb wd200
EN ISO 15618-2 numero della norma
111 (designazione numerica del procedimento di saldatura secondo EN
ISO 4063)
P
(tipo di prodotto semifinito
“Plate”)
BW (tipo di giunto “Butt Weld”)
8
(gruppo del materiale CR ISO TR
15608)
B
(tipo del rivestimento del materiale d’apporto)
Figura 1 - Tipologie di saggio previste dalla norma UNI EN ISO 15618-1.
TABELLA IX - Test methods.
Test method
Butt weld plate
Lap weld in pipe or plate
Fillet weld
Visual examination
mandatory
mandatory
mandatory
Radiographic examination
mandatorya,d
mandatorya,d
not mandatory
Bend test
mandatory
not mandatory
not mandatory
Fracture test
mandatorya,c
mandatorya,c
mandatory
Macroscopic examination
mandatory
mandatory
not mandatoryb
a
Radiographic examination or fracture test shall be used, but not both.
The fracture test may be replaced by macroscopic examination of at least four sections.
c
The minimum thickness of a test piece for fracture test shall be 5 mm.
d
The radiographic examination may be replaced by an ultrasonic examination for thicknesses ≥ 8 mm on ferritic steels only in accordance with EN 1714.
b
qual caso la validità decade immediatamente.
3. Specificazione e qualificazione
delle procedure di saldatura
La norma UNI EN ISO 15614-10:2006
riguarda, come abbiamo detto, la qualificazione delle procedure di saldatura in
ambiente asciutto e il progetto di norma
prEN ISO 15614-9 riguarda la qualificazione in acqua; entrambe le norme prevedono l’esecuzione di saggi di prova
rappresentativi. In tali norme sono descritte le modalità con le quali una specifica di saldatura viene qualificata; in particolare vengono definite la forma e le
dimensioni dei saggi, le condizioni per
l’esecuzione delle prove, i limiti di validità, i controlli e le prove da eseguire sui
saggi saldati.
Figura 2 - Tipologie di saggio previste dalla norma UNI EN ISO 15618-2.
t09
PF
ss
(spessore del saggio di prova)
(posizione di saldatura secondo
EN ISO 6947)
(dettagli sull’esecuzione del
giunto. Es. “ss” saldatura da un
solo lato)
mb
(saldatura con supporto)
wd200 (profondità dell’acqua)
La validità della certificazione è fissata
dalla norma in 2 anni, a meno che non vi
siano interruzioni dell’attività lavorativa
come saldatore superiori a 6 mesi, nel
3.1 La procedura di saldatura (WPS)
Allo scopo di qualificare una procedura
di saldatura, è necessario predisporre una
WPS preliminare (pWPS), in conformità
alla norma UNI EN ISO 15609-1, nella
quale devono essere specificati i campi di
validità, i parametri inerenti l’attività di
saldatura, e devono essere descritte tutte
le informazioni necessarie all’esecuzione
del saggio saldato.
In particolare devono essere indicate:
– per la saldatura in camera iperbarica
(EN ISO 15614-10):
• la profondità alla quale viene eseguita
la saldatura;
TABELLA X - Test methods.
Test method
Butt weld plate
Butt weld in pipe
Fillet weld
Visual examination
mandatory
mandatory
mandatory
Radiographic examination
mandatorya,e
mandatorya,e
not mandatory
Bend test
mandatoryb
mandatoryb
not mandatory
Fracture test
mandatorya
mandatorya
mandatoryc, d
Macroscopic examination
not mandatory
not mandatory
not mandatoryd
Magnetic particle/penetrant
examination
not mandatory
not mandatory
not mandatory
a
Radiographic or fracture test shall be used, but not both.
When radiographic examination is used, then additional bend tests are mandatory for the processes 114, 131, 135, 136, 137.
c
The fracture test should be supported by magnetic particle/penetrant testing when required by the examiner or examining body.
d
The fracture test may be replaced by a macroscopic examination of at least four sections.
e
The radiographic examination may be replaced by an ultrasonic examination for thickness ≥ 8 mm or ferritic steels only in accordance with EN 1714.
b
• la composizione del gas nella camera
iperbarica;
• la pressione parziale dell’ossigeno;
• la temperatura nella camera iperbarica;
• l’umidità relativa.
Nel redigere una pWPS si deve fare riferimento anche ad altre norme di supporto
EN o ISO, come ad esempio la norma
EN ISO 4063, per la codificazione numerica dei processi di saldatura, mentre
per i materiali di base il riferimento è
fornito dal sistema di raggruppamento
della norma CEN ISO/ TR 15608.
3.2 Saggi di prova
3.2.1 Forma e dimensione dei saggi di
prova
La forma e le dimensioni minime dei
saggi di prova, per la UNI EN ISO
15614-10, devono essere in accordo con
la UNI EN ISO 15618-2 relativa alla certificazione dei saldatori subacquei.
3.2.2 Saldatura dei saggi di prova
La preparazione e la saldatura dei saggi
di prova devono essere fatte in conformità alla pWPS, e nelle condizioni generali della saldatura in produzione che
essi rappresentano. Le posizioni di saldatura e le limitazioni degli angoli di inclinazione e rotazione del saggio di
prova devono essere conformi alla EN
ISO 6947.
Se è previsto che i giunti di produzione
incorporino i tratti di saldatura di puntatura, il saggio di prova deve essere eseguito in modo analogo.
La saldatura e le prove sui saggi devono
essere effettuate alla presenza di un Esaminatore o di un Ente esaminante.
3.3 Controlli e prove
Al termine della saldatura il saggio deve
essere sottoposto ai controlli ed alle
prove previsti nella EN ISO 15618-2 per
le strutture e la EN 288-9 per le tubazioni. I controlli e le prove comprendono
sia gli esami non distruttivi (NDE) sia le
prove distruttive.
3.4 Campo di validità della
qualificazione
Ogni cambiamento, al di fuori dei limiti
di validità specificati, richiede l’esecuzione di una nuova prova di procedura di
saldatura.
tori/operatori mediante l’impiego della
CEN ISO/TR 15608.
Gli acciai per le tubazioni sono raggruppati secondo la EN 288-9.
Una prova di qualificazione di procedura
di saldatura eseguita con uno dei tipi di
acciaio di un gruppo è valida per i tipi di
acciaio dello stesso gruppo aventi un
limite di snervamento minore o uguale a
quello minimo specificato per tale
gruppo, ma non è valida per gli acciai
aventi un limite di snervamento minimo
specificato maggiore.
Per ogni materiale base o combinazione
di materiali base non coperti dal suddetto sistema di raggruppamento è richiesta una qualificazione separata di
procedura di saldatura.
3.4.1 Indicazioni riguardanti il
fabbricante
La qualificazione di una WPS ottenuta
da un costruttore, è valida nelle officine
e nei cantieri di montaggio che sono
sotto lo stesso controllo tecnico e di
qualità del medesimo costruttore.
3.4.2.1 Spessore del materiale base e
diametro del tubo
Il campo di validità dello spessore del
materiale base e il diametro del tubo
devono essere in accordo alla EN ISO
15618-2 per le strutture d’acciaio e con
la EN 288-9 per le tubazioni.
3.4.2 Indicazioni riguardanti il
materiale base
La validità è limitata a materiali dello
stesso grado di quelli adoperati per le
prove; di fatto, vale il principio del raggruppamento dei materiali in gruppi già
collaudato con le norme della serie
EN 15614, reso poi univoco per le
norme europee impiegate per la qualificazione dei procedimenti e dei salda-
3.4.3 Procedimenti di saldatura
La qualificazione è valida solo per il(i)
procedimento(i) di saldatura utilizzato(i)
nella prova di procedura di saldatura. Per
un dato procedimento, non è ammesso
cambiare un deposito a strati multipli in
una passata singola (o in una passata
singola da ciascun lato) o viceversa.
La qualificazione è valida solo per la sequenza dei procedimenti seguita nella
3.3.1 Livelli di accettabilità
Una procedura di saldatura è approvata
se le imperfezioni nel saggio di prova
rientrano nei limiti specificati nella
ISO 15618-2 per le strutture, e nella EN
288-9 per le tubazioni.
TABELLA XI - Test piece (plate or pipe) and range of approval.
Test piece thickness t
mm
Range of approval
t≤6
≥ t (max 6 mm)
t>6
0,5 t to 2 t (min. 6 mm)
TABELLA XII - Campi di validità della qualificazione in funzione dello spessore (Dimensioni in mm).
Spessore del saggio di
prova
Campo di validità della qualificazione
t
Acciaio
Re ≤ 275 N/mm2
Acciaio
275 < Re ≤ 360 N/mm2
Acciaio
Re > 360 N/mm2
3 < t ≤ 12
da 3 a 2 t
da 0,8 t a 1,5 t
da 0,8 t a 1,25 t
12 < t ≤ 100
da 0,5 t a 2 t (max. 150)
da 0,8 t a 1,5 t
da 0,8 t a 1,25 t
Diametro del tubo.
La qualificazione di una prova di procedura di saldatura su un diametro esterno D è valida per tutti i diametri nel campo da 0,5 D a 2 D.
prova di procedura con più procedimenti.
I procedimenti di saldatura presi in considerazione dalla norma sono i seguenti:
131 saldatura in gas inerte con filo
elettrodo fusibile (MIG)
con filo elettrodo fusibile
141 saldatura in gas inerte con elettrodo di tungsteno (TIG)
15 saldatura al plasma.
Altri processi possono essere presi in
considerazione, previo accordo tra le
parti.
3.4.4 Posizioni di saldatura
Il campo di validità delle posizioni di
saldatura deve essere in accordo con la
EN ISO 15618-2 per le strutture
d’acciaio e con la EN 288-9 per le tubazioni.
Per la EN 288-9, il campo di validità
della qualificazione in funzione della posizione di saldatura è ± 25° rispetto alla
posizione della prova, salvo per la posizione PA secondo la EN ISO 6947, che è
qualificata dalle posizioni PF o PG.
3.4.5 Tipi di giunto
Ogni cambiamento della configurazione
del giunto fuori dalle tolleranze specificate nella EN ISO 15618-2 per le strutture d’acciaio e nella EN 288-9 per le
tubazioni, richiede una nuova qualificazione della prova di procedura di saldatura.
3.4.6 Metallo d’apporto
Per i procedimenti 111, 114, 136 e 137 il
campo di validità è limitato alla marca
specifica dei consumabili utilizzati nella
prova di procedura di saldatura.
La qualificazione ottenuta per il gas di
protezione al diritto e/o al rovescio è limitata al tipo di gas (composizione
chimica nominale) usato nella prova di
procedura di saldatura, allo stesso diametro della torcia e alla stessa portata di
gas ±15%.
La qualificazione ottenuta è limitata allo
stesso diametro dell’elettrodo/filo.
3.4.7 Tipo di corrente
La qualificazione vale per il tipo di corrente [corrente alternata (c.a.), corrente
continua (c.c.), corrente pulsante] e per
la polarità utilizzati nella prova di procedura di saldatura.
3.4.8 Apporto termico
I requisiti di questo punto si applicano
solo quando è richiesto il controllo dell’apporto termico.
Quando si applicano requisiti di resilienza, il limite superiore dell’apporto
termico qualificato è del 15% maggiore
di quello utilizzato nella saldatura del
saggio di prova. Quando si applicano requisiti di durezza, il limite inferiore dell’apporto termico qualificato è del 15%
minore di quello utilizzato nella saldatura del saggio di prova.
3.4.9 Temperatura di preriscaldo
Quando è richiesto il preriscaldo, il
limite inferiore della qualificazione ottenuta è la temperatura di preriscaldo nominale applicata all’inizio della prova di
3.4.10 Temperatura tra le passate
Il limite superiore della qualificazione
ottenuta è la massima temperatura nominale fra le passate raggiunta nella prova
di procedura di saldatura.
3.4.11 Post-riscaldo dopo la saldatura
per la deidrogenazione
La temperatura e la durata del post-riscaldo per la deidrogenazione non
devono essere ridotte. Il post-riscaldo
non deve essere omesso, ma può essere
aggiunto.
3.4.12 Trattamento termico dopo la
saldatura
Non sono ammesse l’aggiunta o la soppressione del trattamento termico dopo
la saldatura.
Il campo di temperatura qualificato è la
temperatura di mantenimento applicata
nella prova di procedura di saldatura
±20 °C, se non diversamente specificato.
Qualora sia richiesto, le velocità di riscaldamento, le velocità di raffreddamento ed il tempo di mantenimento
devono essere messi in relazione con il
componente di produzione.
Il tempo di mantenimento deve essere
quello usato per la qualifica della WPS
±25%.
3.4.13 Rimozione del dispositivo di
assiematura
Il dispositivo di assiematura non deve
essere rimosso finché la lunghezza del
cordone di saldatura (in % della circonferenza) o il numero delle passate sono
inferiori ai valori raggiunti nella prova di
qualificazione della procedura di saldatura.
3.4.14 Numero dei saldatori subacquei
La qualificazione ottenuta è limitata al
numero minimo di saldatori impiegati
nella prova di qualificazione della procedura di saldatura.
3.4.15 Giunto parzialmente completato
La qualificazione ottenuta è limitata alle
saldature che comportano un numero di
passate, depositate prima del raffreddamento al disotto della temperatura di
preriscaldo, almeno uguale a quello rilevato nella prova di qualificazione della
3.4.16 Condizioni ambientali
iperbariche
Il campo di validità della profondità dell’acqua è descritto nella Tabella XIII.
Per profondità dell’acqua ≤200 m, un
cambio da un ambiente in argon o elio
a un ambiente in aria o azoto richiede
una nuova qualifica della procedura
di saldatura, viceversa no. Per profondità
>200 m non è ammesso nessun cambiamento.
Un cambiamento dell’umidità relativa di
oltre il 10% richiede una nuova qualifica
della procedura di saldatura.
3.5 Verbale di qualificazione di
procedura di saldatura (WPQR)
Il verbale di qualificazione di procedura
di saldatura (WPQR) costituisce un’attestazione dei risultati della valutazione di
ciascun saggio di prova, incluse le
riprove. Devono essere incluse le informazioni applicabili elencate per la WPS
nella parte pertinente della EN ISO
15609-1, unitamente ai dettagli di ogni
caratteristica non conforme ai requisiti
del punto 7. Se non ci sono caratteristiche non conformi oppure risultati di
prova non accettabili, il WPQR illustrante in dettaglio i risultati del saggio
di prova della procedura di saldatura è
qualificato e deve essere firmato e datato
dall’esaminatore o dall’organismo di
esame.
TABELLA XIII - Water depth qualification range.
a
Water depth
WD
m
Range
of
qualification
Manual, mechanized, automatic
WD ≤ 200
+ 20% or + 10 m whichever is greatera
Manual, automatic
200 < WD ≤ 300
± 15%
300 < WD ≤ 500
± 10%
Type of welding
A decrease in depth shall not require requalification.
Deve essere utilizzato un modulo adeguato di WPQR per registrare i dettagli
della procedura di saldatura ed i risultati
dei controlli e delle prove, allo scopo di
facilitare in modo uniforme la presentazione e la valutazione dei dati.
fica, in continuo aggiornamento per
quanto riguarda tecnologia e materiali di
consumo, realizza nei confronti delle
esigenze degli operatori del settore.
L’implementazione di un adeguato
“corpus” normativo, infatti, non può che
risultare di supporto a quella parte dell’industria nazionale che ha scelto la
qualità come elemento caratterizzante la
sua presenza sul mercato. La saldatura
subacquea, per quanto di diffusione più
limitata rispetto a quella in superficie,
può essere oggi gestita con strumenti
normativi specifici sia per quanto riguarda la qualificazione delle procedure
che quella del personale, a vari livelli.
4. Conclusioni
Da quanto esposto, si intuisce che
l’attuale situazione, per quanto concerne
l’argomento della presente memoria,
presenta alcuni aspetti di non chiarezza,
dovuta soprattutto alla mancanza di
esperienza specifica nel settore.
Un aspetto positivo è invece costituito
dalla copertura che la normativa speci-
Antonio PANDOLFO, diplomato Perito Meccanico Industriale nel 1974, è
assunto all’Istituto Italiano della Saldatura nel 1976 come Ispettore PND nel
Settore controlli non distruttivi. Livello 2 UNI EN 473 nei metodi UT, RT, MT,
PT. È qualificato European/International Welding Technologist. Dal 1999 a
tutt’oggi è Responsabile dell’Area Certificazione Procedure e Saldatori dell’Istituto.
DOVE SONO FINITI I SALDATORI?
Questa domanda se la pone il “Wall Street Journal” prendendo atto che, anche negli Stati Uniti,
i Costruttori stanno preoccupandosi sempre più per l’endemica carenza di saldatori qualificati!
In tutto il Paese, i mezzi di comunicazione specializzati riportano quotidianamente le lamentele
degli operatori che sono obbligati a
riassumere saldatori ormai pensionati, anche
da tempo.
Sulle pipelines, nei cantieri
navali, nelle fabbriche, nei cantieri di
montaggio, l’attività rallenta poiché non ci
sono abbastanza saldatori. Le Società così
fortunate da trovare saldatori pagano
stipendi e gratifiche record. L’età media ha
ormai raggiunto 54 anni e le richieste nei
prossimi tre anni si stimano pari ad almeno
200.000 unità. In questo contesto molti
Costruttori hanno cercato manodopera nei
paesi emergenti e del terzo mondo, dove
comunque i saldatori operativi sono pochi.
Ormai restano solo i saldatori cibernetici.
La radiografia digitale
(°)
C. Cappabianca *
F. Marracino *
Sommario / Summary
La radiografia è uno dei controlli non distruttivi maggiormente diffusa grazie alla facilità di interpetrazione ed alla
vasta gamma di applicazioni possibili. L’anno 1971 è da considerarsi come l’anno di nascita della radiografia digitale
grazie all’introduzione su vasta scala della TAC (Tomografia
Assiale Computerizzata).
Radiography is one of the main non destructive testing both
for spreading and for easiness of interpetration. The 1971
year, with introduction of TAC (Computed Axial Tomography)
in medical field, must be considered the born year for digital
radiography. In this report we will be described the whole
process of digital imaging and the relations between film
process and real-time digital radiography; there more connections between conventional and digital radiography but it
(°) Memoria presentata al Convegno: “Applicazione di tecniche PND non
convenzionali”, organizzato da AIPND e IIS - Genova, 30 Novembre 2006.
* ENEA - FIM MAT QUAL Centro Ricerche Casaccia - Roma.
is necessary to know exactly what the operator can do with
image processing to get results. It is well remember, as in
same case it is possible obtain very good results but at same
seeing image very far from original. Image processing can be
very useful to see little difference in density, very small
defects, to reduce eyes straining of inspector, or automatic
analysis, corrosion in pipe lines. In conclusion, digital radiography and image processing can have an important role in
next future.
Keywords:
Automatic control; computer programs; image quality;
imaging; nondestructive testing; radiography; technical
films; X rays.
C. Cappabianca e F. Marracino - La radiografia digitale
1. Introduzione
La radiografia è uno dei principali
metodi di controllo non distruttivo sia
per diffusione sia per, in molti casi, facilità di interpretazione dei risultati.
Il 1971 con l’introduzione in campo medicale della TAC (Tomografia Assiale
Computerizzata) è da considerarsi l’anno
in cui è nata la radiografia digitale; ciò
ha comportato un sostanziale avanzamento nei metodi delle tecniche di digitalizzazione delle immagini, sia in fase
di acquisizione sia nella fase successiva
del processamento e dell’archiviazione.
Il processo di digitalizzazione con il successivo “image processing” ha come
principali obiettivi:
• ottenere il maggiore numero di informazione dalle immagini acquisite
• facilitare l’operatore nell’analisi
• aumentare l’affidabilità del metodo
• diminuire, laddove possibile, il costo
• automazione dei risultati.
Viene qui descritto il processo del “digitale”. Esistendo numerosi punti di contatto tra il metodo con pellicola e i
metodi in “real time” verranno descritti i
vari parametri influenzanti l’intero processo.
2. Formazione dell’immagine
La formazione dell’immagine è il risultato della modulazione da parte di un
oggetto di un fascio di RX, che può
essere visualizzato e registrato da un opportuno sistema, ad esempio un’associazione pellicola-schermo di rinforzo. Una
pellicola svolge quindi le quattro funzioni di ricevere l’immagine, di mostrarla, immagazzinarla e comunicarla
ad altri utenti.
In tal caso si ottiene una registrazione
analogica permanente dell’immagine
che consente di effettuare, da parte di un
operatore, una verifica dello stato
interno dell’oggetto.
Una corretta valutazione è condizionata
dai limiti intrinseci del sistema visivo,
dai limiti soggettivi della sensibilità dell’operatore e dal suo affaticamento in
seguito ad un’esposizione prolungata all’osservazione di radiografie. Inoltre,
l’invecchiamento e l’ingombro delle pellicole, rendono difficile sia la gestione,
sia la consultazione degli archivi radiografici.
Il vantaggio di disporre di un archivio digitale consiste nell’avere informazioni
non degradabili nel tempo, poiché una
pellicola difficilmente sopporta la conservazione per un periodo superiore a 10
anni, mentre un supporto digitale è garantito per un periodo molto più lungo.
Inoltre i tempi di accesso ad un disco
ottico sono dell’ordine dei millisecondi,
ciò permette di richiamare rapidamente
le informazioni e di archiviare in poco
spazio migliaia di immagini radiografiche. Un archivio digitale permette di
realizzare un data base con il quale effettuare confronti dei risultati radiografici
con quelli provenienti da altri tipi di controlli non distruttivi.
È infine possibile interfacciare i risultati
radiografici con quelli di un CAD o
CAD-CAM, ad esempio per accoppiare
delle radiografie di saldature con lo
schema dell’impianto.
2.1 Fattori che determinano la
“qualità” dell’immagine
Definiamo innanzitutto i concetti di
grandezze analogiche e digitali:
• dicesi analogica una grandezza che
può assumere valori continui in un
determinato intervallo
- un segnale analogico è caratterizzato da tre grandezze: ampiezza,
frequenza e fase;
• dicesi digitale la rappresentazione
dell’informazione di una grandezza
in modo discreto con assegnazione di
valori numerici rappresentativi dell’informazione
- un dispositivo e/o una tecnica è digitale nel momento in cui si utilizzano le variazioni discrete dei
segnali per codificare, elaborare o
trasmettere segnali binari (zero e
uno).
L’immagine radiografica, comunque ottenuta, risponde ad una serie di fattori
che ne influenzano la sua formazione
(Fig. 1).
IMMAGINE
DEFINIZIONE
CONTRASTO
Flou
geometrico
Flou schermi
intensif.
Dimensione
sorgente
radiografica
Tipo di
schermo
Effetti lineari
sorgente
radiografica
Tipo di
pellicola
Sensibilità
della
pellicola
Contrasto
oggetto
Radiazione
secondaria
Orientamento
oggetto
Densità
Fattore di
ingrandimento
Contrasto
pellicola
Separazione
dei toni
Luminosità
diffusa
Movimento
oggetto
Tempo di
esposizione
Sviluppo
Distanza
fuoco oggetto
piano di
rilevamento
Flou
cinetico
Energia dei
fotoni X o γ
elementi modificabili con l’“image processing”
Figura 1 - Fattori che influenzano la formazione di un’immagine.
2.2 Sensibilità radiografica
Con il termine sensibilità radiografica si
definisce quale sia il più piccolo dettaglio visibile. Nel caso di radiografia su
pellicola questo importante fattore è correlato a, (Fig. 1).
2.3 Contrasto radiografico
Il contrasto è la misura della differenza
della densità ottica tra due punti dell’immagine. Si definisce contrasto radiografico la differenza massima di densità
ottica tra due punti dell’immagine e la
densità media:
C=
Dmax – Dmin
Dmax + Dmin
2.4 Penombra
La penombra o per meglio dire sfocatura
geometrica (Ug) è dovuta a parametri
geometrici:
Ug =
sxa
F– a
dove: s è la dimensione della sorgente
di radiazione
F è la distanza della sorgente del
piano di rivelazione
a è la distanza dell’oggetto del
piano di rivelazione
e nel caso si utilizzi il metodo dell’ingrandimento diretto:
Ug = s(M – 1)
dove: M è il fattore di ingrandimento.
Nel calcolo della penombra (Fig. 2)
bisogna tenere conto del valore reale, in
caso di radiografia su pellicola all’effetto
degli elettroni nell’interazione dei fotoni
s
X con i grani di alogenuro di argento, e
nel caso di radiografia “real time” (videoscopia), sempre all’interazione dei fotoni
X con i singoli elementi del rivelatore
(schermi di conversione, CCD, CMOS).
A titolo di esempio prove sperimentali
hanno dimostrato che si ha un valore di Ug
= 0.03 mm utilizzando sorgenti di raggi X
con energia di circa 50 keV ed il valore
sale a Ug = 0.6 mm con energie di 8 MeV.
2.5 Curva caratteristica di una pellicola radiografica
La curva caratteristica o di annerimento,
rappresenta la relazione che intercorre
tra la dose di radiazione, ricevuta dalla
pellicola durante l’esposizione E, e la
densità ottica D.
Le caratteristiche principali di una pellicola che in parte sono riferibili ai sistemi
videoscopici, sono:
• il gamma o contrasto
• il gradiente medio
• la latitudine di esposizione
• la velocità.
Il gamma (G) di una pellicola indica la
massima pendenza della curva caratteristica nella regione lineare ed è definito
dalla formula:
G = tangα
Il gamma indica la capacità di visualizzare in una sola immagine contemporaneamente più valori di tonalità di grigi
riferibili o a materiali o a spessori differenti. Nel caso di pellicola si parla di
ampiezza di latitudine di posa, mentre
per sistemi visivi di gamma.
È evidente che elevati valori del gamma
daranno un contrasto elevato. Il gradiente medio <G> viene
definito come la pendenza della curva caratteristica calcolata nell’intervallo di D 0.25÷2.0
ed è calcolato con la
formula:
F
a
penombra
Figura 2 - Penombra.
D2 – D1
<G>=
log E2 – log E1
dove:
D1 = 0.25+ D (livello
iniziale, base più
velo, della curva
caratteristica)
D2 = 2+ D (livello iniziale della curva
caratteristica)
E1 = valore dell’esposizione corrispondente al valore di D1
E2 = valore dell’esposizione corrispondente al valore di D2
2.6 Misura della qualità dell’immagine
La valutazione della qualità dell’immagine può essere divisa in due fasi:
• determinazione della definizione
(unsharpness)
• determinazione del rumore.
La prima valutazione è riferita all’intero
processo di produzione dell’immagine,
la seconda è funzione di:
• rumore fotonico (statistica Poissoniana)
• energia del fascio e del tipo di radiazione
• sistema di acquisizione (pellicola, videoscopio, flat panel, ecc.)
• rumore elettronico.
Si quantifica con la deviazione standard
del segnale rispetto al suo valore medio
in una regione uniforme del segnale.
2.7 Misura della definizione
PSF (Point Spread Function) o funzione
dell’apertura puntiforme. Supponiamo
di ispezionare un oggetto molto radioopaco, ad esempio piombo, in cui si sia
praticato un foro circolare di piccolo diametro. In un sistema ideale le dimensioni dell’immagine, quale che sia il
metodo di rivelazione e supponendo un
fattore di ingrandimento x1, corrisponderanno esattamente a quelle del foro e il
relativo profilo densitometrico sarà perfettamente squadrato. In un sistema reale
il profilo densitometrico ottenuto è una
curva a campana con una distribuzione
dei livelli di grigio degradanti dal centro
alla periferia, (Fig. 3).
3. Valutazione delle prestazioni
di un sistema
Le prestazioni globali di un sistema, intendendo l’intero insieme dalla sorgente
di radiazioni all’oggetto in ispezione e
per finire al rivelatore, sono definite da:
• risoluzione
• rapporto segnale/rumore
• dinamica e sensibilità.
3.1 Risoluzione
La densità e la risoluzione spaziale indicano la capacità del sistema a distinguere un punto di interesse dall’area cir-
sualizzazione dell’immagine al diminuire
delle dimensioni dell’oggetto indagato, mettendo in relazione la risoluzione di contrasto
con la risoluzione spaziale indipendentemente
dal processo analogico
o digitale.
D
D
È ottenuta come il rapporto tra l’informazione
effettivamente fornita
dal sistema di imaging e
Sistema ideale
Sistema reale
l’informazione disponiFigura 3 - Profili densitometrici
bile in ingresso.
dell’immagine di un foro.
Un metodo pratico per
la misura della MTF
costante. La risoluzione di densità o di
prevede l’uso di un indicatore di qualità
contrasto misura la media dei livelli di
con una serie di fenditure triangolari con
grigio della zona di interesse in relazione
frequenza spaziale variabile il lp/mm,
al livello medio del livello di grigio nella
(Fig. 4).
zona circostante o di fondo.
La misura del contrasto dal campionaLa sensibilità del contrasto di densità
mento del segnale permette di calcolare
(Δ CS) è il calcolo della deviazione stanla MTF relativamente alla frequenza di
dard (σD) dei pixel adiacenti in un’area
campionamento stesso. Con un software
a densità ottica costante. La risoluzione
opportunamente progettato, dall’immaspaziale indica la capacità di separare
gine digitalizzata è possibile ricavare la
due oggetti o aree di interesse limitrofe.
perdita di contrasto in funzione della freQuesti due oggetti o aree di interesse
quenza spaziale, in modo da ottenere
possono avere densità differenti. La risouna misura della risoluzione spaziale
luzione spaziale (f) descrive la variaobiettiva in quanto non dipende da
zione dell’intensità sinusoidale lungo un
nessun osservatore. Nel caso di sistemi
asse geometrico, il periodo di questa
videoscopici o di radiografia digitale la
funzione è misurato in coppie di linee
MTF è il rapporto del contrasto tra il
per millimetro (lp/mm).
segnale di uscita e quello di ingresso:
La risoluzione di una pellicola, sia per la
ΔI0
radiografia digitale che per la videoscoMTF =
ΔI1
pia, viene espressa dalla Modulation
Transfer Function (MTF) che descrive il
dove: Δ I 0 e Δ I 1 indicano il contrasto
contrasto del sistema in funzione della
dei segnali in uscita
frequenza spaziale in cicli/mm o lp/mm.
ed in ingresso e
La MTF descrive in modo completo la
vengono definiti
perdita di informazione dell’intero prodalla formula:
cesso che va dall’acquisizione alla viM
T
F
ΔI =
Imax – Imin
Imax + Imin
dove: I max e I min rappresentano i valori
massimo e minimo dell’intensità dei
segnali relativi ai campionamenti. Gli
impulsi di ampiezza possono variare in
modo considerevole, però prendendo i
valori di I max e I min più significativi si
può ridurre l’influenza di valori spuri nel
calcolo della MTF. La tipica curva MTF
di un sistema videoscopico, a seconda
della sensibilità o velocità dello schermo
utilizzato, è mostrata nella Figura 5.
Si nota che la MTF rappresenta la diminuzione del contrasto in presenza di un
segnale periodico di frequenza crescente, cioè non è altro che il contrasto
in funzione della frequenza spaziale.
Si osserva che al valore di circa 1 lp/mm
si ha il 50% del contrasto, a 1.5 lp/mm il
contrasto è circa il 30% ed a 4 lp/mm il
contrasto è circa del 2%. Quanto sopra è
fondamentale per capire come la risoluzione spaziale, nel caso di sistemi digitali, è variabile in relazione all’angolo
con cui si effettuano le misure; a titolo di
esempio si può verificare facilmente
come la risoluzione di un videoscopio a
0° è di 4 lp/mm mentre a 45° di 5.5
lp/mm (Fig. 6).
3.2 Rumore radiografico
Il rumore è definito come l’incertezza
con la quale il segnale viene registrato e
limita l’individuazione di particolari a
basso contrasto. Nelle pellicole radio-
Alta definizione
normali
veloci
Risoluzione in lp/mm
Figura 4 - Indicatore di risoluzione in lp/mm.
Figura 5 - MTF di un sistema videoscopico
per diversi schermi.
grafiche si possono identificare diverse
cause di rumore che degradano il
segnale. Il rumore quantico è dovuto alla
natura stocastica dei processi di assorbimento della radiazione incidente, per
cui, il numero di fotoni assorbiti, varia
da punto a punto del rivelatore. Se M è il
numero medio di fotoni assorbiti per
unità di superficie, la fluttuazione, nel
numero di fotoni assorbiti, è data dalla
deviazione standard della distribuzione.
Essendo il processo di tipo Poissoniano
M. Il rumore radiograquesta vale σ=았앙
fico, legato al sistema di rivelazione, è
conseguenza delle fluttuazioni del
numero di grani d’argento della pellicola
per unità di superficie, o nel digitale,
dalla variazione nelle dimensioni dei
pixel. Ogni pixel ha inoltre una diversa
efficienza quantica.
Il rumore strutturale è causato dalla disomogeneità costruttiva dello schermo:
ad esempio aggregati di particelle di
fosforo ed al rumore elettronico del
sistema di rivelazione.
Il rumore si misura con una funzione che
descrive lo spettro di Wiener. Poiché
l’MTF ad alte frequenze scende, mentre
il rumore mantiene un valore pressoché
costante, in questa regione si avrà un
rapporto segnale/rumore peggiore.
3.3 Rapporto segnale/rumore
Un parametro importante al fine della
valutazione della qualità dell’immagine
sia per il metodo convenzionale che per
la tecnica digitale è il rapporto segnale/
rumore SNR (Signal to Noise Ratio),
legato alla degradazione che il segnale
subisce nel processo di rivelazione e visualizzazione. Come anticipato, il
rumore è una entità di disturbo (granularità), inscindibile dal segnale, ed è
dovuto a diversi fattori che con meccanismi diversi contribuiscono alla degradazione dell’immagine.
Un componente del rumore totale è il
rumore quantico che è comune sia ai
sistemi analogici che digitali e dipende
dai meccanismi di produzione della radiazione a livello del tubo radiogeno e
dai processi di interazione della radiazione con la materia. La valutazione del
rapporto espresso in dB di un sistema videoscopico o di un sistema di digitalizzazione, può essere valutato radiografando un cuneo a gradini. Si considera
l’immagine principale o stazionaria e il
rumore di fondo, il rapporto tra questi
Figura 6 - Valori di risoluzione differenti a
seconda dell’angolo di ripresa: a sinistra 0°
e a destra 45°.
due parametri non rimane costante con
l’intensità dell’immagine
SNR = 20log
M
M
(dB) = 20log
(dB)
σ
았앙
M
dove M è il segnale medio, quindi maggiore è il numero di fotoni assorbiti, migliore è il SNR. La MTF, come sopra descritto, serve a valutare la qualità delle
immagini, ossia la capacità del sistema
di visualizzare piccoli dettagli, ma non è
in grado di fornire informazioni per
quanto riguarda l’influenza del rumore
nella formazione dell’immagine e del
suo contrasto. È ovvio che maggiore
sarà questo rapporto e meno rumorosa
risulterà l’immagine. In videoscopia o in
radiografia “real time” si ricorre all’artificio di prendere n immagini dello stesso
oggetto (multi-frame) e di mediarle
(image average). In questo modo
vengono minimizzati gli effetti del
rumore casuale, tipo il rumore fotonico.
4. Radiografia digitale
Tecniche di radiografia digitale (o numerica) sono diffuse ormai da tempo sia in
campo medicale che industriale. Una radiografia digitale è il risultato iconografico di una acquisizione con RX, in cui
le infinite attenuazioni che il fascio radiante subisce nell’attraversare un determinato oggetto, non impressionano direttamente la pellicola radiografica, ma
sono convertite in un segnale, che viene
trasformato da un calcolatore in numeri
in seguito ad un processo di campionamento e ad una conversione analogico
digitale del segnale acquisito.
In tal modo si trasforma l’immagine in
una matrice bidimensionale di NxM
numeri, ogni elemento della quale è
detto pixel (contrazione dall’inglese
picture element),
che rappresenta
una codificazione
della realtà.
La matrice di
pixel viene immagazzinata nella
memoria di un
computer ed elaborata mediante
algoritmi (digital
image processing) al fine di ottimizzare la qualità dell’immagine in
funzione di una specifica applicazione
e/o di rendere esplicite alcune caratteristiche del fenomeno fisico che la hanno
generata. Questo processo implica una
prima fase di selezione (o filtraggio),
mediante la quale una certa caratteristica
viene isolata dalle altre, seguita dalla
fase di elaborazione, che altera la codifica dell’informazione estratta. Inoltre,
disponendo di un’immagine digitale, ci
sono gli ulteriori seguenti vantaggi:
• conservazione delle immagini su supporti mobili (CD Rom, dischi ottici,
ecc.) con la minimizzazione del
rischio di perdita o danneggiamento
delle stesse
• realizzazione di un archivio digitale
per disporre di informazioni non degradabili nel tempo
• possibilità di trasmissione elettronica
delle immagini (e-mail, internet, ecc.)
per un’analisi a distanza e la condivisione dei risultati
• possibilità di gestire una grossa quantità di immagini in maniera efficiente
ed economica
• possibilità di memorizzare dati e
report in un unico file.
4.1 Sistemi per radiografia numerica
Viene descritta una possibile architettura
di un sistema modulare, hardware e software, in grado di acquisire, elaborare,
gestire ed archiviare immagini radiografiche, la cui configurazione risulti essere
quella più indicata in relazione al tipo di
indagine e al rapporto costo/beneficio.
Le componenti fondamentali di un’unità
per radiografia numerica sono, oltre alla
sorgente di irradiazione, un sistema di
conversione del fascio di RX modulato
dall’oggetto in un segnale luminoso o
elettrico ed un convertitore analogico-digitale per le successive elaborazioni mediante calcolatore.
L’ultimo stadio comprende un convertitore digitale-analogico, i supporti di registrazione e archiviazione dei dati sia in
forma digitale che analogica e i sistemi
di visualizzazione e di stampa.
Un sistema base è composto da:
• Sistema di acquisizione
- radioscopia: convertitore RX /
luce
- pellicole radiografiche: scanner
• Sistema di elaborazione dati
- personal computer
- work station
- periferiche
- monitor ad alta risoluzione
- stampante, modem-fax
- memoria di massa
- dischi ottici.
4.1.1 Radioscopia
La radioscopia è un sistema molto
rapido che consente di ispezionare anche
grossi componenti in tempi relativamente brevi e con discrete risoluzioni
spaziali. Per rivelare l’immagine si
possono utilizzare i seguenti sistemi di
conversione radiazione/luce:
• intensificatori di brillanza (image intensifier), schermi fluorescenti accoppiati a telecamere più o meno sofisticate
• vetri scintillanti accoppiati a telecamere o CCD
• fibre ottiche scintillanti accoppiate a
CCD
• pannelli di silicio amorfo (flat panel)
accoppiati a CCD
• piastre ai fosfori (imaging plate).
Gli intensificatori di brillanza sono dispositivi fotoelettronici che consentono
una visione videoscopica diretta e in
tempo reale, di un’immagine a bassi
livelli di illuminamento e in campi spettrali diversi da quello visibile. La risoluzione spaziale di questi sistemi si aggira
intorno ai 3-4 lp/mm e raggiungono dimensioni utili di ispezione dell’ordine
dei Ø=220 mm.
I vetri scintillanti sono costituiti da materiali scintillanti inorganici ad alto
numero atomico che, opportunamente
drogati, restituiscono sotto forma di luce
e in tempi dai nanosecondi ai microsecondi, l’energia depositata dalla radiazione ionizzante.
L’immagine così ottenuta viene inviata
ad un monitor, dopo avere subito un processo di amplificazione analogo a
quanto descritto sopra.
Un’altra soluzione è l’utilizzo di pannelli in silicio amorfo sui quali viene depositata una sostanza che ha la funzione
di convertitore radiazione/luce.
L’immagine, anche se in questo caso è
più opportuno parlare di segnale, viene
letta da un CCD, inviata già in forma digitale ad un computer e visualizzata su
un monitor. La risoluzione spaziale
massima che si riesce ad ottenere è dell’ordine di 70 μ m e quindi in linea di
principio non molto elevata, ma in compenso ha una buona dinamica (massima
differenza tra il minimo e il massimo
della densità ottica). Infine, poiché la
conversione RX/segnale avviene direttamente, non si hanno tutti i problemi di
aberrazione geometrica connessi alle
ottiche delle telecamere e alla loro elettronica di lettura. Questo tipo di sistema
è abbastanza economico, molto robusto,
facilmente impiegabile in campo e si
presta a vari tipi di ispezione, compreso
il suo utilizzo in tomografia 3D. Infine,
le piastre ai fosfori sono supporti flessibili dalle dimensioni standard su cui
viene deposto uno strato sensibile
l’immagine così ottenuta viene letta da
un apposito scanner che acquisisce
l’immagine e se si vuole viene cancellata
per poter riutilizzare la piastra fino a 1520.000 volte.
4.1.2 Acquisizione da pellicola
Si realizza tramite il tradizionale sistema
schermo di rinforzo-pellicola associato
ad uno scanner ottico che consente di
trasdurre il segnale luminoso in un
segnale elettrico e di trasformarlo da
analogico a digitale. La discretizzazione
dell’immagine può essere effettuata con
tubi da ripresa televisiva, microdensitometri, dispositivi lineari o matriciali a
CCD. Uno scanner ottico, ad esempio un
laser, effettua il campionamento spaziale
dell’immagine acquisita su pellicola misurando la quantità di luce trasmessa o
riflessa da singole aree della pellicola.
Uno spot luminoso (flying-spot) di dimensioni e intensità prestabilite, effettua
una scansione sull’intera pellicola punto
per punto o seguendo successive linee
parallele; un trasduttore ottico-elettrico
rimane fisso e converte il segnale proveniente dalle zone illuminate. Alternativamente la sorgente è fissa ed illumina
l’intera radiografia, mentre è il trasduttore che effettua il movimento di scansione (flying-aperture).
Il segnale elettronico così ottenuto viene
inviato al convertitore A/D.
Le caratteristiche degli scanner ottici
sono essenziali per la scelta e l’uso corretto di tali dispositivi, per valutare le
loro prestazioni e correggere le distorsioni introdotte dal processo di conversione.
4.1.3 Piastre ai fosfori
Il metodo “computed radiography”
prevede l’utilizzo di supporti flessibili su
cui è deposto uno strato di fosforo.
Il metodo è indiretto e quindi l’immagine
latente è registrata sui fosfori per poi
essere “letta” eccitando la superficie con
un laser e quindi con apposito scanner
resa visibile. In effetti la digitalizzazione
avviene all’atto della scansione.
4.2 Campionamento spaziale
Dalle modalità del campionamento spaziale dipende la capacità del convertitore
A/D di conservare anche nella forma numerica i dettagli presenti sulla pellicola.
I parametri che lo descrivono sono la frequenza o passo di campionamento e le
dimensioni delle aree di campionamento
da cui dipende il potere risolutivo geometrico del sistema. Una precisa e significativa valutazione di tale risoluzione, esprimibile dalla massima frequenza spaziale
rilevabile, viene fatta mediante la MTF
del convertitore A/D che rappresenta lo
spettro delle frequenze di risposta del
sistema. Al fine di ottenere una corretta
conversione è necessario che la MTF
comprenda tutte le frequenze spaziali.
4.2.1 Aspetti geometrici
Le principali caratteristiche geometriche
di uno scanner sono la linearità, la stabilità ed il formato. Da esse dipende
l’accuratezza con cui vengono riprodotte,
nell’uscita digitale, le posizioni occupate
dagli elementi dell’immagine, sia riguardo assi di riferimento prestabiliti, sia
in relazione alle distanze relative degli
oggetti. In particolare la linearità geometrica esprime la deviazione dall’originale
che si riscontra nella versione digitale di
una linea retta. La stabilità misura le variazioni nel tempo della linearità geometrica. Infine il formato indica le dimensioni dei film trattabili.
4.2.2 Aspetti radiometrici
La risposta, l’uniformità (shading), la
stabilità radiometrica, il range dinamico,
la sensibilità e la risposta spettrale sono
le caratteristiche radiometriche di uno
scanner che descrivono le sue capacità di
convertire fedelmente in forma numerica
i toni di grigio presenti sulla pellicola.
La risposta radiometrica descrive quantitativamente la relazione tra l’output digitale e i valori in input di densità ottica. In
genere l’andamento di questa relazione
vale localmente. A causa di ciò, la conversione di una pellicola che presenti
una distribuzione di densità uniforme,
può portare ad una sua versione digitale
che contiene valori numerici diversi, soprattutto spostandosi dalle zone centrali
verso le periferiche. L’entità di queste
disuniformità spaziali è quantificata dall’uniformità radiometrica. La stabilità
quantifica la fluttuazione temporale
della risposta radiometrica. Il range dinamico è l’intervallo di densità entro cui
il trasduttore può fisicamente operare.
La sensibilità, o potere di risoluzione radiometrico, indica la minima variazione
di tono di grigio che può essere riprodotta nella forma numerica. Infine la risposta spettrale fornisce l’intensità del
segnale elettrico fornito dal trasduttore
al variare della lunghezza d’onda del
segnale ottico che vi incide.
4.2.3 Hardware e periferiche
L’hardware per completare l’intera
catena di acquisizione è composta da:
• sistema di elaborazione dati
• periferiche
• monitor
• memoria di massa e dischi ottici
• hard copy o stampante.
5. Conversione di un’immagine
in forma numerica
Un’immagine può essere descritta da
una funzione reale f(x,y) continua, non
negativa e limitata, delle due coordinate
spaziali x e y. Il valore di f(x,y) in un generico punto (x,y) è chiamato livello di
grigio, definito in un intervallo tra 0
(nero) e Lmax (bianco) chiamato scala
dei grigi. Per rendere l’immagine continua f(x,y) adatta all’elaborazione numerica, è necessaria la discretizzazione
delle variabili x,y mediante un processo
di campionamento, e del suo stesso
valore mediante un processo di quantizzazione. L’immagine discreta viene
quindi rappresentata da una matrice
f(n,m) di dimensioni NxM. Ciascun elemento della matrice è chiamato pixel.
Nella pratica si possono trovare fino a
4096x4096 pixel e 216 livelli di grigio
per immagini ad alta risoluzione, e
formati di 512x512 pixel e 128 o 256
livelli di grigio per immagini di qualità
corrispondente a quella della televisione
in bianco e nero. Si ritiene che, quando
l’immagine viene osservata direttamente
da un operatore umano, siano sufficienti
64 livelli di grigio; immagini con 32 o
16 livelli cominciano a mostrare falsi
contorni, causati dalla quantizzazione
grossolana in zone a lenta variabilità del
livello di grigio. Se l’utilizzatore delle
immagini è invece un calcolatore viene
in genere richiesto un numero molto più
elevato di livelli. Dal punto di vista concettuale, la conversione in forma numerica di un’immagine, consiste nella sua
suddivisione in piccole aree elementari e
nella codifica numerica del valore di luminosità presente in ciascuna di esse.
L’intero processo è costituito da tre fasi
successive.
5.1 Campionamento
Viene effettuato suddividendo idealmente l’immagine in piccole aree di
campionamento (sampling spot) e misurando l’energia luminosa proveniente da
ciascuna di esse. La suddivisione è fatta
secondo un grigliato a maglia quadrata
di lato Δ l. La frequenza di campionamento fc, cioè il numero di campioni per
unità di lunghezza, è inversamente proporzionale a Δ l. Affinché non ci sia
perdita di informazioni fc deve essere
scelta in base al teorema di Nyquist,
secondo il quale fc≥fmax, dove fmax è la
frequenza spaziale massima dell’immagine. Il risultato del campionamento è
una matrice numerica f(n,m) di dimensioni NxM, i cui elementi si riferiscono
appunto alle aree di campionamento.
5.2 Quantizzazione
Ha lo scopo di discretizzare l’intero
range Lummin ÷ Lummax di valori radiometrici rilevati con il campionamento,
essendo Lum min e Lum max rispettivamente la luminosità minima e massima.
Il campo di variabilità viene suddiviso in
un certo numero di segmenti, ciascuno
dei quali è caratterizzato da un limite superiore ed uno inferiore, chiamati livelli
di decisione. Il criterio per fissarli è
quello di minimizzare l’errore di quan-
tizzazione; nel caso più semplice l’intero
range è suddiviso in parti uguali. Ogni
segmento è identificato con un numero
d’ordine progressivo che corrisponde ad
un livello di grigio ed espresso in forma
binaria. La quantità di segmenti, o
numero di livelli di grigio definibili,
dipende dal numero b di bit a disposizione ed è pari a 2b.
5.3 Codifica
Una volta assegnati i livelli di decisione,
si procede all’operazione di codifica
vera e propria che associa a ciascun
valore campionato una cifra del codice
binario (digitalizzazione). Il risultato è la
conversione di ogni elemento della
matrice NxM in una cifra binaria. È evidente che sotto questa veste l’immagine
conserva ben poco dell’aspetto originario, tuttavia presenta il vantaggio di
poter essere sottoposta a elaborazione da
un calcolatore. La sua visualizzazione
viene realizzata mediante dispositivi,
che ad ogni valore numerico della
matrice, associano un segnale video di
intensità proporzionale. È così possibile
ottenere su un monitor, l’immagine in
forma intelligibile.
5.4 Elaborazione di immagini
Con questa locuzione si intende
l’insieme delle trasformazioni che
portano ad una migliore comprensione
dell’immagine. Queste operazioni
tendono a evidenziare caratteristiche
geometriche, fisiche o strutturali dell’immagine, con lo scopo di metterne in
luce i particolari. Tra gli algoritmi più
utilizzati di grande importanza sono le
tecniche di compressione dell’informazione, l’eliminazione del rumore, il miglioramento della risoluzione spaziale,
l’ottimizzazione del contrasto, la rappresentazione in falsi colori, e in generale le
cosiddette tecniche di evidenziazione
delle caratteristiche. La compressione
dell’immagine risolve il problema della
trasmissione e della memorizzazione di
un’enorme massa di dati riducendola
alla quantità essenziale per la sua comprensione; per esempio le aree a illuminazione uniforme vengono rappresentate
con una quantità di informazione inferiore rispetto alle aree non omogenee. Si
riduce il numero di bit senza avere
perdita di informazione. Infatti le tecniche di compressione possono comportare perdita o meno di informazioni.
Nel primo caso non è possibile ricostruire esattamente l’originale, ma si introducono delle distorsioni che devono
essere rese, per quanto possibile, non osservabili. Una seconda classificazione
riguarda i metodi spaziali, che agiscono
direttamente sui valori dei singoli pixel,
e quelli che operano nel dominio delle
trasformate. Infine ci sono i metodi fissi
e quelli adattativi, a seconda che i parametri usati siano mantenuti costanti o
via via aggiornati in funzione dell’informazione locale contenuta nell’immagine.
L’efficienza delle tecniche di compressione si valuta mediante il rapporto tra il
numero di bit richiesto dalla forma canonica e quello usato per rappresentare
l’immagine codificata. Semplificando si
può asserire che la risoluzione spaziale
indica la possibilità di visualizzare
piccoli dettagli. I dettagli più piccoli
sono compresi nelle frequenze più alte e
in zone con transienti di luminosità
molto rapidi: ciò è tipico nei difetti come
minuscole cricche o piccole inclusioni
gassose nelle zone di saldatura.
L’attenuazione aumenta con l’aumentare
delle frequenze spaziali e ciò provoca
una rapida perdita dei dettagli contenuti
nell’immagine che la rendono piatta.
L’elaborazione delle immagini rende
possibile il recupero, almeno in parte,
delle alte frequenze, quindi il miglioramento della risoluzione spaziale. Uno
dei metodi più usati è l’impiego dei filtri
passa alto (highpass filter): in pratica
l’immagine passa attraverso un filtro
spaziale matematico che amplifica solo
le frequenze più alte ripristinando il
valore originario. In tale modo si ottiene
una modifica del valore di luminosità di
un singolo pixel in relazione al valore
dei pixel adiacenti mediante un’operazione di convoluzione. Una tipica convoluzione si ottiene mediante l’uso di un
kernel, ad esempio matrice di dimensioni 3x3, in cui viene modificato il pixel
centrale della matrice in base ai valori
dei circostanti 8 pixel. L’intera immagine verrà modificata partendo dall’alto
a sinistra e seguitando per ogni singola
riga e colonna della matrice in cui è contenuta l’immagine stessa. L’uso dei
kernel implica l’esecuzione di numerose
operazioni, quindi man mano che si incrementano le dimensioni del kernel
occorre disporre di strumenti di calcolo
sia hardware che software più veloci per
ottenere in tempi brevi le modifiche richieste. La riduzione del rumore permette di estrarre dall’informazione trasmessa il messaggio rilevante, anche se
molto spesso la definizione del rumore è
indipendente dal particolare compito interpretativo.
A tale fine vengono sommate algebricamente due o più immagini, in questo
modo il rumore diminuisce con il quadrato del numero delle immagini addizionate. Le tecniche di ottimizzazione
del contrasto, di rappresentazione in falsi
colori e di evidenziazione di caratteristiche, sono utili ai fini di una migliore individuazione di piccoli dettagli. La rappresentazione in falsi colori si ottiene
attribuendo artificialmente diversi colori
ad aree di uguale densità così da porre in
risalto altre aree a densità differente.
Molto spesso bisogna correggere
l’immagine originaria poiché non sono
visibili alcuni particolari o se ne vogliono
mettere in luce altri, oppure l’immagine è
sotto o sovra esposta, e nel caso di ispezioni di componenti complessi aventi
spessori molto differenti e forti differenze di assorbimento delle radiazioni.
Si rende quindi necessario incrementare
il valore del contrasto dell’immagine
originaria; questa operazione avviene
via hardware e/o software, cioè sia in
fase di acquisizione che in fase di
visione. È possibile inoltre effettuare
operazioni di restauro, cioè un recupero,
per quanto possibile, dell’immagine originale che si è venuta deteriorando nel
processo di acquisizione e di riproduzione a causa di distorsioni dovute alle
limitazioni della geometria o del rumore
aggiunto dai sensori e dall’elettronica
dell’intera catena di processo. Algoritmi
di ricostruzione permettono di ricostruire un oggetto bi o tridimensionalmente usando le proiezioni ad una dimensione. Si può eseguire un’analisi di
un’immagine con delle misure quantitative di dimensione e luminosità con le rispettive valutazioni statistiche. Nell’immagine di oggetti reali, discontinuità
della struttura tridimensionale (per es.
negli spigoli) corrispondono, quasi
sempre, a discontinuità nella distribuzione dei livelli di grigio, cioè a discontinuità di luminosità. Con l’operazione di
estrazione dei contorni si possono
isolare le zone dell’immagine a luminosità costante. Un rivelatore di tali discontinuità (“edge detector”) è un filtro in
grado di selezionare i pixel in cui è presente una disuniformità.
I contorni o i bordi sono contenuti in
bande di alta frequenza, in quanto codificano l’informazione relativa ai dettagli.
I contorni devono essere estratti a diversi
livelli di dettaglio, effettuando prima
dell’estrazione, una suddivisione dell’immagine in diverse bande di frequenza, cioè un filtraggio. Con i software dedicati al processamento di
immagini si possono anche effettuare,
con opportune calibrazioni, misure di distanze, di aree e misure densitometriche;
la precisione delle misure può anche
essere elevata ma ovviamente dipende
dalla dimensione del pixel. È possibile
effettuare conteggi di aree campionando
e sommando aree a densità predefinita;
ciò può risultare particolarmente utile
sia nel settore industriale, si pensi al
conteggio di aree di porosità nelle saldature, che in quello medicale. Inoltre sono
operazioni su un’immagine: somma, definizione di campi (segmentazione), ingrandimenti (zoom) di regioni di interesse o ROI (Region of Interest), cioè
tutte quelle operazioni utili all’estrazione di informazioni e alla ricerca di caratteristiche fisiche e/o topologiche. Si
possono definire tre tipi di operazioni:
• operazioni di punto
• operazioni di area (locali)
• operazioni di quadro (frame)
classificabili in base alla loro complessità di calcolo, cioè al numero di operazioni base (somme, moltiplicazioni, divisioni) di cui necessitano. In alcuni casi
tali operazioni possono essere eseguite
su tutti i pixel in modo parallelo.
Nell’elaborazione di un’immagine le più
semplici operazioni sono quelle di trasformazione dei livelli di grigio. Tali
operazioni sono dette di punto; esse consistono in una modifica di tali livelli assegnando ad essi nuovi valori. Ciascun
pixel viene modificato senza tener conto
dei valori degli elementi circostanti con
lo scopo di ottimizzare l’illuminazione
dell’immagine, per correggerla se non è
omogenea e per aumentare il contrasto.
Esse sono esprimibili con la formula:
G’(n,m)=T(G(n,m))
Un’operazione di punto particolarmente
efficace è la rappresentazione dell’immagine in falsi colori, nella quale a ogni
livello di grigio si fa corrispondere un
ben determinato colore secondo una co-
difica a priori arbitraria. Quando siamo
di fronte ad un’immagine di grandi dimensioni (ad esempio 512x512 pixel),
una trasformazione puntuale eseguita su
tutti i pixel richiede tempi di calcolo
molto lunghi, visto che una stessa operazione viene ripetuta molte volte.
Alcune operazioni non sono invertibili e
costituiscono quindi un’irrimediabile
perdita di informazioni. Ad esempio se
tutti i valori di grigio al di sotto di una
soglia L vengono sostituiti dal valore 0
(=nero), e tutti quelli al di sopra di una
soglia H dal valore 255 (=bianco), non si
potranno più ricostruire i valori iniziali.
Un esempio di operazione invertibile è
invece la negazione, che può essere annullata da un’ulteriore negazione; ad
esempio tramite la formula:
PN (q)=Q-1-q
dove q è il valore assegnato inizialmente
al singolo pixel, e Q-1 è il valore
massimo assunto da q; l’operazione
inversa sarà:
PN(PN (q))=Q-1-(Q-1-q)=q
Per risolvere i lunghi tempi di calcolo si
utilizzano le “look up table”, cioè delle
tabelle in cui compare, già calcolato per
ogni livello di grigio della codifica digitale, il livello corrispondente dopo la trasformazione. In questo modo non è necessario calcolare ogni volta per ogni
pixel il nuovo livello di grigio, che si
ottiene dal confronto diretto con la “look
up table”. Lo studio degli effetti delle
trasformazioni sulle immagini è facilitato dall’utilizzo degli istogrammi, che
permettono di capire in quale regione
della scala di grigi è compresa l’area di
interesse.
L’istogramma di un’immagine è una
funzione che specifica con quale frequenza f viene assunto il livello di grigio
r; f è dato dal rapporto del numero di
volte in cui compare quel determinato
livello e il numero totale di pixel.
L’immagine di un quadrato nero su
sfondo bianco sarà rappresentata dall’istogramma di Figura 7.
L’istogramma di un’immagine reale sarà
invece molto più complesso. Ad esempio
lo stesso quadrato nero su sfondo
bianco, per la presenza del rumore e per
la bassa risoluzione, sarà rappresentato
da una distribuzione di valori attorno ai
due picchi corrispondenti i valori principali (Fig. 8).
bianco
nero
Livelli di grigio
Figura 7 - Istogramma teorico dell’immagine
di un quadrato nero su sfondo bianco.
Le distribuzioni di valori attorno ai
picchi sono dovute all’incertezza di
misura all’interno del quadrato e dello
sfondo, mentre l’imprecisione dei bordi
del quadrato nero fa comparire una serie
di valori intermedi tra le due distribuzioni (zona tratteggiata).
Una ridefinizione dei livelli di grigio può
anche essere effettuata usando criteri di
tipo statistico, modificando l’istogramma
dei livelli presenti nell’immagine.
Pur essendo stati suggeriti vari tipi di
trasformazione, la procedura più usata è
quella della semplice equalizzazione,
che consiste appunto nel rendere più
uniforme possibile l’andamento dell’istogramma.
Questa operazione comporta la riduzione dei livelli di grigio disponibili,
poiché a gruppi di livelli vengono sostituiti singoli livelli nell’immagine di
uscita. Questo tipo di elaborazione
produce in generale un miglioramento
del contrasto nel caso di un’immagine
con un istogramma molto concentrato,
consentendo di attribuire a un maggior
numero di pixel livelli di grigio poco frequenti nell’immagine originale.
Si possono fare delle operazioni di stretching nel caso in cui i valori di luminosità nell’area di interesse dell’immagine
sono molto compressi, espandendo
l’area in tutto il range dei livelli di
grigio.
Altri tipi di operazioni omogenee, cioè
effettuate su tutti i pixel, riguardano la
valutazione e l’ottimizzazione del contrasto per migliorare la qualità visiva. La
più semplice trasformazione di questo
tipo è:
k
s=br +c
dove r sono i livelli di grigio dei pixel
originali e s quelli trasformati; k è un
numero anche frazionario, ed il coefficiente angolare b aumenta o diminuisce
il contrasto a seconda che sia maggiore o
minore di 1, mentre c abbassa o alza la
luminosità.
Esistono poi le operazioni puntuali non
omogenee, nelle quali conta anche la posizione dei pixel nell’immagine. In
questo caso non si possono utilizzare le
“look up table” e si deve calcolare la trasformazione per ogni pixel. Un semplice
esempio di questo tipo di operazioni è la
sottrazione dello sfondo B, rappresentata
dalla funzione:
G’(n,m)=Pn m(G(n,m))=G’(n,m)-B(n,m)
5. Esempi di “image processing”
5.1 Ingrandimento (zoom) di regione
d’interesse o ROI (Region of
Interest) (Fig. 9).
5.2 Ottimizzazione del contrasto
Le informazioni, immagini, sono compresse in 255 livelli di grigio, è possibile
espandere questi livelli per migliorare
tutta o parte dell’immagine (ROI);
questa operazione è facilitata anche con
funzioni quali istogramma dei livelli di
grigio su di un profilo (Figg. 10÷12).
bianco
nero
Livelli di grigio
Figura 8 - Istogramma reale dell’immagine
di un quadrato nero su sfondo bianco.
Figura 9 - Paletta di turbina.
5.6 Profilo lineare di densità
È possibile effettuare profili di densità
e mediante opportune tarature, misure
per l’identificazione di: corrosioni,
variazioni di spessore e quant’altro riconducibile a variazioni di assorbimento (Fig. 18).
Figura 10 - Saldatura in titanio originale a sin., a dx ottimizzazione del contrasto.
5.7 Ulteriori possibilità di utilizzo
software
Infine è possibile effettuare: analisi automatiche per l’identificazione di difetti
e rispondenza a specifiche prefissate;
verifica di conformità rispetto a modelli
prefissati, ad esempio difetti di assemblaggio.
6. Sistemi per la “computed
radiography” e la “digital
radiography”
Nella Figura 19 e nella Tabella I, vengono rappresentati i vari metodi per acquisire immagini e le varie fasi relative ai
processi digitali ed analogici.
Figura 11 - Saldatura, istogramma dei livelli di grigio lungo il profilo indicato.
5.3 Filtro “emboss”
Si applica un kernel specifico per esaltare le piccole differenze di densità
magnificando l’effetto bordo.
La scelta del kernel è funzione dell’angolo di propagazione del difetto o
del particolare da evidenziare (Figg.
13÷15).
5.4 Filtro passa alto
Si applica per eliminare le basse frequenze caratteristiche del rumore di
fondo (Fig. 16).
5.5 Misure lineari
È possibile effettuare misure lineari e di
aree (Fig. 17).
6.1 “Computed radiography”
Vengono impiegati dei supporti flessibili sui cui vengono depositati, a
seconda dell’utilizzo o dell’energia del
fascio di radiazione, vari tipi di sostanze
radio sensibili: BaF Br, Eu BaFCl, Eu
ZnS, Cu ZnS, Cu, Pb LaOBrTb, FBa
(Fig. 20).
L’immagine latente viene resa visibile
tramite stimolazione di un raggio laser
elio-neon con λ= 630 nm (Fig. 21).
Il colore (lunghezza d’onda) della luce
di stimolazione (laser) è scelto in modo
da essere sufficientemente diverso
Provino R14 proiezione 0° - 120° - 270°
Provino R14 proiezione 0° - 120° - 270° “filtro emboss”
Figura 12 - Pesce dell’Antartico,
ottimizzazione del contrasto su di una ROI.
Figura 13 - Soffiature in saldature TIG.
TABELLA I - Metodi di acquisizione e relative fasi.
Metodo di rivelazione
Digitale
Analogico
Conversione RX-immagine
Diretto
Rivelatori flat panel (silicio amorfo)
Raggi X 쑺 immagine
Indiretto
Rivelatori flat panel (materiale fluorescente + foto-diodo)
Raggi X 쑺 luce 쑺 immagine
Indiretto
Intensificatore+TVC
Raggi X 쑺 luce 쑺 immagine
Image plate
Raggi X 쑺 immagine latente 쑺 luce 쑺 immagine
Indiretto
Raggi X 쑺 luce 쑺 immagine latente 쑺 immagine
Indiretto
Raggi X 쑺 luce 쑺 immagine latente 쑺 immagine
dal colore della luce emessa dal plate
(es: rosso per il laser e blu la luce
emessa).
Ogni tipo di materiale semiconduttore
impiegato nella costruzione del supporto
ha una lunghezza ottimale per la stimolazione.
L’intensità del segnale prodotto è proporzionale alla dose assorbita nel
volume, eccitato dalla luce laser ed è
proporzionale all’intensità del fascio
laser, eccitante. Altra caratteristica fondamentale è che si tratta di sistemi
lineari per più di cinque ordini di gran-
dezza il che significa che hanno una
grande latitudine di posa. La risoluzione
spaziale è confrontabile con i sistemi
convenzionali (film+schermo di rinforzo).
Il segnale ottenuto, immagine, viene
digitalizzato e quindi può essere trattato
Immagine
originale
Immagine
filtrata
Figura 14 - Particolare di valvola per metalli
liquidi.
Figura 16 - Saldatura laser.
Figura 15 - Giunto.
Figura 17 - Dipinto su tavola.
SISTEMI DI ACQUISIZIONE
Videoscopia
PC
Oggetto
Sorgente RX
Flat Panel
PC
Film
Figura 18 - Saldatura, profilo
densitometrico.
Scanner
PC
direttamente con i vari software
per l’“image processing” (Fig. 22 e
Fig. 23).
Il processo che porta alla formazione
dell’immagine è il seguente:
• il fascio di raggi X incide sullo strato
sensibile e cede parte o tutta la sua
energia agli elettroni del cristallo
• gli elettroni dello strato sensibile acquisiscono energia sufficiente a portarsi nella banda di eccitazione o di
conduzione e sono quindi in uno stato
non legato (liberi di muoversi = corrente elettrica).
Al loro posto nella banda di valenza,
rimane una lacuna di carica o buca
che si comporta come una particella
reale di carica positiva
• gli elettroni tendono a tornare,
appena possibile, al loro stato fondamentale ovvero alla banda di conduzione, ma una frazione di essi,
passando vicino a delle imperfezioni
(trappole), ne viene attirata e compie
una transizione ad uno dei livelli
energetici da esse introdotti
Direct Digital Radiography
Laser scanner
PC
Piastra ai fosfori
Imaging plate
Figura 19 - Sistemi di acquisizione.
• gli elettroni catturati rimangono nelle
buche di potenziale per tempi variabili
e dipendenti dal tipo di semiconduttore: tempi brevissimi (cristalli fluorescenti) o tempi lunghissimi (cristalli
fosforescenti). Se ricevono energia superiore alla profondità delle trappole,
tornano nel loro stato fondamentale
emettendo radiazione luminosa.
Tramite un fotomoltiplicatore, un amplificatore e un ADC, il segnale viene
registrato ed elaborato
• nel processo di rivelazione (impropriamente detto sviluppo) il supporto
viene stimolato con un fascio di luce
laser di frequenza opportuna a
seconda del tipo di materiale.
Strato protettivo 3 μm
Dal grafico di Figura 24 si può osservare
come il range dinamico di queste piastre
sia estremamente lineare e maggiormente sensibile.
6.2 “Digital radiography”
Sono stati sviluppati nell’ultimo decennio dei sensori chiamati “flat panel” che
in effetti sono dei sensori digitali.
I “flat panel” possono essere divisi in
due categorie:
• acquisizione diretta del fascio di radiazione
• acquisizione indiretta del fascio di radiazione.
Nel primo caso, i raggi X sono convertiti
in segnale da foto-conduttori di selenio,
Computed Radiography (CR)
Stimulation
Strato di fosforo 230 mm
Latent
Image
Strato riflettente e conduttore
Supporto 340 μm
Strato protettivo luce posteriore 20 μm
Strato protettivo posteriore 30 μm
Figura 20 - Sezione trasversale di un
supporto rivelatore.
X-Rays
Phosphor particle
Luminescence
Expose
Read-out
Latent Image
(trapped electrons)
Stimulate & Collect
Luminescence pixelwise
Figura 21 - Lettura dell’immagine.
Fotomoltiplicatore
Laser-elio-neon 633 nm
ADC
Segnale digitale
Luce emessa
Specchio oscillante
Figura 22 - Acquisizione dal supporto.
nel secondo caso
la luce emessa
dallo schermo
viene catturata da
foto-diodi di
silicio amorfo.
Gli schermi scintillanti possono
essere di ioduro di
cesio. In genere,
per entrambi i tipi
di pannelli,
l’elettronica è costituita da un
array bi-dimensionale di fotodiodi CMOS con
abbinati dei FET
ed un processore
di segnali (Fig.
25).
L’immagine così
ottenuta, diretta-
S i g n a l s
Figura 23 - Scanner per plate.
PIXEL
MATRICE
fotodiodo
Image plate
mente digitale, viene poi inviata ad un
PC tramite una scheda “frame grabber”.
Questa soluzione permette di avere una
buona qualità radiografica e di poter eseguire ispezioni in tempo reale.
Gli scintillatori di CsI:Tl hanno i seguenti vantaggi:
• possono essere depositati su grandi
superfici (30x40 cm)
• hanno un’alta efficienza di assorbimento di radiazione X
• hanno un’alta efficienza di conversione dell’energia assorbita in luce
visibile
• la risoluzione spaziale è limitata dalla
dimensione del fotodiodo
• la velocità di scansione è limitata dai
tempi di spazzolamento
• non vi è la necessità di un successivo
azzeramento della matrice
• hanno una alta sensibilità per cui i
tempi di esposizione sono molto
ridotti rispetto all’uso dei film.
Nella Figura 26 viene mostrata la MTF
di un “flat panel” commerciale che
utilizza uno scintillatore allo ioduro
di cesio con vari tipi di film di intensificazione, Lanex, posti sulla parte anteriore.
7. Conclusioni
Il vantaggio di utilizzare un’immagine
digitale è dovuto alla grande disponibilità di mezzi di calcolo elettronici che
permettono di effettuare un gran numero
di operazioni se l’immagine si presenta
sotto forma di una matrice bidimensionale di numeri interi.
SWITCH
transistor
Radiazione X
Cristallo
scintillatore
CsI:Tl
Contatti
elettrici
Sensor
Film
Detector-Dose in μGy
Figura 24 - Range dinamico.
Elettronica
di
controllo
Strato di silicio
amorfo
a-Si
Amplificatore
Multiplexer
ADC
Figura 25 - Schema di un “flat panel”.
8. Normativa
EN 462-1 - Non destructive testing:
“Image quality of radiographs - part 1:
Image quality indicators (wire type), determination of image quality value”.
“Image quality of radiographs - part 3:
Image quality classes for ferrous
metals”.
“Image quality of radiographs - part.4:
Experimental evaluation of image
quality values and image quality tables”.
EN 584-1 - Non destructive testing: “Industrial radiographic film - part 1: Classification of film systems for industrial
radiography”.
prEN13068-1 - Non destructive testing:
“Qualification of radioscopic systempart 1: Quantitative measurement of
imaging proprieties”.
Lanex fast
Lanex regular
Lanex fine
Csl
MTF (%)
Per molti aspetti, la moderna scienza
delle immagini, si è sviluppata nell’ambito dell’ingegneria elettronica, avendo i
suoi fondamenti nella teoria dei segnali
aleatori.
I nuovi sistemi di formazione di immagini per indagini non invasive e lo studio
delle metodologie quantitative, si sono
sviluppati invece, nell’ambito della
fisica. Lo sviluppo infine delle tecniche
di elaborazione, del riconoscimento di
forme e dell’archiviazione ed organizzazione dell’informazione costituita da immagini, è avvenuto nell’ambito dell’informatica.
Ne deriva un approccio multidisciplinare
che permette di definire le basi metodologiche per un corretto utilizzo quantitativo delle immagini, viste come risultati
di misure realizzate in condizioni particolari.
frequency (lp/mm)
Figura 26 - MTF di un “flat panel”.
Bibliografia
Biberman L.M., Nudelman S.: «Photoelectronic imaging devices», Plenum Press.
Knoll G.F.: «Radiation detection and measurement», WIE Wiley.
Nagy G.: «Optical scanning digitizers», Computer May.
Gonzalez R.C., Wintz P.: «Digital image processing», Addison-Wesley.
Andrews H.C., Hunt B.R.: «Digital image restoration», Prentice Hall.
Cappellini V.: «Elaborazione numerica delle immagini», Boringhieri.
Dudgeon D.E., Mersereau R.M.: «Multidimensional digital signal processing»,
Prentice Hall.
Claudio CAPPABIANCA, ricercatore esperto nei vari metodi di CND, dipendente di ENEA-FIM MAT QUAL Centro Ricerche Casaccia di Roma, svolge
tale attività da circa 40 anni, ed in particolare è esperto nella radiografia digitale, elaborazione di immagini, tomografia, e nel metodo con ultrasuoni nocontact; ha esperienza anche nel metodo ultrasuoni/laser no-contact. Attualmente è Vice-Presidente dell’Associazione Italiana Prove non Distruttive e
Monitoraggio.
Francesca MARRACINO, ricercatrice esperta nella radiografia digitale e
nella elaborazione delle immagini e analisi termografiche. Ha seguito un
corso per “Tecniche chimiche e fisiche per il controllo, la conservazione e il
restauro dei Beni Culturali” e ha conseguito il diploma per “Specializzazione
in fisica sanitaria”.
Ideazione di un casco ventilato
di saldatura con caratteristiche
funzionali migliorate
C. Rosellini *
R. Russo *
L. Costa *
M. Caruggi **
A. Nilberto **
Sommario / Summary
Il presente lavoro ha avuto origine in seguito alla realizzazione
di alcuni dispositivi innovativi, nell’ambito di un Progetto di
Ricerca finanziato dalla Comunità Europea: ECONWELD
(COLL-CT-2005 516336).
Scopo di tale progetto è studiare le modalità più appropriate
per realizzare giunzioni saldate nel rispetto di avanzati standard ecologici ed ergonomici, pur senza penalizzare, anzi, perseguendone l’ottimizzazione, l’aspetto economico, legato ai
costi di realizzazione delle saldature.
Tra gli obiettivi del Progetto, vi è l’ideazione di un casco di
saldatura dotato di un efficiente sistema di ventilazione
forzata, in grado di impedire l’inalazione di fumi di saldatura
da parte dell’operatore che si trovi ad operare in ambienti confinati, quali doppi-fondi di navi, strutture a cassone, serbatoi,
permettendogli, allo stesso tempo, il lavoro nelle migliori condizioni di comfort possibili.
The scope of the project is to single out the best solutions in
order to carry out several types of welded joints, respect due
to the most up-to-date ecological and ergonomic standards.
Such objective must not impair the economical aspects, connected to execution of the welds, but contrarily it should desirably realize good economical savings.
Among the objectives of the project it was included the
design, and afterwards the realization of a ventilated welding
helmet, equipped with a high efficiency ventilation system, so
that it may result suitable to be utilized in confined spaces,
like double hulls of ships, box beams, vessels, etc., permitting
to the welders to operate in a safe way. In those conditions, in
fact, the inhalation of the welding fumes by the welder must
absolutely be prevented.
This work is linked to the realization of some innovative
devices in the frame of the European research project ECONWELD (COLL-CT-2005 516336).
Keywords:
Health and safety; protective clothing; welding; working
conditions.
* Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
** Studio Associato Industriale Consulenze SAIC Ingegneri Associati - Genova.
C. Rosellini et al. - Ideazione di un casco ventilato di saldatura con caratteristiche funzionali migliorate
I
l presente lavoro ha avuto origine in
seguito alla realizzazione di dispositivi innovativi nell’ambito di un Progetto di Ricerca finanziato dalla Comunità Europea, ECONWELD.
Scopo di tale progetto, è di studiare le
modalità più appropriate per realizzare
giunzioni saldate nel rispetto di avanzati
standard ecologici ed ergonomici, pur
senza penalizzare, anzi, perseguendone
l’ottimizzazione, l’aspetto economico,
legato ai costi di realizzazione delle saldature.
Tra gli obiettivi del Progetto, l’ideazione
di un casco di saldatura dotato di un efficiente sistema di ventilazione forzata in
grado di impedire l’inalazione di fumi di
saldatura da parte dell’operatore che si
trovi ad operare in ambienti confinati,
quali doppi-fondi di navi, strutture a
cassone, serbatoi, permettendogli, allo
stesso tempo, il lavoro nelle migliori
condizioni di comfort possibili.
duzione dell’aria, condotto di distribuzione della portata d’aria di lavaggio, interspazio compreso tra superficie interna
del casco e volto dell’operatore.
I volumi d’indagine sono stati magliati,
sono state fissate le condizioni al contorno necessarie alla chiusura del problema fluidodinamico e sono stati adottati i modelli numerici (di turbolenza,
diffusione, ecc.) utili ad ottenere una ragionevolmente rapida convergenza del
calcolo e risultati attendibili. Particolare
attenzione è stata posta nel definire condizioni al contorno in grado di tenere in
considerazione la possibile diffusione di
fumi di saldatura all’interno dello spazio
compreso tra volto del saldatore e superficie interna del casco, al fine di poter
valutare l’efficienza del lavaggio realizzato dalla ventilazione forzata.
In particolare, nel tenere conto della possibile diffusione di fumi di saldatura all’interno del casco, è stata compiuta la
scelta di rappresentarli mediante un loro
tracciante e di considerare la superficie
inferiore aperta del casco come pressure
inlet.
Al termine della fase di caratterizzazione
dell’esistente, si è proceduto a riconfigurare la distribuzione dell’aria di lavaggio
all’interno del casco portando i diffusori
laterali, peraltro già presenti nella configurazione originale ed orientati dall’alto
verso il basso, sostanzialmente a lato del
mento dell’operatore, con un orientamento tale da insufflare l’aria di lavaggio parallelamente alla superficie inferiore aperta del casco, realizzando, così,
una lama d’aria che rappresenti un efficace sbarramento alla diffusione dei
fumi di saldatura all’interno del casco
medesimo.
a)
b)
c)
d)
Modellazione di un casco di
saldatura ventilato esistente
Come brevemente tratteggiato nel paragrafo precedente, primo passo nel processo di modellazione del casco di saldatura ventilato nella configurazione
originale, è consistito nel rilevamento
completo della geometria dal reale.
Metodologia di lavoro
Il processo di ottimizzazione dell’efficienza della ventilazione all’interno di
un casco per saldatura, è partito da
studio e caratterizzazione del funzionamento e delle prestazioni fornite da un
tipico modello di casco ventilato disponibile sul mercato. Tale caratterizzazione
è stata condotta mediante modellizzazione CFD (Computational Fluid-Dynamics), la quale ha permesso di simulare
numericamente l’andamento dei campi
di moto dell’aria di lavaggio utilizzata
all’interno del casco. Al fine di ottenere
un’accurata implementazione di un
modello CFD, sono stati inizialmente
prodotti modelli geometrici 3D in CAD
(Computer Aided Design) sia di un volto
umano, sia del casco (comprensivo di
tutti i condotti di adduzione e distribuzione dell’aria di lavaggio).
Sulla base dei modelli geometrici 3D
realizzati, è stato possibile individuare e
definire i volumi sui quali operare i
calcoli fluidodinamici: condotto di ad-
Figura 1 - a) Condotto adduzione aria (render); b) Diffusori d’aria centrale e laterali (render);
c) Alloggiamento viso del saldatore (render); d) Casco di saldatura (render).
Ciò ha reso possibile la realizzazione di
modelli geometrici CAD 3D di tutti i
componenti fondamentali a condurre la
caratterizzazione. In particolare, il condotto di adduzione dell’aria di lavaggio
ai diffusori (Fig. 1A), il condotto di distribuzione ai diffusori (Fig. 1B),
l’alloggiamento del viso del saldatore
(Fig. 1C).
Nella Figura 1D, infine, è data rappresentazione delle diverse parti “assemblate” con l’aggiunta del simulacro di
volto umano (può essere intravisto attraverso la finestra del casco).
Nella Figura 2 viene riportato il modello
CAD 3D completo, in cui sono evidenziate le varie parti costitutive il casco per
mezzo di colori diversi, ed il simulacro
di testa umana.
Si può notare, dalle figure riportate, in
particolare dalla Figura 1B, il posizionamento dei diffusori nel casco ventilato in
configurazione originale. I tre diffusori
presenti hanno una posizione frontale, a
contatto con lo schermo anteriore del
casco, e sono orientati per realizzare
getti diretti verso il basso.
A seguito della realizzazione del
modello geometrico 3D del casco, è
stato possibile definire e sviluppare la
magliatura 3D dei volumi studiati, necessaria all’esecuzione del calcolo CFD.
In fase di impostazione del calcolo CFD,
sono stati fissati i parametri operativi relativi alla condizione di funzionamento
da sottoporre a simulazione unitamente
alle condizioni al contorno mediante le
quali è possibile ottenere la chiusura del
problema.
Inoltre, ciò che è cruciale al fine di impostare un calcolo capace di giungere a
convergenza in tempi ragionevolmente
brevi e di fornire risultati attendibili,
sono stati impostati ed attivati i modelli
numerici più appropriati a rappresentare
la fisica del problema termo-fluidodinamico oggetto di studio.
I principali parametri operativi, i cui
valori sono stati desunti dalle reali caratteristiche di funzionamento del casco
ventilato studiato, sono sintetizzabili in:
• Portata massica aria di lavaggio:
0.00402 kg/s;
• Temperatura: 300 °K;
• Pressione: atmosferica.
Sono stati abilitati nel codice CFD, i seguenti modelli numerici:
• Modello di turbolenza k-ε;
• Equazione dell’energia;
Figura 2 - Modello geometrico CAD 3D.
• Modello diffusivo delle specie (sorgenti di diffusione d’energia).
Il calcolo, giunto a convergenza, ha permesso di ottenere il campo di moto 3D,
in particolare, all’interno dell’interspazio compreso tra il volto dell’operatore e
la superficie interna del casco.
Al fine di dare un’interpretazione dei risultati ottenuti, focalizzando, in particolare, l’attenzione sugli aspetti legati a
eventuali situazioni di disagio patite dal
saldatore, il cui viso viene lambito da
una corrente d’aria, e, soprattutto, sull’effettiva efficacia raggiunta dal casco
ventilato nel confinare al suo esterno
i fumi di saldatura, impedendone
l’inalazione da parte dell’operatore,
sono state ritenute rappresentazioni dei
risultati ottenuti particolarmente idonee:
• rappresentazione vettoriale 3D del
campo di moto nell’interspazio tra
superficie interna del casco e volto
del saldatore (Fig. 3A);
• rappresentazione con linee isometriche, su un piano meridiano e sulla superficie del volto dell’operatore, della
componente di velocità perpendicolare al viso del saldatore (asse X)
(Fig. 3B);
componente di velocità tangente il
viso del saldatore in direzione verticale (asse Y) (Fig. 3C);
frazione di massa
del tracciante dei
fumi di saldatura
(Fig. 3D).
La rappresentazione vettoriale
3D (Fig. 3A) consente una visione
d’insieme del
moto all’interno
dell’interspazio
compreso tra superficie interna
del casco e volto
del saldatore e
mette in luce la
presenza di basse
ve l o c i t à a l l ’ i n terno della quasi
totalità del volume
ad eccezione dei
ben visibili getti uscenti dai tre diffusori (due laterali ed uno centrale) che
sembrano concentrare l’efficacia del
lavaggio alla sola parte anteriore del
casco.
Conferma di ciò si ha considerando la
Figura 3D, in cui appare evidente un
marcato gradiente positivo, procedendo
dalla parte anteriore del casco verso il
volto, della frazione di massa del tracciante dei fumi di saldatura.
Ne risultano valori significativi della frazione di massa del tracciante a ridosso
del volto, con un picco ben marcato
proprio nella zona di bocca e naso, magnificato dalla presenza di una zona di
ricircolo all’interno del casco con moto
di risalita del flusso lungo il viso (Figg.
3A e 3C).
Le rappresentazioni nelle Figure 3B e
3C sono utili a quantificare l’incidenza
della corrente d’aria di lavaggio sul volto
di chi indossa il casco, ciò che può costituire motivo di disagio.
Si può osservare come il flusso d’aria all’interno del casco non impatti ortogonalmente sulla faccia del saldatore con
velocità elevata (componente x della velocità inferiore a 10 cm/s; Fig. 3B),
mentre più significativo è l’effetto di scivolamento sul viso dal basso verso l’alto
(componente y della velocità varia tra
20 cm/s e 60 cm/s; Fig. 3C) per effetto
della zona di ricircolo che si instaura all’interno del casco.
Si può supporre che quest’ultimo effetto
possa causare una qualche sensazione di
fastidio al saldatore.
a)
b)
c)
d)
Figura 3 - a) Campo di moto (rappresentazione vettoriale); b) Componente x di velocità (curve isometriche); c) Componente y di velocità (curve
isometriche); d) Diffusione tracciante (curve isometriche).
Modellazione di un casco di
saldatura ventilato ottimizzato
Prendendo spunto dai risultati ottenuti
dalla modellazione CFD del casco ventilato nella sua configurazione originale,
sono state concepite e sottoposte a verifica, impiegando i medesimi strumenti e
seguendo gli stessi passi e procedure,
alcune modifiche che hanno riguardato
essenzialmente dimensioni, posizionamento ed orientamento dei diffusori
all’interno del casco. Obiettivo di tali
modifiche è stato l’incremento dell’efficienza del lavaggio, o meglio, della
schermatura contro la diffusione di fumi
di saldatura all’interno del casco, possibilmente riducendo, ed in ogni caso non
aumentando, il disagio eventualmente
arrecato all’operatore.
Nelle Figure 4A, B, C e D sono riportate, in analogia con quanto fatto nel
paragrafo precedente, alcuni renders
rappresentanti i modelli geometrici
CAD 3D di tutti i componenti fondamentali per la conduzione dell’analisi
della nuova geometria. In particolare si
dà rappresentazione del condotto di adduzione dell’aria di lavaggio ai diffusori
(non modificato, Fig. 4A), il condotto di
distribuzione ai diffusori (Fig. 4B),
l’alloggiamento del viso del saldatore
(Fig. 4C). Nella Figura 4D, infine, è
fornita una rappresentazione d’assieme.
Le modifiche apportate alla geometria
dei diffusori sono chiaramente visibili
nella Figura 4B. Si può notare come i
diffusori laterali siano stati spostati da
una posizione frontale elevata (circa all’altezza degli occhi, e lateralmente ad
essi, di chi indossa il casco; Fig. 1B) ad
una più arretrata e verso il basso (circa a
lato del mento di chi indossa il casco).
Inoltre, tali diffusori sono orientati in direzione parallela alla superficie aperta
inferiore del casco, al fine di generare
una lama d’aria in grado di inibire la diffusione dei fumi di saldatura all’interno.
Infine, con lo scopo di privilegiare
l’effetto dovuto ai diffusori laterali, è
stata ridotta del 50% la sezione di passaggio del diffusore centrale.
Nella Figura 5 viene riportato il modello
CAD 3D completo, in cui sono evidenziate le varie parti costitutive il casco per
mezzo di colori diversi, ed il simulacro
di testa umana.
L’impostazione del calcolo CFD ha ricalcato, in termini di assegnazione dei
parametri operativi, delle condizioni al
a)
b)
contorno e dei modelli numerici da implementare, quanto già fatto in fase di
studio della geometria originale, in
quanto in alcun modo sono mutate la
natura o le caratteristiche essenziali del
problema studiato.
A beneficio del lettore, si ricordano qui i
principali parametri operativi assegnati
ed i modelli numerici attivati in fase di
esecuzione del calcolo:
• Portata massica aria di lavaggio:
0.00402 kg/s;
• Temperatura: 300 °K;
• Pressione: atmosferica;
• Modello di turbolenza k-ε;
• Equazione dell’energia;
• Modello diffusivo delle specie (sorgenti di diffusione d’energia).
Del tutto analogamente a quanto in precedenza mostrato, il calcolo, giunto a
convergenza, ha permesso di ottenere il
campo di moto 3D, in particolare, all’interno dell’interspazio compreso tra il
volto dell’operatore e la superficie
interna del casco.
Per i risultati si sono scelte ancora le medesime rappresentazioni, in modo da
rendere possibile un confronto prestazionale tra casco modificato e casco in
configurazione originale:
• rappresentazione vettoriale 3D del
campo di moto nell’interspazio tra
superficie interna del casco e volto
del saldatore (Fig. 6A);
c)
d)
Figura 4 - a) Condotto adduzione aria;
b) Diffusori d’aria centrale e laterali;
c) Alloggiamento viso del saldatore;
d) Casco di saldatura.
Figura 5 - Modello geometrico CAD 3D.
componente di velocità perpendicolare al viso del saldatore (asse X)
(Fig. 6B);
componente di velocità tangente il
viso del saldatore in direzione verticale (asse Y) (Fig. 6C);
frazione di massa del tracciante dei
fumi di saldatura (Fig. 6D).
La rappresentazione vettoriale 3D (Fig.
6A) mostra, in questo caso, un getto
diretto verso il basso, uscente dal diffusore centrale, sensibilmente indebolito e,
per contro, evidenzia la presenza di una
lama d’aria ad elevata velocità in corrispondenza della superficie inferiore
aperta del casco (vettori gialli e celeste
chiaro nella parte inferiore della Figura
6A).
L’efficacia della lama d’aria è confermata dalla Figura 6D, che, pur persistendo una zona di ricircolo, ancorché
indebolita, all’interno del casco, con
moto di risalita del flusso lungo il viso
(Figg. 6A e 6C), mostra valori della frazione di massa del tracciante dei fumi di
saldatura pressoché identicamente nulli
in tutto il dominio di calcolo.
L’indebolimento della zona di ricircolo
all’interno del casco comporta, come
mostrato dalle Figure 6B e 6C, una riduzione dell’incidenza della corrente
d’aria di lavaggio
sul volto di chi
indossa il casco.
In particolare, dal
confronto tra
Figura 3B e Figura
6B è possibile rilevare come il flusso
d’aria all’interno
del casco impatti
ortogonalmente
sulla faccia del saldatore con velocità
leggermente
ridotta (componente x della velocità pari a 5 ÷ 9
cm/s), mentre più
significativa è la riduzione dell’effetto di scivolamento sul viso dal
a)
b)
c)
d)
Figura 6 - a) Campo di moto (rappresentazione vettoriale); b) Componente x di velocità (curve isometriche); c) Componente y di velocità (curve
isometriche); d) Diffusione tracciante (curve isometriche).
basso verso l’alto, con la componente y
della velocità che scende, in corrispondenza della superficie del volto, da 20 ÷
60 cm/s a meno di 20 cm/s (confronto
tra Figura 3C e Figura 6C).
Ciò permette di ritenere che il disagio
causato all’operatore, per effetto
dell’incidenza sul suo viso di correnti
d’aria interne al casco, non debba aumentare con l’adozione della nuova
geometria studiata, ma possa, in
qualche misura, essere addirittura attenuato.
Conclusioni
Sfruttando un’idea originale ed avvalendosi di strumenti di calcolo CFD avanzati (Fluent 6.0) è stato possibile, par-
tendo dall’analisi di un prodotto disponibile sul mercato (casco da saldatura ventilato) mettere a punto un nuovo concetto di casco ventilato.
In particolare, si è superato il semplice
concetto di lavaggio del volume interno
del casco (dove alloggia il volto dell’operatore), rivelatosi non del tutto efficace nel prevenire l’inalazione di fumi di
saldatura, per studiare la possibilità di
“sigillare” il casco generando una relativamente potente lama d’aria in corrispondenza della sua superficie inferiore
aperta.
I risultati ottenuti hanno mostrato la
bontà dell’idea facendo registrare, a conclusione delle simulazioni CFD, un’eliminazione della diffusione di fumi di
saldatura all’interno del casco pressoché
totale.
Nello studio condotto, inoltre, si sono
voluti tenere in considerazione possibili
disagi, procurati a chi indossi un casco
ventilato, dalla presenza di correnti in
prossimità del viso. Le due geometrie
studiate, pertanto, sono state poste a
confronto anche sotto questo aspetto, risultato migliorato con la nuova configurazione di casco ventilato.
In conclusione, lo studio ha confermato,
a livello teorico-numerico, in attesa di riscontri sperimentali, la validità di un
nuovo concetto di casco ventilato che si
ritiene possa rappresentare un concreto
progresso nella continua ricerca di un
miglioramento delle condizioni di lavoro
in saldatura.
Carlo ROSELLINI, laureato in Ingegneria Elettrotecnica presso l’Università di Genova, è alle dipendenze dell’Istituto Italiano
della Saldatura dal 1991, dove ricopre la posizione di Responsabile del Settore Ricerca. Al suo attivo ha l'esecuzione di numerosi
programmi scientifici di ricerca, molti dei quali sviluppati nell'ambito delle iniziative promosse dai diversi Programmi messi a
punto dalla Comunità Europea, quali i seguenti: CECA, EUREKA, BRITE, COMETT, CRAFT, LEONARDO, GROWTH, SMT,
ecc., oppure svolti per conto o in collaborazione con altri primari Enti, Aziende ed Istituti di ricerca nazionali o internazionali,
quali: IIW, EWF, ESA, CNR, UNIVERSITA’, MIUR, ENEA, ISPESL, ANSALDO, FIAT, FS, ENEL, ecc. In precedenza ha lavorato
per una quindicina di anni presso il Laboratorio Centrale di Ricerca e Sviluppo della società Ilva, dove ha ricoperto la posizione
di Responsabile del Settore Prove Fisiche e Tecnologiche, maturando significative esperienze sulle proprietà di applicazione dei
materiali metallici in campi quali quelli della Saldabiltà, dei Controlli non distruttivi e dello Stampaggio, nonché su aspetti di
Fatica e di Meccanica della Frattura. È autore di circa una trentina di pubblicazioni su tali argomenti.
Rosario RUSSO, laureato in Ingegneria Chimica ad indirizzo Materiali presso l’Università degli Studi di Genova, inizia la sua
esperienza lavorativa come docente di materie tecniche presso Istituti di insegnamento superiore. È impiegato dal 2006 presso
l’Istituto Italiano della Saldatura, inizialmente presso la Divisione Formazione Teorica in Saldatura e poi assegnato al Settore
Ricerca con l’incarico di seguire lo svolgimento dei Progetti Europei. In questa mansione ha collaborato all’esecuzione dei progetti HIPROTIG ed ECONWELD.
Luca COSTA, laureato in Ingegneria Meccanica nel 1998 presso l’Università di Genova, entra all’Istituto Italiano della Saldatura nel 2000 e svolge attività di formazione, ricerca e certificazione. Certificato European/International Welding Engineer, è delegato italiano alle commissioni sulla sicurezza e sull’ambiente del CEN TC 121, è membro della Commisisione VIII “Health
and Safety” e del Select Committe “Environment” dell’IIW e segretario del Gruppo di Lavoro “Quality, Environment Health and
Safety” dell’ EWF. Dal. 2002 è responsabile dell’Area Corsi Qualità, Ambiente e Sicurezza della Divisione Formazione e Insegnamento dell’IIS.
Mario CARUGGI, laureato in Ingegneria Meccanica all’Università degli Studi di Genova, presso di cui ha anche conseguito il
titolo di Dottore di Ricerca, è socio fondatore di uno studio di ingegneria, SAIC - Ingegneri Associati, attivo nel campo delle consulenze in materia di processi industriali, combustivi, produzione e mercato dell’energia. Prevalenti campi di attività sono
l’organizzazione e la gestione di progetti di ricerca volti allo sviluppo ed ottimizzazione di prodotti industriali, la progettazione
di impianti sperimentali, la conduzione di studi in campo fluidodinamico con l’ausilio di strumenti CFD (Computational Fluidi
Dynamics) ed analisi di sviluppo del mercato dell’energia. Da sei anni collabora, inoltre, con l’Università di Genova, presso il
Savona Combustion Laboratory, dove svolge attività di ricerca teorica e sperimentale nel campo dei processi combustivi e della
produzione di energia. Ha al proprio attivo partecipazioni a diversi Progetti di Ricerca Europei tra i quali si ricordano ICLEAC
(Instability Control of Low Emission Aero Engine Combustors), MUSCLES (Modelling of UnSteady Combustion in Low Emission Systems), TLC (Towards Lean Combustion), ECONWELD (Economically Welding in a Healthy Way).
Alessandro NILBERTO, laureato in Ingegneria Meccanica all’Università degli Studi di Genova, presso di cui ha anche conseguito il titolo di Dottore di Ricerca, è socio fondatore di uno studio di ingegneria, SAIC - Ingegneri Associati, attivo nel campo
delle consulenze in materia di processi industriali, combustivi, produzione e mercato dell’energia. In particolare, ricopre incarichi inerenti studi fluidodinamici ed ha maturato ampia esperienza nell’impiego di strumenti CFD (Computational Fluidi Dynamics) oltre che nella progettazione di impianti sperimentali e nello sviluppo e conduzione di attività di ricerca a sostegno della
ricerca industriale e dello sviluppo di prodotti. Tale esperienza gli proviene da oltre cinque anni di collaborazione con
l’Università di Genova, presso il Savona Combustion Laboratory, dove tutt’ora continua a svolgere attività di ricerca teorica e
sperimentale nel campo dei processi combustivi e della produzione di energia. Ha al proprio attivo la partecipazione a diversi
Progetti di Ricerca Europei tra i quali si ricordano CE-IGT (Centre of Excellence for Industrial Gas Turbine), MUSCLES (Modelling of UnSteady Combustion in Low Emission Systems), TLC (Towards Lean Combustion), ECONWELD (Economically
Welding in a Healthy Way).
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Progettazione assistita di giunti saldati
sollecitati a fatica mediante modelli solidi
e criteri 3D
A. Cristofori *
P. Livieri *
R. Tovo *
Sommario / Summary
L’incremento delle potenzialità di strumenti per la progettazione assistita (come modellatori solidi e strumenti per FEA
in grado di gestire modelli molto complessi) permette di ipotizzare lo sviluppo di strumenti numerici specifici per la previsione della resistenza a fatica delle giunzioni saldate. Tali
strumenti potrebbero essere in grado di valutare l’influenza di
geometria e carichi senza la necessità di elaborazioni successive, spesso a carico del progettista (come nelle tensioni di hot
spot).
Il presente lavoro propone una metodologia di calcolo adatta
alla previsione della vita a fatica di giunzioni saldate complesse. Un indice di resistenza è ottenuto innanzitutto risolvendo il problema tensionale completamente in modo numerico (agli elementi finiti). La previsione della resistenza a
fatica, è calcolata facendo uso di un modello analitico basato
sul gradiente implicito che assume come tensione efficace la
tensione equivalente non locale derivante dalla tensione principale.
Dapprima verrà tarato il metodo su prove sperimentali eseguite su giunzioni saldate a croce, successivamente il metodo
verrà utilizzato per la verifica a fatica di giunzioni saldate più
complesse a sviluppo tridimensionale.
Nowadays numerical tools for geometrical modelling and
stress analysis are so enhanced to allow the development of
*
specific routines designed for fatigue assessment of welded
joints. Such procedures should be able to properly take into
account loads and geometrical parameters without complex
post processing operations usually carried out by the designer.
In this paper, a specific numerical procedure suitable for
fatigue strength assessment of welded structural details. An
effective stress is calculated by solving a second order differential equation of implicit type. The solution is obtained by
assuming a linear elastic constitutive behaviour and the
maximum principal stress as equivalent stress. Fatigue behaviour of steel welded joints is taken into account and a
general fatigue scatter band is proposed.
The proposed procedure is applied to cruciform joint, but
also to geometrical more complex welded details.
Keywords:
Crack initiation; cruciform joints; design; fatigue cracks;
fatigue strength; finite element analysis; mathematical
models; prediction; t joints; welded joints.
Università di Ferrara, Dipartimento di Ingegneria - (Ferrara).
A. Cristofori et al. - Progettazione assistita di giunti saldati sollecitati a fatica mediante modelli solidi e criteri 3D
1. Introduzione
Il disegno e la modellazione tridimensionale assistiti negli ultimi anni sono diventati, in molte aziende del settore
meccanico, uno standard di progettazione che offre il vantaggio di cogliere
l'aspetto e il funzionamento nelle tre dimensioni nonché la possibilità di usare
la formulazione matematica dei volumi
considerati per ulteriori elaborazioni.
Nel caso delle saldature, ed in particolare dei cordoni d’angolo, nella rappresentazione tridimensionale diviene naturale la schematizzazione con figure
prismatiche o di rivoluzione aventi
spigoli vivi. Tale assunzione è di fatto
vicina alla realtà in quanto i cordoni di
saldatura ottenuti ad arco, sono caratterizzati da raggi di raccordo il cui valore
medio è nell’ordine di grandezza di
qualche decimo di millimetro [1÷3].
Se da una parte, l’adozione di uno
spigolo vivo può semplificare la modellazione del componente, dall’altra, dal
punto di vista dell’analisi strutturale, si
introduce nel campo tensionale una singolarità (ossia un punto con soluzione
tendente all’infinito) che impedisce
l’uso di modelli di verifica basati sulla
imposizione di un limite tensionale.
L’idea di confrontare un limite ritenuto
ammissibile per il materiale con il valore
di picco del campo di tensione, non può
essere adottato in quanto, qualunque
valore assunto per la tensione ammissibile, viene inevitabilmente superato
purché ci si avvicini sufficientemente
allo spigolo.
In queste situazioni la letteratura scientifica a volte consiglia di utilizzare le
tensioni nominali o le tensioni di hot
spot [4].
Purtroppo le prime (nominali) spesso
non sono definite o calcolabili in modelli
solidi geometricamente complessi. Le
tensioni di hot spot hanno altri problemi:
il primo è che necessitano di un postprocessing manuale e spesso non chiaro
nella procedura da seguire; inoltre le
previsioni sono a volte imprecise
(approssimative), non valutano l’effetto
scala o non sono in grado di predire il
comportamento meccanico di punti di
rottura diversi dal piede del cordone
(come i cedimenti alla radice del
cordone).
Per una trattazione teorica degli aspetti
matematici e geometrici, in presenza di
un raggio di raccordo nullo dei cordoni
di saldatura, è possibile affidarsi ad approcci locali basati sul calcolo dei Notch
Stress Intensity Factors (NSIF) valutati
in prossimità dei punti in cui innesca la
cricca per fatica [6],[11]. Nel caso in cui
solo modo I sia singolare o di modo I
predominante su modo II, l’NSIF può
essere usato direttamente per il calcolo
della vita a fatica utilizzando specifiche
bande di dispersione [7,8] e [11], mentre
in condizioni di modo misto di sollecitazione, o nell’ottica di utilizzare un’unica
banda di dispersione valida per qualunque angolo di apertura del cordone di
saldatura, si rende necessario l’impiego
di un parametro di validità più generale
come, ad esempio, l’energia media all’interno di un settore circolare posto in
prossimità del punto critico [9÷11].
Per gli aspetti più applicativi sarebbe opportuno disporre di un approccio metodologico che sia congruente con
l’inquadramento agli NSIF per l’analisi
del comportamento a fatica, ma al contempo adatto all’impiego per un
computo interamente numerico del problema della resistenza a fatica indipendentemente dalla complessità del giunto
senza assumere a priori il punto di
innesco della cricca. Ossia l’obiettivo è
quello di proporre una metodologia,
adatta al calcolo della resistenza a fatica
delle giunzioni saldate e capace, indipendentemente dalla complessità del
giunto, di riportare la verifica a fatica al
calcolo di un valore “efficace” della tensione calcolabile con strumenti automatici integrati con solutori agli elementi
finiti.
L’articolo presenta una possibile soluzione del problema metodologico attraverso l’approccio denominato “gradiente implicito” [12÷14].
Per validare il metodo proposto, saranno
considerati dati sperimentali presi dalla
letteratura di giunzioni saldate analizzabili con schemi bidimensionali, oltre a
dettagli strutturali complessi schematizzati con modelli tridimensionali.
2. Modello non locale
Equazioni fondamentali
Assegnato un corpo generico di volume
V, in accordo con le referenze[15,16] è
possibile definire una tensione equiva nel punto generico P
lente non locale σ
del volume V come media integrale di
una tensione equivalente locale σ eq
pesata con una opportuna funzione α
che tiene in considerazione la distanza s
del generico punto Q dal punto P dei
punti del volume V (s= |PQ|):
(1)
Nell’equazione (1), il simbolo Vr denota
il volume di riferimento calcolato come
Senza entrare nel dettaglio dei modelli
non locali, il problema del calcolo della
 può
tensione equivalente non locale σ
essere trasferito alla risoluzione di una
equazione differenziale del secondo
ordine [17].
 come tensione
Dopo aver assunto la σ
efficace ai fini della resistenza a fatica
( σ eff), l’integrale (1) equivale a risolvere la seguente equazione differenziale:
(2)
dove c è una dimensione intrinseca
legata al materiale in esame, 욽 2 è
l’operatore di Laplace e σeq è la tensione
equivalente locale ritenuta responsabile
del danno a fatica (per una trattazione
più approfondita del problema si
rimanda alle referenze [12],[14]).
3. Calcolo della tensione efficace
L’obiettivo del presente lavoro è quello
di risolvere l’equazione differenziale (2)
in presenza di singolarità tensionali
indotte dai cordoni di saldatura pensati
come intagli ideali a spigolo vivo. A tale
scopo, è stata messa a punto una procedura di tipo numerico capace di risolvere
il problema (2) della non-località della
tensione in modo completamente automatico.
Nel caso di sollecitazione a fatica con
carichi in fase, le direzioni principali rimangono invariate nel tempo ed il
calcolo a fatica può risolversi facendo riferimento ai soli valori minimi e
massimi della tensione efficace. In particolare, per le saldature che non hanno
subito un trattamento di distensione
termica, è sufficiente fare riferimento al
solo range della tensione efficace (Δσeff).
Perciò, per le saldature, nella (2) andranno inserite le variazioni Δ che subiscono le tensioni nel ciclo di fatica.
3.1 Soluzione numerica 2D
Alcune tipologie di giunti saldati come i
giunti a croce e i giunti a T, possono
essere studiati con un modello bidimensionale della sezione longitudinale, ipotizzando nulli i gradienti di tensione
nella terza dimensione.
Noto il parametro c del materiale in
esame e le condizione al bordo, è possibile risolvere l’equazione ellittica (2)
nell’intero volume V in funzione della
tensione equivalente σeq scelta. Espressioni asintotiche della tensione σeq equivalente possono essere valutate se si conoscono a priori i valori dei Notch Stress
Intensity Factors (NSIF) nel punto in cui
innesca la cricca per fatica [13]. Sfruttando un sistema di riferimento polare,
la soluzione numerica può essere ottenuta su un settore circolare di raggio RD
di dimensioni maggiori al parametro c
del materiale (c<<R D ). La Figura 1
mostra il dominio di integrazione e le
condizioni al bordo applicate. Come
condizioni al bordo, in [13] sono state
prese in esame solo le condizioni di
Neumann che esprimono l’ortogonalità
del gradiente della soluzione cercata con
la normale uscente al bordo del dominio
di integrazione (dal punto di vista fisico
ciò equivale ad imporre un flusso nullo
della soluzione in direzione ortogonale
al bordo). Ciò nonostante, se non sono
noti gli NSIF della saldatura si può comunque ricorrere ad una soluzione completamente numerica del problema differenziale.
La Figura 2, riporta un esempio di
calcolo della tensione Δσeff (adimensionalizzata rispetto alla tensione nominale
nel piatto più spesso) ottenuta a partire
da una analisi lineare elastica del problema tensionale che vede nei sei punti
indicati nella Figura una singolarità del
campo di tensione in accordo con la so-
Figura 1 - Geometria di riferimento.
luzione di Williams [18]. Nella Figura 2,
come tensione equivalente σ eq locale è
stata assunta la tensione principale
massima. Appare evidente che la singolarità del campo di tensione di partenza
viene smussata, ottenendo su tutto il
giunto un campo di tensione efficace che
è un effettivo indice della pericolosità
dello stato tensionale. La sola analisi
della tensione efficace riportata come
grafico tridimensionale al di sopra del
dominio di integrazione, fornisce contemporaneamente sia la posizione di
probabile innesco del difetto per fatica
ed il valore del picco della tensione efficace. Va comunque sottolineato che a sostegno di quanto calcolato numericamente, accurate soluzioni analitiche
di casi mono-dimensionali e bi-dimensionali sono riportate nelle referenze
[12,13].
3.2 Soluzione numerica 3D
Per dettagli saldati complessi per i quali
non sia possibile ridursi ad uno schema
di calcolo bidimensionale, è stata messa
a punto una procedura di calcolo integrata, che partendo da un modello CAD
3D della saldatura è capace di risolvere
il problema del calcolo della tensione efficace σ eff sull’intero componente. Il
problema della realizzazione di una
mesh sufficientemente accurata sia per il
calcolo tensionale che per la risoluzione
del sistema differenziale (2), può essere
gestito in modo completamente automatico con mesh di tipo adattativo. In
questo modo non è richiesta a priori la
conoscenza del punto di innesco della
cricca da parte dell’operatore, ma è necessario fornire solamente la geometria,
i vincoli ed i carichi esterni agenti.
Le Figure 3 e 4 mostrano esempi di
modelli CAD e delle relative mesh 3D,
ad elementi tetraedrici, adatte per la risoluzione dell’equazione (2). Nelle Figure
viene anche illustrato il campo tensionale non locale Δσeff.
Si ricorda che in presenza di spigoli vivi,
l’analisi strutturale convenzionale forni-
Figura 2 - Tipica soluzione in termini di tensione efficace di una giunzione piana a cordone
portante. La tensione non locale è adimensionalizzata rispetto alla tensione nominale nel piatto
di maggiore spessore.
a)
a)
b)
b)
c)
d)
c)
Figura 3 - Esempio di mesh e soluzione ottenuta in
automatico partendo dal modello CAD di un giunto
complesso: a) Modello CAD di un giunto a cordone
portante sollecitato a trazione sul piatto principale.
b) Mesh ad elementi tetraedrici utilizzata per analizzare
il giunto. c) Mappatura a scale di colori della tensione
efficace (massima tensione principale come tensione
equivalente non locale; c=0.2 mm).
sce normalmente valori massimi completamente senza senso ed inutili, frutto
di errori numerici.
Nel metodo proposto, invece, la lettura
del picco della tensione efficace Δσ eff,
definito analiticamente e calcolato numericamente, consente al progettista di
localizzare la zona critica della connessione saldata permettendo inoltre di calcolare il coefficiente di sicurezza o la
vita a fatica del particolare saldato sulla
base della curva di progetto riportata nei
successivi capitoli.
Gli esempi riportati nel seguito mostreranno l’efficienza del metodo e la sua capacità di prevedere la resistenza a fatica
di strutture complesse tridimensionali.
Figura 4 - Esempio di mesh e soluzione ottenuta in automatico partendo dalla
geometria del giunto: a) Modello CAD di un giunto a cordone portante sollecitato a
flesso-torsione. b) Mesh ad elementi tetraedrici utilizzata per analizzare il giunto.
c) Mappatura a scale di colori della tensione efficace (massima tensione principale
come tensione equivalente non locale; c=0.2 mm). d) Andamento della tensione
principale massima σ1 e della tensione efficace σeff lungo una generatrice esterna del
cilindro. I valori sono normalizzati rispetto al valore massimo della tensione
efficace σeff, max e sono rappresentati in funzione della distanza z dal piede del
cordone normalizzata rispetto al diametro esterno del tubo D.
4. Valutazione del parametro c
per le saldature
L’eq. (2) contiene il parametro “c”, dipendente dalle caratteristiche meccaniche del materiale saldato. Per acciai da
costruzione è possibile calcolare il suo
valore numerico confrontando la resistenza a fatica, in termini di variazione
della tensione efficace Δσeff, di saldature
con rotture alla radice (2α=0°) con saldature aventi rotture al piede (2α=135°).
In accordo con la referenza [12], il
valore di c per le saldature ad arco in
acciaio è di circa 0.2 mm (c2=0.04 mm2).
D’altra parte, analisi numeriche [12] e
soluzioni analitiche [13] hanno eviden-
ziato che c è legato attraverso una costante di proporzionalità z alla distanza
critica di El-Haddad et al. [21], definita
dal limite di fatica del provino liscio σo e
dal valore di soglia dello Stress Intensity
Factor ΔKth:
(5)
Perciò, in un caso generale noto a 0
risulta immediato il calcolo di c in relazione alla tensione equivalente assunta.
La relazione fra a 0 e c può essere così
riassunta [12]:
(6)
Il valore della costante di proporzionalità “z” è discussa in [12].
5. Banda di dispersione per le
saldature e curva di progetto
Il metodo del gradiente implicito consente di rendere finito un campo di tensione altrimenti singolare, anche nell’ipotesi di materiale lineare elastico. Con
tale formulazione è possibile, utilizzare
il picco di tensione direttamente per il
calcolo del coefficiente di sicurezza
senza incorrere in errori formali o valutativi. Utilizzando dati sperimentali di
letteratura è possibile tracciare una
banda di dispersione per le saldature nel
campo della vita a termine fra 10 4 e
5·10 6 cicli. Con riferimento alle serie
sperimentali precedentemente analizzati
nelle referenze [7,8] e [11], nella
Figura 4 è stata tracciata la banda di dispersione in termini di variazione della
tensione equivalente non locale massima
Δσ eff, max calcolata in prossimità del
punto di innesco della cricca. Gli spessori del piatto principale e degli irrigidimenti variavano da 3 a 100 mm. Il valore
della pendenza della curva di Woehler
risulta pari a 3 ed il valore di riferimento
a 2·10 6 cicli al 97.7% di probabilità di
sopravvivenza è di 151 MPa.
Nella Figura 4 è possibile osservare che
la curva di progetto proposta dall’Eurocodice 3 [5] per i particolari tagliati all’ossitaglio automatico presenta una
classe di resistenza (140 MPa a 2·106) di
poco inferiore al valore ottenuto per una
probabilità di sopravvivenza del 97.7%
(151 MPa).
Perciò, in analogia con l’Eurocodice 3
potremo dire che le giunzioni saldate, indipendentemente dalla loro forma, sollecitate principalmente a modo I, ricadono
tutti all’interno di una stessa classe,
quantificabile in circa 150 MPa con pendenza fra 104 e 5·106 cicli pari a 3.
Figura 5 - Banda di dispersione per giunzioni saldate ad arco in acciaio in termini di tensione
efficace massima ottenuta con il metodo del gradiente implicito (R rapporto di ciclo).
stata messa a punto una procedura di
calcolo che richiede all’operatore come
dati di ingresso la geometria del giunto e
la costante c del materiale, ignorando
completamente il problema della singolarità in prossimità degli intagli acuti ed
affidando il problema della convergenza
a soluzioni di tipo adattativo.
6.1 Giunzioni a T sollecitate a flessione
Nella Figura 5, sono riportati i valori
sperimentali di rotture avvenute al piede
del cordone di saldatura per una giunzione avente un angolo diverso da quello
esaminato nella Figura 4. I risultati numerici contrassegnati dal simbolo sono
relativi ad un giunto a T sollecitato a
flessione con angolo di apertura del
cordone di 118° .
6. Esempi applicativi
Il problema differenziale (2), tranne nel
caso di una cricca su una piastra di dimensione infinita [13], non è di semplice
soluzione. Perciò, ai fini progettuali,
risulta sicuramente molto efficiente una
soluzione completamente numerica del
problema differenziale. A tale scopo, è
Figura 6 - Previsione della resistenza a fatica
calcolata per via completamente numerica di
una saldatura a T avente angolo di apertura
di 118° sollecitata a flessione (t=10 mm,
s= 7.8 mm, R=0.1).
Tali punti vanno a cadere all’interno
della banda di dispersione precedentemente calcolata a dimostrazione della
generalità dell’approccio sviluppato.
6.2 Previsione della zona di innesco
della cricca per giunzioni a croce a
cordone portante sollecitate a
trazione
Un altro interessante esempio è quello
relativo allo studio del punto di innesco
della cricca per fatica in un giunto a
croce a cordone portante sollecitato a
trazione in cui gli spessori dei piatti principali sono diversi [22]. La Figura 6
mostra la geometria del giunto in esame
mentre le dimensioni geometriche delle
4 serie analizzate nella referenza [22]
sono riportate nella Tabella I.
I punti critici di probabile innesco della
cricca per fatica sono i
punti evidenziati con
un “cerchio” nella
Figura 2. Nonostante
le differenze geometriche fra le quattro serie
di Tabella I, dal punto
di vista sperimentale si
sono sempre osservate
rotture alla radice del
cordone di saldatura
dalla parte piatto più
spesso.
I risultati della relativa
elaborazione numerica
del campo di tensione
sono riportati nella
Figura 2 adimensionalizzati rispetto alla ten-
TABELLA I - Valori dei parametri geometrici della Figura 2.
t1
s
h
Caso
[mm]
[mm]
t2
[mm]
[mm]
1
6
14
14
14
2
6
14
9
14
3
6
6
9
14
4
6
6
9
25
a)
σeff
b)
ó eff
c)
ó eff
d) eff
bile per i giunti delle serie (a) e (b) come
evidenziato nella Figura 8. Per le serie
(c) e (d) la previsione della vita a fatica
appare più conservativa (Fig. 9) e ciò potrebbe essere giustificato fondamentalmente per due motivi:
1) nella serie (c) e (d) è presente un
carico di torsione o tangenziale nei
cordoni di saldatura;
2) il metodo del gradiente implicito così
come è stato proposto in questa sede,
è adatto per il calcolo della vita di
innesco e di prima propagazione del
difetto per fatica.
Nel caso di strutture complesse, tale approccio potrebbe risultare in vantaggio di
sicurezza nel momento in cui si trascura
completamente la fase di propagazione
finale fino a rottura del difetto. Per quanto
riguarda il primo dei due aspetti, gli
autori ritengono che una successiva introduzione nel modello di calcolo del gradiente implicito un approccio di tipo multiassiale alla fatica, possa ulteriormente
migliorare la precisione del metodo.
ó eff
7. Conclusioni
Figura 7 - Modelli e risultati ottenuti in termini di tensione effettiva per piastre irrigidite sollecitate a trazione (massima tensione principale come tensione equivalente non locale, c=0.2 mm).
sione nominale applicata al piatto di
spessore maggiore.
Il picco della tensione equivalente non
locale risulta massimo in prossimità
della radice del cordone di saldatura sul
piatto di spessore maggiore esattamente
nel punto in cui l’evidenza sperimentale
indica il punto di rottura.
6.3 Previsione della vita a fatica in
giunti complessi tridimensionali
In generale nei componenti saldati, le
cricche nucleano in corrispondenza dei
piedi o delle radici dei cordoni cosicché
il problema del valore dei carichi sostenibili dal componente è soprattutto
legato all’individuazione del punto di
innesco della cricca per fatica.
Per mostrare la versatilità del gradiente
implicito allo studio della resistenza a
fatica di strutture saldate complesse,
saranno analizzati quattro differenti tipologie di giunti la cui geometria non
può essere ridotta al 2D:
a) giunti con irrigidimento longitudinale
(spessore piatto principale 2 o 6 mm);
b) giunti con irrigidimento circolare
(spessore piatto principale 8 mm);
c) giunti a cordone portante sollecitati a
flessione (spessore piatti 12 mm);
d) giunti saldati composti da profilati tubolari a sezione rettangolare (spessore profili 7.9 mm).
La Figura 7, a titolo di esempio, mostra
il valore della tensione efficace ottenuta
a partire dalla tensione massima principale. Le zone in cui si ha la massima sollecitazione effettiva Δσeff, coincidono, di
fatto, con quelle in cui si ha la frattura
per fatica.
L’accordo fra risultati sperimentali e
previsione della vita a fatica è apprezza-
Il problema delle singolarità tensionali
nella progettazione a fatica, in questo articolo, è stato risolto proponendo una filosofia di progettazione basata sui
metodi a gradiente implicito capaci di
rendere utilizzabili i campi di tensione,
altrimenti singolari, indotti dalla presenza di intagli a spigolo vivo. Tali
metodi hanno il vantaggio di poter considerare il materiale come lineare elastico trasformando il problema del gradiente tensionale nella risoluzione di una
equazione differenziale definita sull’intero corpo in esame. La soluzione
trovata, definita come tensione equivalente non locale assume il ruolo di tensione efficace per la valutazione della
vita a fatica.
Operando in questo modo è possibile
studiare il comportamento a fatica delle
giunzioni saldate utilizzando un’unica
banda di dispersione, definita in questa
sede sulla base di numerose prove sperimentali tratte dalla letteratura.
Il metodo proposto offre il vantaggio di
prestarsi per una soluzione completamente numerica del calcolo della vita a
fatica delle giunzioni saldate complesse.
Il valore del massimo della tensione
equivalente non locale, ottenuto dal-
Figura 8 - Previsione della vita a fatica di
giunti irrigiditi utilizzando il metodo del
gradiente implicito (t spessore piatto
principale).
l’analisi numerica, può essere usato
come dato di ingresso nella curva di riferimento del comportamento a fatica
delle saldature.
Figura 9 - Previsione della vita a fatica di
giunti con irrigidimento non simmetrico e di
giunti ottenuti con profili tubolari (t spessore
piatto principale).
In pratica il metodo del gradiente implicito riporta il calcolo della vita a fatica
delle saldature complesse al metodo
delle tensioni ammissibili indipendente-
mente dalla forma del componente in
esame.
Bibliografia
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➠ segue
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Alessandro CRISTOFORI, ha conseguito il dottorato di ricerca presso
l’Università degli Studi di Ferrara dove collabora con il gruppo di Progettazione Meccanica e Costruzione di Macchine. La sua attività di ricerca è incentrata sullo studio delle sollecitazioni affaticanti multiassiali, e approfondisce gli aspetti legati al processo di nucleazione delle cricche di fatica in
presenza di stati di sollecitazione complessi.
"Welding in the World"
Subscription price for 2007 :
438,00 €
Paolo LIVIERI, laureato in Ingegneria Meccanica a Padova, è attualmente
Professore Associato di Costruzione di Macchine presso la Facoltà di Ingegneria dell’Università di Ferrara. Approfondisce aspetti di effetto di intaglio e
di elasto-plasticità nella progettazione statica e a fatica di organi meccanici e
componenti strutturali.
Roberto TOVO, Professore associato di Costruzione di Macchine presso la
Facoltà di Ingegneria dell’Università di Ferrara. Svolge attività di Ricerca
nell’ambito dell’affidabilità strutturale dei componenti meccanici con particolare riguardo alla resistenza a fatica delle giunzioni e all’analisi delle condizioni di carico in esercizio. È direttore del Master Universitario in Ingegneria della Saldatura dell’Università di Ferrara, svolto in collaborazione con
l’IIS.
The Order form can be
downloaded by the official site
of the International Institute
of Welding : www.iiw-iis.org
International Institute of Welding
Tr e n d o f a u t o m o b i l e
vehic les and
the joining
t e c h n o l o g i e s ( °)
K. Matsuyama *
Summary
1. Introduction
Many automotive designers and engineers including welding engineers have
been particularly concerned about the
“reduction of curb weight/curbside body
weight” for the past three decades
because “vehicle weight reduction” has
been very important, as well as “engine
combustion improvement” and “friction
reductions” [1]. However, the efforts
were unrewarding for the automobile industry. In the past two decades, the
average curb weight of light-duty vehicles has risen by 20 % in European and
25 % in the US despite their best efforts
[2, 3]. The fuel economy was improved
only by engine combustion improvements [3].
The losing battle was mainly caused by
the legislative requirements for enhanced safety to add reinforcements of
vehicle body structure, and airbags and
seatbelts for all passengers. Of course,
changes in the market specifications due
to rising customer satisfaction levels
have contributed to this battle. Many car
owners have wanted to install air-conditioning and driving control systems to
improve safety and drivability.
(°) Doc. IIW-1785-06 (ex-doc. III-1386-06)
recommended for publication by Commission III
“Resistance welding, solid state welding and
allied joining processes”.
* Smart Welding Technologies (United States).
In the past two decades, average curb weight of light-duty vehicles has
risen by 20% in Europe, and 25% in the US due to the legislative requirements for enhanced safety to add reinforcements of vehicle body
structure, airbags, and seatbelts for all passengers.The fuel economy
was improved only by the engine combustion improvement including
hybrid vehicle technologies.The Fuel Cell Technology is not expected to
improve the fuel economy and CO2 emission problems for the next 2030 years. However, the fuel economy and CO2 emission problem are
required to be resolved with the current technologies as legislative requirements. Therefore, this article reviews the history and present
state of improving fuel economy, prospects of automobiles and oil use
for the next 20 years, possible alternative fuels, and the expected
welding/joining technologies.
KEYWORDS: Automobiles; Economics; Fuel cells; Fuel gases; Gases;
Motor vehicles; Reference lists;Welding.
For the latest Vans and SUVs in the US,
even the third-row seat is also installed
as a standard feature for family use. The
ordinary US customer does not accept
small cars except for a few city customers because they need a big space to
bring their family or friends, and as
storage to keep their items for existence,
work, hobbies, and/or vacations.
The reduction of curb weight, however,
is now very important for all automobile
customers to reduce the fuel cost (gas
cost). According to price at any gas
station, the gasoline price in the US was
around $ 3.00 per gallon (as of July
2006). This means that the vehicle
owners shall spend about $ 1 500- to
$ 3 000 per year to operate a car.
It is almost three times the amount they
spent just three years ago.
Of course, if a hydrogen economy could
be actualized in low cost soon, the
problem may be gone. However, the hydrogen economy is more distant than it
appears [4, 5] although many world automobile companies announced that the
fuel cell car is the ultimate solution and
it will come soon. According to an International Energy Agency report [6], it
was predicted that 87.5 % of world total
energy is supplied as non-renewable
(coal, oil, gas, and nuclear) even in
K. Matsuyama - Trend of automobile vehicles and the joining technologies
2030. The ratio is almost the same as the
present state of 86.5 %. This means that
the hydrogen economy could not rapidly
expand, and oil use for automobiles will
continue for a longer term than predicted.
The solutions are not special, which are
to use hybrid engine technologies to
improve the fuel efficiency, re-design all
car parts with lighter or stronger materials than the present ones, optimize the
car structures and designs, and utilise alternative fuels for internal combustion
engines. In the welding and manufacturing engineering fields, we can contribute
to use the advanced high strength steels
and light materials, like aluminium
alloys and magnesium alloys as the materials of the body-in-white as well as
the engine/power train, brakes, and other
components to stop the incremental increase of curb weight, or let it be
reduced.
This article reviews the history and
present state of improving fuel economy
mainly with the US data, prospects of
automobiles and oil use for the next 20
years, possibility of fuel cell cars or alternative fuels to reduce the world
amount of CO2 emissions as a political
decision, and expected welding technologies for the new materials to reduce
Model year
Figure 1 - Fuel economy by model year and
truck ratio in the total light-duty vehicles
(Three-year moving average).
the curb weight and improve the cost
performance for survival from the
worldwide competitions among world
automobile companies.
2. History of fuel consumption
improvement - an example of
the US case
The history of fuel consumption of the
light-duty vehicles sold in the US from
1975 until 2005 is shown in Figure 1 [3],
which was reported by the US Environmental Protection Agency. The fuel
economy of both passenger cars and
light-duty trucks rapidly improved from
1975 to the mid 1980s. But, then the increments became very slow after the mid
1980s. The average mpg (miles per
gallon: 1 MPG = 0.423 km/l) of cars and
trucks after the mid 1980s has been
slightly down due to increasing the
percent of trucks from 13 % in the early
1980s to 50 % in 2005. The value after
2000 has ranged from 10.2 to 10.4 km/l,
while trucks has ranged from 7.4 to
7.6 km/l, and that for all light-duty vehicles from 8.8 to 8.9 km/l.
Figure 2 shows the trend of the average
weight of vehicles and the performance
indicated by average “0-to-60 mile-per-
hour acceleration time” [3]. As a result
of technological innovation and rising
horsepower, the performance has improved although the weight has increased since the mid 1980s. The weight
increment against the average weight in
2005 is about 25%, and the increase continues. Normalized fuel economy data
by each curb weight are shown in Figure
3 [3].
All data are separately indicated for
wagons, vans, SUVs, and pickups. The
scatter among vehicle types is small. The
ton-mpg values monotonously increase
since 1975.
These two figures mean that the engine
combustion improvement has chiefly
contributed to improve the fuel economy
of automobiles, but the total fuel
economy did not improve due to the increasing weight of the vehicle.
3. Prospects of automobiles and
oil use
There were around 800 million vehicles
registered in the world in 2002, and the
amount increases about 3% every year at
this moment. One billion registered vehicles are expected as the world total
amounts in 2010.
Model year
Figure 2 - Light-duty vehicle’s weight and
performance by model year (Three-year
moving average).
Model year
Figure 3 - Ton-MPG by model years of light-duty vehicles (Three-year moving average).
Year
Millions of Barrels per Day
Figure 4 - Number of vehicles registered in the world.
The world distribution of the registration
is shown in Figure 4 [7]. The biggest
market is the US. The second biggest
one is Japan as a country. China may
become similar to the US in the near
future.
At this moment, about 30% of the vehicles in the world (225 million vehicles)
run in the US, and 80% of US residents
own their own cars [8]. If the owner ratio
per resident could be kept constant, the
number would rise to around 325 million
vehicles in 2050 in the US because it is
projected that the population increase
would rise from 297 to 408.7 millions
[9]. This leads to an increase in the total
fuel consumption, too.
Projected oil consumption in the US are
shown in Figure 5 [10]. The projected oil
use in the transportation sector rises in
the future, especially in the light truck
sector.
It is a problem for the US to increase the
ratio of light-duty trucks (Vans, SUVs,
and Pickups), which have a relatively
low fuel economy, as shown in Figure 1.
This suggests that the reduction of a
truck’s curb weight is strongly recommended, although customers intend to
buy heavier and bigger space trucks, [3]
as the insurance companies reported their
research results shown in Table 1 [11].
4. Effect of hybrid engine
technologies to improve fuel
economy
To improve fuel economy, one possible
solution is to employ hybrid car technologies. The effectiveness is shown in
Figure 6 [3] and Table 2. The fuel consumption has been improved by using
this hybrid driving technology up to
60%. The effect is dramatic in the city
even though the curb weight of a hybrid
car is heavier than that of internal combustion engine (ICE), cars due to batteries and the motor(s).
5. Shifting to fuel cell cars, or
replacing with alternative fuels
Year
Figure 5 - Projected oil use in the transportation sector in the US.
According to General Motors, the ultimate solution of fuel economy, shortening oil supply, and crisis in the environment by increasing CO 2 gas is to
develop the “Fuel Cell Car”, although
Table 1 - Research results concerning influence of vehicle weight on driver death per million registered vehicle years, 1999-2002
models during 2000-2003.
Vehicle types
Cars
SUVs
Vehicle weight
Overall
mv/sv/roll
2 500 lbs or less
115
71/42/20
-
---
-
---
2 501 – 3 000 lbs
102
54/46/25
128
63/66/47
90
42/49/28
3 001 – 3 500 lbs
84
44/39/19
98
38/61/47
131
57/74/45
3 501 – 4 000 lbs
56
33/23/10
98
32/69/53
115
33/82/56
4 001 – 4 501 lbs
47
27/20/7
73
23/53/39
107
38/70/44
4 501 – 5 000 lbs
-
---
66
27/40/28
93
30/64/41
More than 5 000 lbs
-
---
55
15/42/33
87
28/60/44
Overall : Driver death rate per million registered vehicle years
mv
: Driver death rate in multi-vehicle crashes
sv
: Driver death rate in single-vehicle crashes
the greenhouse gas effect of water
vapour is remarkably bigger then the
CO2 gas, and the shortening oil supply is
not so urgent at this moment according
to a new prediction by the Cambridge
Energy Research Associates [12].
General Motors has repeatedly announced that they will continue the development of fuel cell cars through
many mass media [13, 14] since the
FreedomCAR and Fuel Partnership
began in September 2003.
The partners are: the United States Department of Energy (DOE), the United
Overall
Pickup Trucks
roll
_
mv/sv/roll
Overall
mv/sv/roll
: Driver death rate in single-vehicle rollover crashes
: No exposure or insufficient exposure
States Council for Automotive Research
(USCAR) - a legal partnership among
the Big three, and six oil/energy companies [10]. The technology-specific goals
agreed among them were to realize
$ 45/kW and 1.5 kWh/liter at a cost of
$ 4/kWh by 2010, and $ 30/kW and
$ 2/kWh by 2015, respectively [10].
Evaluation results on the fuel cell car
last August (in 2005), however, was negative. A table of the report [5] is shown
as Table 3.
The probability of reaching the ultimate
target is not high except for fuel efficiency, which has
been
known
before creating
the project.
There are many
difficulties: the
cost and start-up
time of fuel cells,
fill-up distance
farther than 300
miles, and duel
distribution infrastructures [4, 10].
This seems to in-
dicate that the on-board fuel cell systems
may not appear by the planned dates
despite the fact that the project initiated
in 2003.
For example, if we calculate the hydrogen cost under the following conditions:
fuel economy = 1.5 kg hydrogen per 100
km drive (actual test results are between
1.6 ~ 1.7 kg hydrogen per 100 km drive)
[15], total driving miles per year =
10 000 miles, the vehicle needs the hydrogen amounts of 240 kg per one
vehicle per year, and it requires 7 900
kWh to make that amount of hydrogen
from water.
The amount is similar to or bigger than
the current household electricity consumption per year. This suggests the
electrolysis method is not adequate to
supply the hydrogen at low cost. The
cheapest method to produce hydrogen
gas is to use clean coal technology [16].
According to the International Energy
Agency report [17], there are too many
unknown factors to realize fuel cell vehicles, although hydrogen could capture
10 to 15% of the transportation fuel
market by 2050. It depends on world
Table 2 - Comparison of fuel economy between internal
combustion engine cars and hybrid cars (Samples: Toyota
Highlander 2005 series).
0 to 60 time
Figure 6 - Effect of hybrid car technology to
rise in Ton-MPG for trucks as well as
improving fuel economy of ICE.
Type
Curb weight
(lb)
EPA Mileage
Estimates (mpg,
city/highway)
ICE 4-cycle 2WD
3 570
22/27
ICE V6
4WD
3 935
18/24
Hybrid
2WD
4 070
33/28
Table 3 - Evaluated results of the on-board fuel cell features by the target dates.
2004
Demo Criteria
Current
status
(2/2004)
Ultimate
target
Probability of
reaching ultimate
target
Durability
hours
2000 and
> 50
stop/starts
1 000
5 000 and
20 000 starts
medium
Power density
W/L
700
700
2 000
medium
%
78
78
> 80
high
MJ/50kW
<2
7
<2
low
Start-up time (20°C)
s
< 60 to 90%
traction power
600
< 30 to 90%
< 2 to 10 %
low
Transient response
s
< 5, 10% to
90% and 90%
to 10%
10
< 1, 10% to
90%, and 90% to
10%
low
Turndown
ratio
20:1
20:1
> 50:1
medium
Sulfur content
ppb
< 50 out from
30 ppm in
130
< 10 out from
30 ppm in
medium
$/kW
n/a
65
< 10
low
Efficiency
Start-up energy
Cost
government actions. However, the report
[17] introduced a very interesting projection concerning fuel economy, which
compares the fuel economy index
among some internal combustion engine
(ICE) vehicles and fuel cell vehicles
(FCV). The copy is shown in Figure 7.
The fuel economy of ICE was expected
to improve 26% by 2050, and more (3036%) if the hybrid technologies would
be employed for all light-duty vehicles
by 2050. The ratios are almost the same
order to replace the expensive and uncertain fuel cell vehicles (46%).
In the calculation for the fuel cell vehicles, the infrastructure cost was not included. If the cost will be charged on the
price, the merit of fuel cell vehicles may
deteriorate.
On the contrary, biomass fuel has some
merits as shown in Table 4 [18].
Fuel economy index [-]
Units
Attribute
Figure 7 - Remaining efficiency potentials for light-duty vehicles.
Table 4 - Advantage and disadvantage of biodiesel compared to petroleum diesel.
Advantage
- Made from non-petroleum, renewable resources that can be produced domestically
- Can be used in most diesel engine, especially newer ones
- Less carbon monoxide, particles, and sulphur dioxide emission
- 78 % less carbon dioxide (CO2) production
- Biodegradable
- Non-toxic
- Safer to handle
Disadvantage
- Slightly lower fuel economy and power (10 % lower for B100,
2% for B20)
- Currently more expensive
- More nitrogen oxide emissions
- Transportation & storage of B100 require special management
- B100 generally not suitable for use in low temperature
- Concerns about B100’s impact on engine durability
Table 5 - February 2006 overall average fuel price on energy-equivalent basis.
Nationalwide average price
for fuel in Gasoline Gallon
Equivalent (US$)
Nationalwide average price
for fuel in Diesel Gallon
Equivalent (US$)
2.23
-
Diesel
-
2.77
CNG
1.99
2.22
Ethanol (E85)
2.81
3.13
Propane
2.74
3.06
Biodiesel (B20)
2.41
2.69
Biodiesel (B2 to B5)
2.21
2.46
Biodiesel (B99 – B100)
3.18
3.55
Type of fuel
Gasoline
Most important merit is that the amount
of absorbed CO 2 in the biomass can be
reduced from the CO2 emission amount
when it burns. This helps to avoid the
government regulation like CAFÈ standard for heavy-weight vehicles.
The demerit is the cost. However, the
cost problem may be resolved due to the
recently rising gasoline/diesel price. The
fuel price of Biomass is shown in Table 5
[19], compared with the prices of gasoline, CNC, and propane. The expressed
values are normalized to a price per
gasoline equivalent or diesel equivalent.
In February 2006, the difference
between B100 and gasoline was 95
cents, and B100 and regular diesel was
78 cents. But this August (08/07/2006),
the gasoline price was $ 3.04/gal and
diesel $ 3.06/gal (average values in the
US). The difference is very small. If the
prices of gasoline and diesel remain
high, the choice of Biodiesel is reasonable and feasible for automobile fuel.
Now many governments have launched
Biodiesel projects for an urgent next
generation fuel economy plan to compensate the delaying of the hydrogen
economy.
According to a report [17], the CO 2
emission could be reduced after peaking
in 2030 if biomass fuels like biodiesel
would be used as alternatives instead of
fossil fuels. In 2050, the world CO 2
emission amount would be almost the
same level in 2000 when combining the
carbon dioxide capture and storage technologies. At that time, the water vapour
effect may be considered as the major
greenhouse gas.
Furthermore, the fuel efficiency of fuel
cell stacks has a big potential [20].
The efficiency could rise by 70-80%
when heat recovery devices are added in
the system. This suggests that the fuel
cell system is more effective as a stationary type.
Global discussions on the meaning and
effectiveness of on-board fuel cell
systems are necessary for the future.
From the above considerations, it is concluded that hybrid vehicles will be most
important for the next 20 to 30 years to
improve not only the fuel economy but
also to suppress CO2 emissions.
6. Expected joining technologies
One of the problems of hybrid vehicles
are the additional weight and cost due to
batteries and motor(s). For example, the
increment is of about 90 kg (= 7.5% of
Table 6 - Mass ratio of a model car researched by the ULSAB project.
Name of parts
Mass ratio (%)
Body-in-white
20
Power train
18
Suspensions
12
Interior
11
Wheels
3
Tires
4
Exhaust parts
7
Glasses
7
Outer panels
6
Fluids
5
Electric parts
4
Brakes
3
Total (Total mass)
100 (1 100 kg)
Table 7 - Welding technologies applied.
15.2 meters of bonded flanges
48 aluminium bolts
2.94 meters of aluminium MIG welding
seams
599 punch rivets
1.74 meters of aluminium laser welding
seams
Material mix (AIMgSi,
Magsimal 59, AIMg3.5Mg,
TRIP 700, Composite panels)
Total weight approx. 45 kilograms
LAFE: Lightweight Aluminium Front End (= GRAV in Germany)
Figure 8 - Classification of welding and allied processes available for automobile production.
the ICE car’s curb weight: 1 112 kg) for
the Honda Civic passenger car, and
about 230 kg (= 14% of the ICE car’s
curb weight: 1 620 kg) for the Toyota
Highlander SUV. The former one is the
same class as the ULSAB car discussed
and developed by the ULSAB projects.
From Table 6 [19], the weight reduction
is corresponding to about 40% of the
power train weight in the case of the
small size ICE vehicles.
The solutions are not special. They are to
use light materials like ultra high
strength steels, so-called advanced high
strength steels, aluminium alloys, and
magnesium alloys, and to optimize the
structures and constructions.
But all components including power
train components need to be re-examined to reduce the weight.
In addition, new materials like copper
and micro-devices combined with electric circuits should be added to the
welding target list. Welding/joining and
allied processes available for thin sheet
and small size materials used in the automobile production are shown in Table 7.
However suitable welding/joining
processes should be selected from the
list for every portion of each component
from the viewpoint of production cost,
productivity, and product quality including the product durability evaluation,
and apply the optimal solution for every
portion. The selection process should be
designed based on maximizing the final
product performance and customer satisfaction. For the sake of this selection, the
supervisor of a welding engineering
group is required to be familiar with the
following items:
• basic knowledge for all processes
listed in Figure 8, or creating human
networks to get it,
• database or human networks for preevaluation of the cost, productivity,
and quality,
• features of each component to be
joined together, and
• requirements for the joining between
components.
Some topics are shown below to find the
optimal welding processes as a case
study.
a) Using mechanical joining for
dissimilar materials
Target: Reducing body weight, improving drivability, and easy recycling.
BMW developed a hybrid construction
technology to improve the front/rear
weight ratio, and applied it to BMW 5
series in 2003 as shown in Figure 9 [22].
It is called Lightweight Aluminium
Front End (LAFE) in English, or
Gewichtsreduzierter Aluminium Vorderbau (GRAV) in Germany.
The front end made of aluminium alloy
and the remaining body shell around the
A-pillars made of steel are joined together
by mechanical joining technologies with
adhesive. The details are shown in Table
7. MIG and laser welding are employed
to make the front end. As a result, the
Aluminum alloy
Steel
Figure 9 - BMW 5 series structure with GRAV technology.
GRAV technology resulted in a reduction
of the body-in-white weight of up to
75 kg, depending on the model, against
the respective predecessor. Furthermore,
the use of aluminium allowed a change in
the front axle spring and damper materials to pressure-cast aluminium.
b) Replacement of arc welding to
resistance projection welding
Target: Stable quality welding in low
production cost and high productivity.
Resistance projection welding procedure
of motor case supports was developed to
eliminate unstable quality welds by gas
metal arc welding (GMAW) [23]. The
shape and a typical weld result before
and after the strength test are shown in
Figure 10. After the replacement, the
weld quality became stable and there
were no problems of start and stop portions of the welds.
Furthermore, it gives suppliers merits
to increase the production speed
(21s/piece), and to reduce the production
cost simultaneously. The cost comparison results are shown in Table 8 [23].
Even if the missing electrode tip cost of
resistance projection welding in the
table would be added to the total cost,
the cost merit may still be remarkable.
Laser welding has been chosen as a
target. However, the trend has been
changed.
The change was made clear at the last
Sheet Metal Conference managed by the
Detroit section of the American Welding
Society.
Resistance
Projection Welding
Filler wire (EUR)
78
-
Shielding gas (EUR)
37
-
Electricity (EUR)
558
181
Total cost (EUR)
673
181
Resistance welding
Arc welding
Hybrid laser/arc welding
Laser welding
Mechanical joining
Using adhesive
Others
Number of presentations
Figure 11 - Trend of report numbers classified by welding procedures.
The reporting number on resistance
welding came back to the first interesting process as shown in Figure 11.
It is the reason why the Automobile industry people have understood that the
cost performance of resistance welding
is still best [24].
Table 8 - Estimated cost when supplying 10 000 pieces.
Process name
Gas Metal Arc
Welding
Consumables
Year
c) Coming back to resistance
welding for cost performance
Target: Reducing production cost in
stable quality and reliable welding.
For the past two decades, many engineers and researchers have believed that
new technology opens a paradise even in
the welding field.
Figure 10 - Applicability of the resistance projection welding to improve product performance.
a) Plunging
b) Bonding
c) Drawing out
Figure 12 - The welding process of friction spot welding.
d) Applying Friction Stir Spot
Welding
Target: Replacement of resistance spot
welding, laser welding, and mechanical
joining of aluminium components for
automobiles.
Friction stir welding has been used for
train car body assemblies to suppress the
welding distortion and improve weld
quality. It has been applied to aerospace
production, too. Friction stir spot welding
is the spot welding version of the friction
stir welding process. The process is illustrated in Figure 12 [25]. Now the friction
stir spot welding process has been
applied to join aluminium components of
the automobile body as shown in Figure
13 [26]. The merits are: simple welding
equipment (no water, no air, no high
current cables, no additional space) compared to resistance welding. No consumables (filler and gas) and additional jigs
compared to MIG and laser welding. No
pins compared to self-piercing rivets.
Friction stir spot welding of high strength
steels is also being developed now [27].
e) Applying fibre laser
Target: Remote high power laser
welding and cutting at low cost.
Since IPG Photonics Co. reported the
10 kW fibre laser available as a commer-
Bonnet
Rear door
Figure 13 - Examples showing the application of the friction spot welding of aluminium parts in Mazda.
Beam size in mm
cial product at a relatively low price at
the ICALEO 2003 in Jacksonville [28],
the fibre laser has been spotlighted.
Now, the maximum delivery power
could increase up to 50 kW. Advantages
of the fibre laser are indicated in Figure
14 [29] and Figure 15 [30]. An ultra low
beam parameter product feature of the
fibre laser (around 1 mm•mrad) is
helpful to realize a compact remote laser
welding system mounted on a robot
head. It may replace the current CO 2
laser remote welding systems because
the operating cost of a fibre laser is
cheapest as shown in Figure 15.
Distance from Beam Waist (mm)
Figure 14 - Beam parameter products.
$/hr
Welding & Laser Gas
Floor Space
Maintenance
Electric
Replacement Parts
Depr. & Interest
CO2
YAG
Fiber
Disc
Figure 15 - Comparison of laser operating cost (8 year average)
7. Concluding remarks
Today we have many kinds of high
strength steels and light materials as
well as new plastics in order to re-design
the vehicle structures and reduce the
total vehicle curb weight. Furthermore,
we also have many optimizing technologies for vehicle structures based on the
CAE. However, the weight monotonously has increased since the late
1980s. It is not allowable as an engineer
even though the car owners might have
intended to buy bigger cars and trucks
including SUVs.
Both automotive designers and engineers including welding engineers are
strongly expected to try again the reduction efforts of vehicle weight with the
same passion as in the 1970s.
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➠ segue
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[28] Gapantsev V.: «Ultrahigh power ytterbium fiber laser», Proc. of ICALEO 2003, \#810, 2003.
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Sommario
Tendenze nell’industria automobilistica e nelle tecnologie di giunzione
Nell’ultimo ventennio il peso delle auto utilitarie è cresciuto, mediamente, del 20% in Europa e del 25% negli Stati Uniti;
ciò è dovuto ai requisiti fissati dalle varie legislazioni per l’incremento della sicurezza ottenuta mediante l’aggiunta di
rinforzi strutturali alla carrozzeria, airbag, e cinture per tutti i passeggeri.
Il risparmio di carburante è stato quindi raggiunto solamente grazie a un miglioramento della combustione nei motori e
dai veicoli ibridi. La tecnologia delle celle combustibili non risolverà il problema del risparmio del carburante e dell’emissione di CO2 entro i prossimi 20-30 anni. Comunque tali problemi devono essere risolti dalle attuali tecnologie come
prevedono i requisiti fissati dalla legislazione.
Questo articolo pertanto, fornisce una panoramica sullo sviluppo e sullo stato attuale relativo al risparmio di carburante,
una previsione sull’utilizzo dell’automobile e del petrolio nei prossimi 20 anni, sui possibili carburanti alternativi, e le
aspettative sulle tecnologie di saldatura e di giunzione.
IIS Didattica
Applicazioni della saldatura
a resistenza **
• R2, resistenza della lamiera superiore;
è significativa, seppure minore rispetto a quella di contatto, inoltre va
naturalmente aumentando al crescere
della temperatura;
• R 3 , resistenza di contatto fra le due
lamiere; la massima che si riscontra
nel circuito secondario, dovuta alla
ridotta sezione reale di passaggio
della corrente;
• R4, resistenza della lamiera inferiore;
per questa valgono le stesse considerazioni viste per la resistenza di contatto R2;
• R5, resistenza di contatto fra lamiera
inferiore ed elettrodo inferiore; per
questa valgono le stesse considerazioni viste per la resistenza R1.
Analizzando con maggiore dettaglio il
concetto di resistenza di contatto, essa
può essere considerata come l’effetto
della irregolarità superficiale delle superfici affacciate, che si toccano soltanto
Secondario
1.1 Caratteristiche principali
La saldatura elettrica a resistenza è un
procedimento di saldatura autogena per
pressione, nel quale il calore necessario
per portare localmente le superfici da
saldare a temperatura di forgiatura o di
fusione, è fornito per resistenza elettrica
dal passaggio di una corrente attraverso
la zona da unire. La saldatura si compie
senza metallo d’apporto.
Allo scopo di studiarne il principio, si
consideri il caso della saldatura a punti,
che è, fra i procedimenti di saldatura a
resistenza, il più tipico, semplice e concettualmente fondamentale, oltre che più
largamente impiegato.
Si considerino due lamiere sovrapposte
fra due elettrodi di rame, collegati agli
estremi del secondario di un trasformatore, come rappresentato nella Figura 1.
Se si chiude il circuito primario, la corrente che passa nel circuito secondario
svilupperà un calore tanto più intenso
quanto più alta sarà la resistenza incontrata nelle varie sezioni, sulla base della
legge di Joule:
Primario
1 - Generalità del processo
Considerando in particolare la resistenza
elettrica del circuito secondario (R) essa
può essere calcolata come la somma di
cinque resistenze poste in serie, e più
precisamente:
• R0, resistenza del circuito secondario
fra le punte degli elettrodi (escluse
cioè le due lamiere da saldare); in generale questa è trascurabile, considerato che gli elettrodi sono in rame
(ottimo conduttore elettrico) e anche
raffreddati a circolazione interna di
acqua (può essere sicuramente trascurato l’incremento termico della resistenza);
• R1, resistenza di contatto fra elettrodo
superiore (rame) e lamiera superiore
(acciaio); è la resistenza di contatto
fra un metallo molto conduttore
(rame), con buona finitura superficiale ed uno meno conduttore con
grado di rugosità variabile a seconda
dei casi;
Q = R i2 t
ove Q rappresenta, appunto, la quantità
di calore sviluppata [J], R è la resistenza
elettrica del circuito secondario [Ω], i è
l’intensità di corrente [A] e t è il tempo
di saldatura in secondi.
*
Figura 1 - Schema di principio della saldatura a resistenza
Redazione a cura della Divisione FOR - Formazione e insegnamento dell’Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
in alcuni punti dando luogo ad una
ridotta sezione di passaggio della corrente (Fig. 2); conseguentemente, è possibile comprendere come questa resistenza possa essere in assoluto la più
elevata nel circuito di saldatura considerato nel caso del contatto tra le due
lamiere da saldare, e in seconda battuta,
tra lamiera ed elettrodo.
Considerando quindi il calore prodotto
durante il passaggio della corrente in
ogni punto del circuito, appare evidente
che il punto più caldo risulta essere
proprio la zona di contatto tra le lamiere
(ove la resistenza è maggiore) e anche
quello di contatto tra le lamiere da
saldare e gli elettrodi e, da cui, tra
l’altro, la necessità di un efficace raffreddamento degli stessi.
La Figura 3 mostra, in forma schematica, il dettaglio del circuito di saldatura
considerato, ponendo in correlazione il
calore sviluppato con le temperature
raggiunte e, in particolare con la temperatura di fusione.
Tale situazione comporta che, dopo un
opportuno intervallo di tempo, si sia generato sufficiente calore per portare a
fusione un certo quantitativo di metallo
che risulta in uno stato di compressione
a causa della pressione esercitata dagli
elettrodi; tale porzione del giunto, terminato il passaggio della corrente, solidifica velocemente essendo il calore
dissipato attraverso il circuito di raffreddamento e costituisce la zona fusa del
giunto che, a causa della sua geometria,
viene detta nocciolo di saldatura o, talvolta anche nocciolo fuso.
Analizzando ancora
Sezione reale di
una volta la legge di
passaggio della corrente
Joule, è possibile
individuare i tre
parametri principali
che regolano il processo, descritti brevemente di seguito.
• Pressione. Determina l’entità
delle forze agenti
sulle superfici, e
quindi influenza
la resistenza di
Figura 2 - Resistenza di contatto.
contatto (Fig. 4),
in quanto detertempi di lavorazione, che sono, in gemina la compenetrazione più o meno
nerale, inferiori al secondo. Per
spinta delle superfici, e la capacità di
ragioni storiche, legate al funzionasmaltimento di calore attraverso gli
mento dei sistemi di controllo, il
elettrodi ed il circuito di raffreddatempo di saldatura si misura in cicli a
mento. Assume valori variabili a
50Hz(1).
seconda del materiale (ad esempio
superori a 100 MPa per la saldatura a
1.2 Campo di applicazione del
punti degli acciai bassolegati).
processo
• Intensità di corrente. È il parametro
principale attraverso cui si imposta
Mediante la saldatura elettrica a resil’apporto di calore al giunto; per gastenza si possono realizzare sia giunti a
rantire la massima efficacia del prosovrapposizione, nei quali la saldatura è
cesso, si utilizzano valori di corrente
limitata a piccole porzioni delle supermolto elevati (anche superiori alle
fici sovrapposte, sia giunti di testa, nei
decine di kA) per ottenere giunti reaquali la saldatura si estende a tutta la sulizzati in tempi molto brevi.
perficie di contatto dei pezzi.
• Tempo. E un parametro che risulta
essere fortemente legato all’intensità
di corrente ed alle caratteristiche del
materiale saldato. La tendenza, nella
(1) Conseguentemente, il ciclo è pari a 2 centesimi
di secondo; tale valore è valido quando
saldatura a resistenza, è quella di inl’apparecchiatura di saldatura è connessa ad
crementare le correnti di saldatura per
una rete di alimentazione con corrente alternata
poter conseguentemente ridurre i
(monofase o trifase) a 50Hz.
Guscio
plastico
Temperatura
di fusione
Nocciolo
fuso
Resistenza di contatto [mΩ]
Raffreddamento
Forza [KN]
Figura 3 - Puntatura: distribuzione della
temperatura durante la saldatura.
Figura 4 - Effetto della pressione sulla
resistenza di contatto.
Elettrodo fisso
Elettrodi
Elettrodo
mobile
Dopo saldatura
Figura 5 - Saldatura a punti.
Figura 8 - Saldatura di testa a resistenza pura.
Figura 7 - Saldatura a rilievi.
l’estensione dei quali sono funzione
essenzialmente della forma e delle dimensioni degli elettrodi (Fig. 5);
• a rulli quando la saldatura è realizzata
per mezzo di una linea di punti di saldatura ottenuta con elettrodi a disco
(detti appunto rulli), ruotanti lungo la
linea di giunto (Fig. 6);
• a rilievi (o a proiezione), quando la
forma e l’estensione della zona
saldata, sono determinate, essenzialmente, dalla forma e dalle dimensioni
di opportuni rilievi preventivamente
ricavati sulle superfici da saldare
(Fig. 7).
Le applicazioni di questa tipologia
di giunzione sono moltissime; il processo è utilizzato nella fabbricazione
di carpenterie metalliche leggere, di
componenti per il settore dei trasporti
(automobilistico, ferro-tranviario), dello
scatolame, recipienti semplici, di componenti per il settore elettronico e altri
oggetti metallici (ad esempio reti elettrosaldate).
1.2.1 Saldatura a sovrapposizione
La saldatura elettrica a resistenza su
giunti a sovrapposizione si esegue applicando alle superfici a contatto una pressione attraverso organi che vengono
chiamati elettrodi, in quanto servono
pure a portare la corrente ai pezzi da
saldare.
La saldatura è realizzata per fusione e
per pressione nella zona delle superfici a
contatto attraversata dalla massima
densità di corrente: se la zona saldata è
assai limitata attorno ad un punto, essa
viene chiamata punto di saldatura.
In particolare, la saldatura a sovrapposizione può essere eseguita:
• a punti, quando la saldatura è realizzata con formazione di uno o più
punti di saldatura, la forma e
1.2.2 Saldatura di testa
La saldatura elettrica a resistenza su
giunti di testa può essere eseguita:
• a resistenza pura, quando le superfici
da saldare, portate allo stato plastico
unicamente dal calore sviluppato per
resistenza elettrica, sono saldate mediante l’applicazione di una pressione
che è mantenuta durante tutto il
periodo di saldatura (Fig. 8);
• a scintillio, quando il calore necessario viene ottenuto attraverso la produzione di una serie di piccoli archi
elettrici fra le superfici da unire, e
sono saldate infine per ricalcamento
mediante brusca applicazione di pressione (Fig. 9).
Le applicazioni in questo caso sono più
limitate, tipicamente sono saldati di testa
componenti di sezione frontale limitata,
Elettrodi
o rulli
Figura 6 - Saldatura a rulli.
Punti di
saldatura
Elettrodi
Rilievi
Prima della
saldatura
Dopo la
saldatura
come ad esempio i cerchioni in acciaio
per il settore automobilistico o gli anelli
delle catene metalliche, ma anche le billette in acciaieria.
Figura 9 - Alcune fasi della saldatura a
scintillio.
Figura 10 - Puntatura (sezione).
Figura 11 - Saldatura a punti diretti.
2 - Applicazioni
Nei paragrafi successivi saranno forniti
alcuni elementi indicativi, considerando
le applicazioni per famiglie di processi
di saldatura.
2.1 Saldatura a punti
La saldatura a punti viene eseguita per
realizzare un giunto discontinuo su due
o più lamiere sovrapposte (Fig. 10).
2.1.1 Apparecchiature
Nella sua configurazione più normale, la
saldatura è svolta con la tecnica a punti
diretti, in cui gli elettrodi sono posti uno
a contatto con la lamiera superiore ed
uno con quella inferiore. Quando invece
si desideri dare più punti sullo stesso
particolare, occorre attrezzare la macchina come indicato schematicamente
nella Figura 11; il collegamento delle
teste saldanti è lo stesso del punto
singolo, ma l’operazione di saldatura
può avvenire come segue:
• con la discesa di tutte le teste saldanti
Figura 13 - Saldatura con falso doppio
punto.
Figura 12 - Saldatura a punti indiretti.
e passaggio contemporaneo della corrente (saldatura in parallelo);
• con la discesa di una testa per volta
con saldature in successione (saldatura in cascata pneumatica).
Quando invece non c’è la totale accessibilità dell’elettrodo su una delle due
lamiere, oppure si desidera evitare la
presenza del segno lasciato dall’elettrodo, si ricorre all’esecuzione del punto
indiretto. In questo caso, le cui due
uscite del secondario del trasformatore
sono collegate rispettivamente ad uno o
più elettrodi superiori e ad una piastra
porta corrente comune a tutte le saldature (Fig. 12); anche in questi casi la saldatura può essere effettuata con discesa
simultanea degli elettrodi od in cascata
pneumatica.
Un alternativa al punto indiretto è anche
il doppio punto, effettuato connettendo il
secondario del trasformatore ai due elettrodi che verranno a trovarsi a contatto
della lamiera solo da un lato. In questo
caso la lamiera inferiore serve da transito della corrente di saldatura. Talvolta,
se si desidera realizzare un solo punto,
oppure ridurre ulteriormente l’entità
delle deformazioni lasciate sul pezzo, è
possibile utilizzare il falso doppio punto,
con un contatto fisso sulla lamiera (talvolta denominato menisco) ed un altro
che si può spostare realizzando più saldature (Fig. 13).
2.1.2 Applicazioni ai materiali
La facile saldabilità a resistenza degli
acciai al carbonio permette di utilizzare il
processo per una vasta gamma di applicazioni (settore automotive e del trasporto ferro-tramviario, mobili metallici,
elettrodomestici, ecc.) ed è evidente che
ogni applicazione necessita di una differenziazione di caratteristiche del punto di
saldatura, data la diversa utilizzazione
del prodotto (Fig. 14). Da questo punto di
vista, sono in genere classificate cinque
classi di qualità da A (la più elevata) a F
(utilizzata per punti su particolari modestamente sollecitati), per cui sono richiesti diametri dei punti di dimensione decrescenti e criteri di qualità differenti.
Figura 14 - Saldatura a resistenza con pinze
pensili nel settore automotive.
TABELLA I - Parametri tipici per la saldatura a punti su acciaio al carbonio (2).
Spessore
lamiera
[mm]
PUNTI DI CATEGORIA A
Dimensioni
elettrodo
ØEST
ØINT
Diametro
nocciolo
[mm]
0,25
9,5
3,3
3,3
0,53
9,5
4,3
4,3
0,79
9,5
5,3
5,3
PUNTI DI CATEGORIA B
Parametri di saldatura
Parametri di saldatura
Corrente
[A]
Tempo
[cicli]
Diametro
nocciolo
[mm]
900
900
4
3,2
600
3700
4
1300
1300
5
4,1
900
5100
8
1800
1800
6
5,1
1200
6300
12
Forza
[N]
Forza
[N]
Corrente
[A]
Tempo
[cicli]
1
12,7
5,8
5,8
2200
2200
9
5,6
1600
7500
17
1,3
12,7
6,3
6,3
2900
2900
10
5,8
1800
8000
20
1,6
12,7
6,9
6,9
3600
3600
12
6,6
2200
9000
24
14
7,6
2900
10400
30
5800
17
8,4
3500
11400
36
2,8
15,9
9,4
9,4
7100
7100
19
9,1
4300
12200
42
3,2
15,9
10,2
10,2
8000
8000
23
9,9
5100
12900
50
3,5
22,2
11,2
11,2
9100
9100
30
10,1
5500
13600
60
4
22,2
11,9
11,9
10100
10100
38
11,4
6200
14100
70
Area di
saldabilità
Area di
saldabilità
Acciaio bassolegato
Acciaio elettrozincato
Corrente [KA]
Corrente [KA]
Spruzzi
4900
5800
Incollatura
4900
8,6
Tempo [CICLI]
7,9
8,6
Spruzzi
7,9
15,9
Incollatura
15,9
Tempo [CICLI]
2
2,5
Figura 15 - Confronto di finestre di saldabilità per acciai bassolegato e zincato (esempio).
Figura 16 - Saldatura a resistenza
dell'acciaio inossidabile.
A titolo di esempio si riportano, nella
Tabella I, alcuni parametri di saldatura
per la saldatura di punti di qualità A e B.
Una applicazione tipica di questo processo è la saldatura di lamiere zincate,
vista la possibilità di utilizzare il processo senza eliminare lo strato di copertura sulle lamiere grazie alla presenza
del guscio plastico. Particolare attenzione dovrà essere posta, in questo caso,
alla scelta degli elettrodi, per cui è sconsigliata la geometria sferica ed è necessario considerare tempi di ravvivatura
più brevi. Rispetto alla saldatura degli
acciai non ricoperti, si verifica inoltre
una diminuzione dei campi di valori ammissibili dei parametri (riduzione della
finestra di saldabilità), come mostrato ad
esempio nella Figura 15, riferita al caso
di lamiere di 1,2 mm.
La saldatura degli acciai inossidabili austenitici può essere eseguita con apparecchiature simili a quelle per gli acciai
al carbonio, anche se è richiesta particolare attenzione nella scelta dei parametri,
soprattutto per garantire la resistenza
alla corrosione del giunto; in particolare:
• poiché la resistività elettrica degli
acciai inossidabili è superiore da 4 a
10 volte di quella dell’acciaio al carbonio, è necessario ridurre i valori di
corrente;
• la conduttività termica è da un 1/3 a
metà di quella dell’acciaio dolce, di
conseguenza il tempo di passaggio
della corrente deve essere inferiore a
quello utilizzato per l’acciaio dolce;
• la forza applicata sugli elettrodi
durante la saldatura, deve essere più
alta di quella applicata per gli acciai
dolci, per contenere il nocciolo considerando la maggiore resistenza alle
alte temperature e anche il maggiore
coefficiente di dilatazione termica
(Fig. 16).
La saldatura delle leghe di alluminio richiede particolare attenzione, sia in virtù
delle caratteristiche di conduttività elettrica e termica del materiale, sia per la
presenza dell’ossido superficiale di alluminio (Al2O3 - allumina), che, avendo caratteristiche di saldabilità (conduttività,
(2)
Parametri tratti dal manuale RWMA (Resistance
Welding Manufacturer Association).
TABELLA II - Parametri di esempio per la saldatura a resistenza di lamiere in lega AA 2024.
Spessore
[mm]
Elettrodo
Diametro
[mm]
Saldatura
Post saldatura
Raggio
[mm]
Tempo
ts [cicli]
Forza
F1 [daN]
Corrente
l1 [kA]
Tempo
tps [cicli]
Forza
F2 [daN]
Corrente
l2 [kA]
Ø
nocciolo
[mm]
0,5
16
75
2
200
25
2
400
18
3,5
0,75
16
100
2
300
31
3
600
23
4,5
1,0
16
100
3
400
35
4
800
26
5,0
1,25
20
100
4
500
40
5
1000
30
5,5
1,5
20
100
4
600
45
7
1300
33
6,0
2,0
20
150
6
750
50
9
1800
37
7,5
2,5
20
150
7
1000
55
10
2300
41
8,0
3,0
25
200
8
1300
60
12
3000
45
8,5
resistività e temperatura di fusione) molto
differenti rispetto al materiale sottostante,
deve essere rimosso con metodi meccanici o chimici prima della saldatura. Oltre
a ciò è da segnalarsi la tendenza di molte
leghe alla formazione di cricche di solidificazione (a caldo), per motivi legati alla
composizione chimica, ricca di elementi
a basso punto di fusione.
Conseguentemente, il ciclo di saldatura
assume l’aspetto tipico della Figura 17,
ed è caratterizzato rispetto a quello per la
saldatura di un acciaio, dalla presenza di
una fase di postriscaldo, utile per ottenere
il raffreddamento meno brusco del punto.
I parametri di saldatura, inoltre, prevedono cicli di saldatura molto brevi e caratterizzati da valori di corrente decisamente più elevati rispetto a quanto
necessario per gli acciai al carbonio. (La
Tabella II riporta, a titolo di esempio, i
parametri di saldatura per una lega
Figura 17 - Tipico ciclo pressione corrente
per la saldatura delle leghe leggere.
AA 2024, con superfici attaccate chimicamente).
Gli elettrodi che permettono di ottenere i
migliori risultati sono quelli semisferici
che, per la loro geometria, garantiscono
una migliore ripartizione della pressione
e riducono l’impronta sulle superfici.
Oltre che a questi metalli, la saldatura a
resistenza è applicabile anche alle leghe
di rame, nichel e titanio, con parametri
ed accorgimenti variabili in base alle caratteristiche dei metalli considerati.
2.2 Saldatura a rulli
La saldatura a rulli può essere considerata una evoluzione della saldatura
a punti in cui, ai tipici portaelettrodi
con elettrodi a punta, si sostituiscono
degli elettrodi a forma di dischi o rulli
(Fig. 18).
Il passaggio di corrente è localizzato da
questi rulli che esercitano sulla superfi-
cie delle due lamiere uno sforzo di compressione continuo per tutta la lunghezza del particolare da saldare, ottenendo una serie di punti parzialmente
sovrapposti ottenendo maggiore resistenza meccanica ed, eventualmente,
una tenuta stagna della giunzione, dato
l’elevato numero di punti sequenziali
(questo è lo scopo principale per cui è
nata e viene utilizzata la saldatura a
rulli).
Tuttavia in determinati casi, quando non
si richiede la tenuta a fluidi, la saldatura
a rulli può essere eseguita per realizzare
una serie di punti lungo un percorso rettilineo o curvilineo, ottenendo enormi
vantaggi in termini di produttività rispetto alla saldatura a punti.
La saldatura procede grazie alla pressione fornita dai rulli, posti in rotazione
attraverso un sistema di avanzamento.
La corrente di saldatura viene gestita at-
Punti di saldatura
Figura 19 - Macrografia di un giunto a rulli.
traverso un susseguirsi di tempi caldi
(con passaggio di corrente) e tempi
freddi (senza passaggio di corrente), ottenendo quindi una serie di punti, come
rappresentato nella macrografia della
Figura 19.
Le apparecchiature per la saldatura a
rulli possono essere classificate in tre tipologie, come descritto di seguito.
• Macchine longitudinali: hanno i rulli
posti in una posizione atta a permettere la penetrazione del particolare da
saldare nello sgolo della macchina
(ad esempio per la saldatura longitudinale di un tubo). In questo caso la
lunghezza del cordone di saldatura è
limitata alla lunghezza dello sgolo
della macchina.
• Macchine trasversali: la saldatrice trasversale è la macchina che ha i rulli
posti in una posizione che permette il
passaggio del particolare trasversalmente allo sgolo della macchina; in
questo caso la lunghezza del cordone di
saldatura non ha limitazioni (Fig. 20).
• Macchine universali: la saldatrice
universale è la macchina che possiede
entrambe le caratteristiche dei tipi accennati precedentemente. Su di essa è
posta una testa superiore che può
essere fatta ruotare di 90°, mentre
sulla parte inferiore, sarà possibile
posizionare un braccio con la possibilità di avere un rullo operante sia in
senso longitudinale che trasversale
(in questa conformazione il rullo trainante sarà solo quello posto sulla
testa superiore) (Fig. 21).
Figura 20 - Apparecchiatura per la saldatura
a rulli.
All’inizio della saldatura, la conformazione del giunto è del tutto uguale alla
saldatura a punti e, di conseguenza, i
parametri di saldatura (corrente e pressione) sono del tutto equivalenti; tuttavia, considerando le successive fasi di
saldatura, è necessario considerare sia il
calore proveniente dalle saldature già
effettuate, che precederà il rullo e che
viene a modificare sensibilmente il
valore della resistenza fra le lamiere nei
punti successivi, sia il passaggio di corrente sul punto eseguito precedentemente (effetto shunt) che è sempre presente, essendo i punti molto ravvicinati
se non addirittura sovrapposti parzialmente. Questa situazione può essere
controllata aumentando la corrente di
saldatura e portandola ad un valore più
elevato del primo punto a mezzo di una
rampa di calore programmata (slope up)
fino ad un valore di regime o, in alternativa, aumentando la durata dei tempi
caldi rispetto a quelli freddi. Un ulteriore
elemento che caratterizza questa applicazione rispetto a quella a punti è la necessità di avere le superfici delle lamiere
e dei rulli sempre pulite, per evitare
l’alterazione dei parametri di saldatura.
Così come per la saldatura a punti, anche
quella a rulli può essere eseguita su
molti materiali, utilizzando parametri ed
accorgimenti che dipendono dalle caratteristiche elettriche, termiche, meccaniche e superficiali dei metalli considerati.
Figura 22 - Saldatura a rilievi.
• Gli acciai bassolegati sono sicuramente i metalli che meglio si prestano
e quindi più utilizzati per tutte le applicazioni di saldatura a rulli.
• Per gli acciai ricoperti (un campo di
applicazione tipico del processo)
valgono le stesse considerazioni fatte
per la saldatura a punti. In questo
caso le difficoltà possono riscontrarsi
sulla pulizia dei rulli e, di conseguenza, sulla durata del loro profilo.
A causa del materiale di ricopertura,
che in genere è stagno o zinco e
quindi materiali che facilmente, sotto
l’azione del calore, lascia un deposito
sul rullo creando una resistenza di
contatto variabile, che influisce sui risultati finali; pertanto è indispensabile l’utilizzo di un sistema di trazione tangenziale, in modo da poter
pulire la superficie di contatto per
mezzo dei rulli zigrinati trainanti.
• Gli acciai inossidabili del tipo austenitico sono saldabili con regolazioni
molto simili a quelle per l’acciaio
bassolegato, è comunque necessario
aumentare la pressione di lavoro (di
circa il 60%), riducendo opportunamente l’intensità della corrente (indicativamente del 20%).
• La saldatura a rulli dell’alluminio presenta alcune difficoltà aggiuntive; si
utilizzano parametri simili a quelli per
la saldatura a punti, con elevata corrente e pressione; la velocità di avanzamento rulli dovrebbe essere particolarmente bassa (ad esempio 0,20 m al
minuto per spessori di circa 3 mm).
Sono inoltre necessari particolari accorgimenti per la pulitura della pista
dei rulli, per i quali è inoltre richiesto
un energico raffreddamento.
• Altri metalli e leghe sono saldabili a
rulli come a punti; alcune applicazioni
sono su leghe di titanio, rame e nichel.
2.3 Saldatura a
rilievi
Nella saldatura a
rilievi o a proiezione (in inglese
projection
welding) la corrente di saldatura
viene fatta
passare attraverso
opportuni rilievi
ottenuti o presenti
sul pezzo, concentrando quindi
la corrente in questi punti che, una volta
fusi, costituiscono il punto di saldatura
(Fig. 22).
Questa tecnologia permette quindi di superare i seguenti limiti della saldatura a
resistenza a punti:
• l’effettuazione di un certo numero di
saldature vicine fra di loro sullo
stesso particolare comporta la presenza dell’effetto shunt;
• l’esecuzione di punti sequenziali,
moltiplica il tempo dell’applicazione
in proporzione al numero di punti da
effettuare, e quindi incrementa notevolmente i tempi di lavorazione e di
manipolazione del pezzo;
• molti particolari presentano geometrie non accoppiabili con gli elettrodi.
2.3.1 Caratteristiche dei rilievi
I rilievi sostituiscono la punta dell’elettrodo in saldatura a punti nelle funzioni
di concentrare la pressione e la corrente;
essi devono quindi soddisfare le seguenti
esigenze:
• essere abbastanza robusti per non
cedere sotto la pressione a freddo
prima che venga applicata la corrente;
• avere larghezza sufficiente per determinare nel metallo a contatto una
zona fusa abbastanza larga che assi-
Figura 23 - Rilievo tronco-conico.
Figura 24 - Rilievo emisferico.
curi al punto di saldatura le volute dimensioni;
• non essere troppo rigidi o di massa
eccessiva onde garantire, per deformazione plastica e fusione, il combaciamento delle lamiere, a saldatura
avvenuta;
• avere tutti la stessa altezza per assicurare buon contatto e quindi un passaggio uniforme di corrente fin dall’inizio della saldatura ed essere
preferibilmente disposti in simmetria,
in modo da permettere una perfetta
equiripartizione della corrente.
La saldatura a rilievi può essere applicata sia a lamiere, opportunamente preparate (rilievi artificiali) sia ad elementi
che presentano, per la loro natura geometrica, opportune escrescenze (rilievi
naturali).
Nel primo caso si usano in genere geometrie emisferiche (realizzate con
Figura 25 - Applicazioni della saldatura a rilievi (rilievi naturali).
Figura 27 - Saldatura a rilievi di barrette a croce.
Figura 26 - Particolare del sistema porta
elettrodi per la saldatura a rilievi.
punzone tronco conico), per spessori tra
0,5 e 2,5 mm, quelli tronco conici per
spessori fino a 5 mm; mentre per spessori molto piccoli si preferiscono rilievi
allungati (Figg. 23 e 24).
Casi tipici di rilievi naturali sono la saldatura di tondi, barrette (ad esempio per
reti elettrosaldate), prigionieri, viti, dadi,
bulloni (Fig. 25).
La saldatrice specifica per questa tecnologia (spesso chiamata semplicemente
pressa) è molto simile a quella utilizzata
per la saldatura a resistenza a punti, da
cui si differenzia per il sistema portaelet-
trodi, costituto in genere da due piastre
scanalate (Fig. 26) atte a sostenere utensili specifici per ricoprire e premere la
totalità della superficie occupata dalle
proiezioni o per contenere i pezzi dotati
di rilievi naturali.
La Figura 27 mostra, a titolo di esempio,
le piastre per la saldatura di barrette a
croce.
Il cilindro per l’applicazione della pressione di saldatura deve inoltre essere caratterizzato da bassa inerzia, proprietà
fondamentale per garantire una corretta
dinamica di formazione dei punti in corrispondenza dei rilievi; è infatti opportuno considerare che in questa tecnologia manca, rispetto alla puntatura,
l’azione contenitiva del guscio plastico
e, quindi, la tenuta del materiale fuso è
data solo dalla velocità del cilindro di
seguire l’affossamento dei rilievi; ogni
ritardo o lentezza nel seguire tale affos-
samento può provocare proiezioni di
materiale verso l’esterno, soffiature e
cricche interne con riduzione, quindi,
delle caratteristiche dei giunti.
Il trasformatore, infine, deve avere caratteristiche di potenza tali da sostenere gli
elevati valori di corrente necessari nel
caso il numero di proiezioni saldate contemporaneamente sia elevato (la corrente risulta infatti crescente con il
numero di esse).
L’applicazione della saldatura a rilievi è
fortemente vincolata alle caratteristiche
meccaniche del metallo saldato, in
quanto è necessario che le proiezioni
siano in grado di sostenere la pressione
applicata prima del passaggio della corrente (in fase di accostamento), senza
deformarsi. Considerato questo fattore e
le caratteristiche generali di saldabilità a
TABELLA III - Parametri tipici per la saldatura a rilievi di acciai bassolegati al carbonio.
Saldatura di 1° rilievo*
Rilievo
Saldatura di più di 3 rilievi**
Ø
[mm]
Altezza
[mm]
Distanza
[mm]
Tempo
[cicli]
Forza
F [kN]
Corrente
[kA]
Tempo
[cicli]
Forza
F2 [kN]
Corrente
[kA]
Ø
nocciolo
[mm]
0,5
2,9
0,55
16
2
0,7
4,4
5
0,4
2,9
4,1
0.6
3,1
0,6
17
2
0,8
4,9
5
0,4
3,1
4,3
0,7
3,2
0,65
17
2
0,9
5,5
7
0,4
3,3
4,5
0,9
3,4
0,7
18
3
1,1
6,6
9
0,5
3,8
4,8
1,0
3,5
0,8
18
4
1,3
7,3
10
0,6
4,1
4,9
Spessore
[mm]
1
3,6
0,9
18
4
1,5
8
12
0,7
4,3
5,1
1,2
3,7
0,95
19
6
1,8
8,8
16
1,0
4,6
5,2
1,5
3,8
1,1
19
8
2,4
10,3
22
1,5
5,4
5,1
2
4,6
1,2
23
12
3,6
11,8
29
2,1
6,4
6,5
2,5
6,1
1,4
32
16
5,5
14,1
40
3,3
8,0
8,5
3
6,9
1,5
38
19
6,7
14,8
50
4,0
9,2
9,7
3,5
7,6
1,6
41
20
8,3
15,3
55
4,5
9,9
10,7
4
8,5
1,7
46
25
9,0
16,1
60
5,1
10,9
12
* o di più rilievi, posti molto distante tra loro (i valori di pressione e corrente devono essere moltiplicati per il numero di questi).
** I valori di pressione e di corrente sono riferiti al singolo rilievo.
resistenza dei principali metalli in
impiego industriale, è possibile sintetizzare le caratteristiche di applicazione del
processo ai differenti materiali come
segue.
• Gli acciai bassolegati si prestano
egregiamente alle applicazioni di saldatura a rilievi. I parametri di tempo,
corrente e pressione per la saldatura
di un solo rilievo sono equivalenti a
quelli previsti nella saldatura a punti
su lamiere di pari spessore. Nel caso
di saldature con un maggiore numero
di proiezioni, se le stesse sono sistemate lontane fra di loro, i valori di
corrente e di forza possono essere
semplicemente moltiplicate per il
numero di queste; se invece queste risultano vicine e poste sullo stesso
piano, è possibile ridurre opportunamente i valori di corrente (Tab. III).
• La saldatura di acciai ricoperti
(zincati, stagnati, piombati) necessita
fondamentalmente delle stesse regolazioni dell’acciaio bassolegato. La
presenza del materiale di ricopertura
può tuttavia richiedere l’inserimento
di una breve fase di preriscaldo per
permettere la volatizzazione della
coltre di zinco nei punti di contatto,
oppure, nel caso di strati di copertura
di alluminio e zinco (Aluzinc) l’uso
di un ciclo di corrente a tre impulsi.
• La saldatura degli acciai inossidabili
può essere svolta considerando le
stesse caratteristiche già viste per gli
acciai bassolegati, tenendo in considerazioni le caratteristiche del materiale che, come detto per la saldatura
a punti, avendo una resistenza elettrica elevata ed essendo molto sensibile alle variazioni di temperatura, richiedono una corrente più limitata ed
una pressione più elevata con un
tempo di saldatura il più breve possibile.
• Le applicazioni di saldatura a proiezione dell’alluminio, del rame e di
altre leghe non ferrose è limitata dalle
caratteristiche meccaniche delle
proiezioni; è tuttavia possibile applicare il processo nel caso di rilievi naturali (ad esempio trecce e reti in
rame o sue leghe).
2.4 Saldatura a resistenza di testa
La saldatura di giunto testa a testa può
essere eseguita per resistenza, a scintillio
o con metodi misti.
Le caratteristiche delle apparecchiature,
i parametri e le applicazioni sono comunque simili, e verranno trattate congiuntamente.
2.4.1 Saldatura di testa a resistenza
pura
In questo processo (in inglese denominato upset welding) la saldatura è eseguita su tutta la superficie affacciata
delle parti da unire tra due elementi
serrati fra due morse, alimentate dal secondario del trasformatore di saldatura,
una delle quali fissa e l’altra mobile orizzontalmente (Fig. 28); alla morsa mobile
è applicato uno sforzo di compressione
ponendo così in pressione le teste
mentre il passaggio della corrente permette il riscaldamento di tutta la zona
dei pezzi fra le morse e specialmente,
grazie alla resistenza di contatto, le superfici da saldare. Quando queste hanno
raggiunto la temperatura di forgiatura,
raggiungendo il campo di plasticità, un
forte aumento di pressione produce il ricalcamento delle due teste; contemporaneamente, si interrompe il passaggio
della corrente e si provvede, mantenendo la pressione, alla forgiatura finale.
Si ottiene in tal modo una sezione gonfiata, leggermente rientrante in corrispondenza della superficie di unione; se
necessario tale rigonfiamento viene poi
eliminato con lavorazione per asportazione di truciolo (Fig. 29).
Una grande influenza sulla riuscita dell’operazione ha lo stato delle superfici
da saldare e di quelle di contatto delle
morse, che devono essere ben lisce,
pulite e combacianti, le prime per ripartire bene il calore su tutta la sezione, le
seconde per abbassare al massimo la resistenza di contatto.
La saldatura può inoltre essere eseguita
solo su superfici aventi forma ed area
identiche e su metalli uguali, affinchè la
stessa capacità termica delle teste da
saldare garantisca il contemporaneo
uguale innalzamento termico delle
stesse.
La saldatura a resistenza di testa può
essere applicata ad una grande varietà di
metalli, praticamente quasi tutti quelli
saldabili a punti; si possono inoltre
saldare di testa il rame e i bronzi ed
anche l’alluminio e le leghe leggere.
La limitazione principale riguarda le dimensioni dei pezzi: praticamente non è
possibile saldare superfici in cui una di-
Figura 28 - Principio esecutivo della
saldatura a resistenza di testa.
Figura 29 - Aspetto di una barra saldata
a resistenza di testa.
mensione sia inferiore a 1 mm, nè superare, su acciaio dolce, sezioni corrispondenti a diametri di 200 ÷ 300 mm. Anche
per questi motivi, la saldatura di testa è
spesso sostituita da quella a scintillio,
trattata nel paragrafo successivo
2.4.2 Saldatura di testa a scintillio
La saldatura a scintillio (in inglese flash
welding) si esegue con una apparecchiatura analoga a quella vista per la saldatura di testa a resistenza, ma il principio
e la successione operativa sono differenti
(Figg. 30 e 31).
Le due superfici da saldare vengono accostate, ma non compresse, in modo che
il contatto si realizzi solo attraverso
qualche asperità di superficie. Inviando
la corrente nel circuito di saldatura, essa
si concentra con notevole densità nei
Figura 30 - Schema dell'apparecchiatura per
la saldatura scintillio.
Figura 31 - Alcune fasi della saldatura a
scintillio.
punti di contatto che, per effetto Joule,
sono portati a fusione; le goccioline di
metallo fuso, sotto l’azione della fortissima corrente che le percorre, esplodono
e sono proiettate in minuti spruzzi all’esterno della superficie di contatto,
mentre una parte del metallo volatilizza.
Ciò determina la formazione di piccole
cavità, tra le quali scoccano piccoli archi
elettrici (scintille); la debole pressione
applicata ai pezzi fa avanzare il pezzo
mobile e porta in contatto altre asperità,
in modo che lo scintillio si propaghi gradualmente a tutta l’ampiezza delle superfici affacciate, ricoprendole di un
velo liquido e portando le teste dei pezzi
allo stato pastoso. Raggiunta una temperatura sufficiente su tutta la superficie da
saldare e nella zona adiacente, si applica
una forte e brusca pressione fra i pezzi; il
velo liquido (con le impurezze ed ossidi
che contiene) viene scacciato all’esterno, le teste in parte si compenetrano
e in parte si ricalcano, mentre la corrente
viene interrotta non appena le superfici
sono decisamente combacianti: si realizza così per ricristallizzazione l’unione
saldata (si tratta di un processo di saldatura allo stato solido).
Lo scintillio fra le superfici affacciate,
che precede e prepara la saldatura per
pressione, è particolarmente interessante
sotto due punti di vista:
• il riscaldamento dei pezzi è realizzato, nel suo insieme, per effetto
Joule; ma nell’immediata vicinanza
delle superfici da saldare il riscaldamento per resistenza ohmica ha
scarsa importanza rispetto a quello
dovuto al calore sviluppato dallo
scintillio e dalla combustione di particelle di metallo; ciò permette di con-
centrare notevolmente
il calore solo sulle
superfici da saldare riscaldando minimamente le zone limitrofe;
• la pulitura delle superfici è realizzata essenzialmente attraverso
l’espulsione sotto
forma di spruzzi e di
gocce metalliche del
velo liquido provocata
dai brevi archi fra le
cavità simmetriche
che si formano sulle
superfici affacciate; in
tale velo liquido si
sciolgono infatti gli
ossidi di ferro che inevitabilmente si
formano a contatto
con l’aria e tutte le impurezze che eventualmente si trovano sulle
superfici stesse.
Conseguentemente i vantaggi di questo processo
rispetto a quello a resistenza di testa,
sono i seguenti:
• non è richiesta la preparazione delle
superfici anche se le saldature risultano prive di ossidi;
• il riscaldamento è più localizzato e
conseguentemente si ottengono
minori deformazioni, migliori caratteristiche meccaniche e minore
consumo di corrente;
• è possibile la saldatura di superfici
estese;
• è possibile saldare superfici e materiali a diversa conduttività termica.
Tra gli svantaggi principali, vanno considerati la presenza delle scintille, che
possono interessare zone del pezzo
anche molto lontane dalla saldatura
(Fig. 32) e di una zona ricalcata molto irregolare ed appariscente, che può
rendere necessaria una ulteriore lavorazione di finitura.
2.4.3 Metodo misto
Talvolta, prima della esecuzione della
fase di scintillio, viene applicato un
certo preriscaldo con le superfici a contatto per facilitare l’innesco del processo, considerando che le elevate temperature possono favorire l’innesco
dell’arco elettrico (effetto termoionico).
Figura 32 - Saldatura a scintillio di un anello
per motore aeronautico (diametro 1,2 m).
In questo caso si parla spesso di saldatura testa a testa con metodo misto.
2.4.4 Parametri di saldatura
I parametri di esecuzione sono più numerosi nella saldatura testa a testa che
negli altri casi di saldatura a resistenza:
• l’intensità di corrente di saldatura (o
la potenza elettrica della macchina),
che può essere indicativamente calcolata come 10 kW ogni cm2 di sezione
(acciaio al carbonio), anche se i valori
possono cambiare notevolmente in
funzione delle caratteristiche geometriche dei giunti da unire e della tipologia di processo (a resistenza, a scintillio o misto);
• la tensione di saldatura, ha un ruolo
importante per il metodo a scintillio,
in quanto facilita l’innesco degli
archi elettrici tra le due superfici affacciate; valori troppo elevati
possono tuttavia provocare la formazioni di microcrateri sulle stesse, in
cui può restare intrappolato ossido
che, al termine della saldatura,
produce incollature (talvolta sono
utilizzati due valori differenti, l’uno
per l’innesco - più elevato - e l’altro
per il proseguimento della fase di
scintillio);
• la velocità di avanzamento del pezzo
deve essere tale da accompagnare il
cedimento delle superfici, ed è quindi
legata alle caratteristiche ad alta temperatura delle superfici da saldare, dimensione ed estensione della sezione
saldata, al consumo di metallo ed alla
temperatura raggiunta durante la fase
di scintillio;
• il tempo di scintillio deve essere sufficiente a realizzare le condizioni
temperatura e pulizia necessarie all’ottenimento della saldatura (è tipicamente dell’ordine di qualche
secondo per ogni mm di spessore, nel
caso di saldatura di lamiere o tubi);
• lo sforzo di ricalcamento è regolato
così come la velocità di avanzamento
(i due parametri sono tra loro correlati); valori eccessivi possono provocare notevole espulsione di metallo e
un eccessivo raffreddamento delle superfici, valori troppo bassi possono
provocare espulsione insufficiente e
quindi difficoltà di saldatura per una
elevata rugosità superficiale.
La Figura 33 mostra un tipico ciclo di
saldatura, utilizzando la terminologia
anglosassone sempre più frequentemente riportata sulle apparecchiature. La
Tabella IV riporta invece alcuni parametri tipici per la saldatura a scintillio di
acciaio al carbonio.
Le apparecchiature per la saldatura di
testa a resistenza si presentano con caratteristiche tecniche notevolmente differenti rispetto a quelle per la saldatura a
resistenza viste ai paragrafi precedenti, a
causa della differente geometria dei
pezzi, e delle notevoli potenze e pressioni richieste per la realizzazione dei
giunti.
Figura 33 - Ciclo di pressione e corrente per la saldatura a scintillio.
Figura 34 - Apparecchiatura per la saldatura a scintillio di rotaie.
TABELLA IV - Parametri tipici per la saldatura a scintillio di acciaio al carbonio.
Sezione da saldare
[mm2]
Potenza
[kW]
Corrente
[kA]
Tensione
[V]
Sforzo di
ricalcamento [kN]
500
50
9,5
5,3
23
1000
100
16
6,2
50
2000
160
21
7,8
108
3000
230
25
9,2
177
4000
290
28
10,3
255
5000
330
30
11,2
340’
Elemento
fisso
Elemento
mobile
Aspetto del giunto dopo
la saldatura
Trasformatore
Figura 35 - Saldatura di cerchioni per
impiego automobilistico.
Figura 36 - Saldatura degli anelli di catene.
La configurazione tipica è di tipo a
banco, con teste di lavoro ad azione orizzontale. La movimentazione degli elettrodi può essere ottenuta con sistemi a
camma (come nello schema della Figura
34) o con sistemi pneumatici o idraulici
e, per sezioni di saldatura ridotti, con
elettroattuatori.
Gli elettrodi (o morse) devono avere
come caratteristica principale quella di
essere buon conduttore di corrente per limitarne il riscaldamento; si utilizzano
leghe rame - cadmio o rame - cadmio -
cromo, talvolta con inserti in leghe o sinterizzati di tungsteno nei punti di maggiore usura.
Le morse hanno generalmente geometria
specifica in relazione al pezzo da
saldare, in quanto devono adattarsi nel
migliore modo alla forma dei pezzi e per
svolgere le loro giunzioni con minore
usura.
Il caricamento dei pezzi, infine, può
essere di tipo manuale o automatico, ma
deve essere eseguito in ogni caso con
particolare cura, allo scopo di garantire
la maggiore regolarità di accoppiamento
dei pezzi possibile.
2.4.6 Esempi di applicazione
La saldatura a resistenza di testa è generalmente applicata alla produzione di
serie di elementi di dimensioni non eccessive; casi tipici sono la saldatura dei cerchioni in acciaio per impiego automobilistico (Fig. 35), la saldatura delle rotaie,
la saldatura degli anelli delle catene (Fig.
36), di alberi di trasmissione, di piccole
travi e billette in acciaieria (Fig. 37).
Welding Process
Figura 37 - Saldatura di billette (apparecchiatura).
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Scienza
e
Tecnica
Radiografia digitale:
tecnica a schermi convertitori ai cristalli di fosforo
•
Grazie ad alcuni centri di ricerca a
livello internazionale, è stata messa a
punto e perfezionata la tecnica radiografica a schermi convertitori ai sali di
fosforo; le informazioni sono “immagazzinate”, anziché nella classica pellicola,
in speciali schermi convertitori a finissimi cristalli a base fosforo.
Questi, dopo scanner laser ad altissima
risoluzione (25÷100 μm), si disattivano
e consentono di evidenziare l’informazione direttamente su schermo PC.
Inoltre, lo schermo così disattivato è immediatamente riutilizzabile (per migliaia di volte, se razionalmente impiegato!).
I principali vantaggi della tecnica sono,
oltre al rimpiego dello schermo:
• fine del classico trattamento di sviluppo in camera oscura e, di conseguenza, oltre al guadagno di tempo,
all’eliminazione del problema di
smaltimento dei residui chimici altamente inquinanti;
• recupero di informazioni radiografiche su zone “troppo chiare o scure”
•
•
•
non leggibili su classica pellicola:
speciali programmi pre-installati in
computer consentono, oltre alla
lettura di tali zone, di evitare più
esposizioni radiografiche;
elaborazione elettronica delle immagini, quali ingrandimenti radiografici
(interessanti nel campo delle microsaldature su componenti elettronici);
valutazione esatta delle aree con indicazioni, delle distanze tra queste,
evitando valutazioni personali da
parte del lettore radiografico;
immagazzinamento di migliaia di radiografie in disco ottico, invio di informazioni tramite e-mail, ecc;
grazie all’elevatissima tonalità di
grigi elaborabili elettronicamente
(sino a 65.000!) sono immediatamente determinabili, su tutta
l’immagine radiografica, gli spessori
del manufatto in esame, grazie ai
valori dei grigi ottenuti da spessori
noti. Ciò consente l’immediata valutazione di zone corrose, assottigliamenti per usura, ecc;
l’elevata sensibilità alle radiazioni
degli schermi al fosforo di ultimissima generazione consente di ottenere radiografie digitali con bassi
valori di radiazione. Conseguentemente si riducono i tempi di esposizione (anche del 50%): oltre all’aumento di produttività si ha una
riduzione, per le esposizioni all’aperto, della distanza di sicurezza.
È infine doveroso osservare che imponendo uno scanner ad altissima risoluzione inevitabilmente aumenterà il
tempo di formazione dell’immagine: uno
schermo 10 x 24 cm scansito con una risoluzione di 25 μ m impiegherà 4-6
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IIS News
Terza Conferenza Internazionale sulle tecnologie
di saldatura a Saltillo, Coahuila - Messico
Dal 5 al 7 Settembre 2007 si è svolta a
Saltillo, nella regione di Coahuila nel
polo più industriale del Messico (150
km a nord di Monterrey), la terza Conferenza Internazionale sulle tecnologie di
saldatura, organizzata da COMIMSACorporacion Mexicana de Investigation
En Materiales, S.A. de C.V.
Parallelamente alla Conferenza sono
stati organizzati una grande esposizione
di aziende produttrici di apparecchiature
o fornitrici di servizi industriali nel
campo delle costruzioni saldate, le prove
finali di una competizione nazionale
“Welder Skills Olimpics” con premiazione dei migliori saldatori messicani,
un’esposizione di opere d’arte realizzate
con procedimenti di saldatura e taglio.
Il programma tecnico prevedeva una
trentina di relazioni ad alto profilo
tecnico-scientifico, altrettante presentazioni fatte da noti marchi commerciali
ed una decina di corsi specialistici.
Per l’Istituto, l’Ing. Franco Lezzi ha
presentato la relazione di apertura dei
lavori “Technical trends and innovation
of welding technology” e, successivamente, il Prof. Arturo Reyes ha presentato il risultato di una serie di prove sperimentali fatte nello scorso mese di
Luglio presso il Laboratorio Processi
L’Ing. Franco Lezzi con il Direttore Generale di COMIMSA, José
Antonio Lazcano Ponce.
Speciali dell’IIS con la relazione:
“Impact of the welding process in microstructure and hardness of AHSS (DP
and TRIP), applying the GMAW: CMT,
Brazing: CMT and Laser LBW-CO 2
process” preparata con la collaborazione dei ricercatori IIS Dott. M.
Volpone, Ing. S. Muller e Ing. G. Rutili.
A seguito di tale positiva esperienza è
stato preparato un protocollo d’intesa
per future collaborazioni fra IIS e
COMIMSA, sia nel campo della ricerca
che per i servizi industriali, la cui formalizzazione è avvenuta ufficialmente
al termine della Conferenza con la cerimonia della firma tra il Direttore Generale di COMIMSA M.C. José Antonio
Lazcano Ponce e l’Ing. Franco Lezzi, su
delega dell’Ing. Mauro Scasso, Segretario Generale IIS.
Da sinistra a destra: H. Villareal Marquez (Direttore Trasferimento
Tecnologico), C.A. Gonzales Rodriquez (Direttore Formazione e
Sviluppo del Personale) e F.A. Reyes Valdés (Direttore Accademico).
International Institute of
European
Welding Federation
Notizie
International Professional Qualifications in Welding Technology
While having my breakfast coffee with a smile in my face, I was thinking that contrarily to what I have heard so often in
my life, when I wake up in the morning and get ready to go to work, I actually have a “smile in my face”.
My job is fulfilling, I like building these incredible structures, seeing them growing and then crossing them on the streets
when I drive around the country, says Fred Price, a young International Welding Specialist who works in a company that
builds metal bridges. Fred has started his professional life after being trained and qualified as International Welder and
after 5 years getting the job of a welding specialist in this company for which he got the International Diploma, after completing the respective training course. Fred has been one of the 150 000 welding professionals who accepted the challenge of getting an International recognised qualification. He has been erecting bridges in many different countries without
being required any other qualification, since his International diploma is recognised by the National Authorities of these
countries. The harmonised International Training and Qualification System implemented by EWF(European Welding Federation) back on 1992 and extended to the international community since 2000, through an agreement established
between EWF and IIW(International Institute of Welding) is a growing success. 37 countries have now implemented it.
Every year the system is implemented in new countries and the number of professionals getting International diplomas increases. The shortage of skilled welders around the world is significant while manufacturing and repairing are growing.
A qualified welding professional has no difficulty in finding a well rewarded job.
All Europe, Canada, Australia, South Africa, China, Japan,Thailand, etc. have adopted the system and in the last years countries from Latin America, Africa and Middle East have also applied to become members and are in the process of implementing the International System for training and qualification of welding personnel.
The system comprises six different welding professional qualifications and is based on a set of rules that create the basis
for the quality assurance of its harmonisation worldwide.
IIW-EWF Notizie
European Projects
In 2000 EWF - European Welding Federation has decided to implement a strategy for promoting collaboration projects in
areas of interest for its members. An evaluation of these indicated that the short term goal was to apply for funds to support
Training, Qualification and Certification related with the harmonized international system EWF had developed and implemented. This has led to put together a first project EUROWELD under the Leonardo da Vinci programme, where one of the
aims was to develop a database of questions to create the basis for a harmonized examination system for qualifying European
Welding Engineers,Technologists and Specialists.The results of this project are now being implemented in 34 countries including all EWF members and more 5 countries from other regions.
Also aiming at addressing research and technology development EWF has been active in topics such as health and safety, ergonomics and standardization, among others. Since EWF and its members have started collaboration in EU projects, 13 were
approved, mainly focusing Research and Technology Development and Training, Qualification and Certification.
The funding received to support these activities has reached approximately 3 million euros, matched in equal value by investment from the partners in the projects.The projects generated results which are being disseminated through the EWF network
(around 10.000 companies, 50.000 individual members) and implemented in a large number of companies in Europe.
Salute,
Sicurezza
e
Ambiente
Gli strumenti per un ambiente di lavoro sostenibile
in saldatura
La saldatura è una tecnologia estremamente complessa, che coinvolge parecchi materiali e tecnologie. La valutazione del rischio per la fabbricazione di
prodotti saldati risulta, se possibile,
ancora maggiormente complessa, per
effetto del numero di discipline coinvolte.
Tale situazione risulta evidente provando ad eseguire una prima, semplificata, classificazione degli aspetti di
rischio, suddividendoli in due categorie.
La prima riguarda quelli dovuti ad
agenti fisici, includendo radiazioni,
rumore, calore, pericoli elettrici, campi
elettromagnetici, e altri comunque legati
all’ambiente di lavoro; la seconda
include quelli legati ad agenti chimici,
con riferimento a gas e particolati sviluppati durante la saldatura (i cosiddetti
“fumi di saldatura”) e a tutte le altre sostanze chimiche usate durante l’intero
ciclo di fabbricazione.
Conseguentemente, lo studio dei fenomeni caratteristici della fabbricazione
mediante saldatura e dei relativi effetti
sull’uomo rende necessarie conoscenze
specialistiche in tecnologia e metallurgia della saldatura, progettazione,
igiene industriale, medicina, ergonomia,
epidemiologia, chimica e molte altre discipline.
La presenza di una piattaforma di
scambio di tali conoscenze è uno strumento essenziale per lo svolgimento
delle valutazioni; allo scopo, molti
gruppi di lavoro sono stati costituiti sia
a livello nazionale che internazionale,
ma è opportuno considerare che, in
molti casi, essi si pongono obiettivi differenti, poiché l’ambiente medico-scientifico sembra essere interessato al solo
studio degli effetti sui lavoratori indipendentemente dal processo di fabbricazione, mentre il mondo tecnologico
mostra maggiore attenzione allo sviluppo di schemi appropriati per bilanciare la salvaguardia della salute con le
esigenze industriali di competitività sul
mercato.
L’IIW (Istituto Internazionale della Saldatura) agisce in questo complesso panorama fin dalla sua fondazione,
quando fu creata un’unità di lavoro
dedita a queste tematiche (Commissione
VIII - “Health and Safety”, recentemente riorganizzata includendo le tematiche ambientali in “Health, Safety and
Environment”); in essa si ritrovano
esperti e delegati internazionali appartenenti ad un ampio spettro di discipline,
sia a livello industriale sia a quello accademico. Moltissime tematiche sono
state affrontate nel passato, e molte sono
tuttora considerate al momento oggetto
di discussione e lavoro; tra esse, ad
esempio, si possono considerare gli
effetti del manganese disponibile nei
fumi di saldatura ed il relativo effetto sul
sistema nervoso centrale, la valutazione
del possibile eccesso di rischio per i saldatori di contrarre il cancro ai polmoni,
gli effetti dei gas sviluppati durante la
saldatura, il miglioramento delle condizioni ergonomiche di lavoro per ridurre i
disturbi muscoloscheletrici. Contemporaneamente, la Commissione è attualmente impegnata nel processo di normazione a livello internazionale, con lo
scopo di produrre dei report tecnici per
conto dell’ISO (Organizzazione Internazionale di Standardizzazione) su molte
tematiche, tra cui i costituenti dei fumi di
saldatura, l’uso di elettrodi toriati nella
saldatura TIG e una check list per la valutazione del rischio.
Tuttavia, la situazione della Commissione VIII è da considerarsi una rara eccezione, poiché accade, forse troppo
spesso, che documenti circolanti nell’ambiente delle scienze e della medicina mostrino una vera carenza di conoscenza delle pratiche industriali, e che,
dall’altra parte, pur essendo alta la richiesta di partecipazione da parte di
esperti (dottori in medicina ed igienisti
industriali) a congressi e manifestazioni
tecniche rivolte alla salute e sicurezza in
saldatura, la relativa presenza è
modesta.
Il caso dei fumi di saldatura è a dir poco
esemplare di questa situazione;
l’industria manifatturiera della saldatura appare spesso schiacciata tra livelli
di esposizioni sempre decrescenti e la
Salute, Sicurezza e Ambiente
necessità di combattere sul mercato con
i paesi in via di sviluppo, che operano in
regimi meno controllati. A ciò si aggiunge che tali limiti derivano da valutazioni effettuate per ambienti differenti da
quelli dell’officina o del cantiere e, conseguentemente, la valutazione risulta
molto spesso complessa se non impossibile, sia per motivi tecnici sia per
l’elevato numero di elementi di disturbo,
rendendo quindi molto difficile dimostrare la conformità alla legge.
Da un punto di vista tecnico, uno strumento efficace per risolvere la questione
potrebbe essere l’uso di modelli e criteri
specifici per la concezione del processo
di fabbricazione attraverso l’applicazione di schemi di gestione per la salute
e sicurezza, che è opportuno siano completamente integrati con il processo di
fabbricazione dal punto di vista economico, conducendo ad un uso ottimizzato
delle risorse umane e naturali in genere,
pur garantendo una gestione appropriata della qualità del prodotto. I due
elementi essenziali che devono essere
considerati in ogni possibile schema
sono la presenza di un corretto sistema
di gestione del processo di fabbricazione
(e la recente norma UNI EN ISO 3834
“Requisiti di qualità nella saldatura per
fusione di materiali metallici” è sicuramente la migliore base tecnica) e
l’adeguata competenza sugli aspetti coinvolti del personale operante a tutti i
livelli, inclusi saldatori, operatori di saldatura, coordinatori di saldatura, management e igienisti industriali. Alcuni
sforzi sono stati già fatti in Europa (in
EWF, in particolare) ed in Australia,
dove sono disponibili schemi per la gestione della salute e sicurezza in saldatura a scopo di applicazione e certificazione su base volontaria, ma l’assenza
di un riconoscimento adeguato da parte
delle autorità nazionali potrebbe
indurre l’industria a considerare questo
come semplice esercizio tecnico fine a sé
stesso.
Identificare un approccio internazionale
condiviso potrebbe essere una soluzione
per ridurre, se non abolire, proprio
quelle barriere che impediscono di
trovare una soluzione precisa a queste
problematiche; l’IIW (e gli istituti nazionali della saldatura) possono coprire un
ruolo determinante in questo processo,
purché ottengano un più ampio riconoscimento internazionale includendo i
settori medico-scientifici a livello sia industriale che accademico. Fare promozione in questo senso non è un’operazione strategica di marketing, ma lo
strumento per migliorare la qualità
della vita attraverso l’uso dell’innovazione tecnologica (improving quality of
life through optimum use and innovation
of welding and joining technologies è la
“mission” dell’IIW, infatti).
In ogni caso, l’elemento fondamentale
per raggiungere l’obiettivo di un ambiente di lavoro sostenibile è lo scambio
di conoscenza; ogni sforzo in questa direzione svolto a livello nazionale ed internazionale potrebbe essere inutile se
non associato a un consenso diffuso,
senza una gestione da parte di personale
adeguatamente competente, e se gli approcci che ne conseguono non vengono
adottati dal personale esposto, che deve
esserne opportunamente informato.
Dott. Ing. Luca Costa (IIS)
Seminario Europeo sulla saldatura delle rotaie ferroviarie
Cambridge 24.01.2007
Il giorno 24 Gennaio si è svolto, presso il “The Welding Institute” di Cambridge (UK), il Seminario Europeo
“Education, training, qualification and certification of railway track welders on a common European basis”.
Tale Seminario si è tenuto nell’ambito delle attività sviluppate dal progetto di Formazione professionale
europea Leonardo da Vinci “Railsafe”.
Il Seminario è stato seguito da circa quaranta partecipanti provenienti dagli Enti ferroviari europei, Imprese
operanti nel settore dell’armamento ferroviario, Società produttrici di materiali e attrezzature per la saldatura
delle rotaie, nonchè dagli Istituti nazionali della Saldatura ed aveva lo scopo di informare sullo stato di
esecuzione del progetto stesso, aggiustandone, se del caso, gli indirizzi. In particolare sono stati espressi
utili commenti e suggerimenti da parte dei due delegati ufficialmente inviati al Seminario dal Comitato di
normazione CEN TC256/SC1/WG4 che, nello specifico, si occupa dei diversi aspetti tecnici concernenti la
realizzazione dei binari ferroviari.
Anche in virtù di tali commenti verranno specificate meglio le differenze tra diploma e certificati, verrà
ulteriormente implementata la procedura descrittiva del procedimento di saldatura alluminotermico nelle sue
diverse varianti e modificato il database per la gestione dei saldatori e dei certificati a livello europeo,
adattandolo meglio alle necessità delle varie Autorità (Enti) ferroviari nazionali.
Per informazioni: Istituto Italiano della Saldatura
Ing. Carlo Rosellini; Responsabile Settore Ricerca - Tel. 010 8341 318 – carlo.rosellini @iis.it
Dalle
Associazioni
L’export fa crescere la meccanica
italiana
Anima presenta i dati di andamento
del 2006: +10,7% nelle esportazioni,
+7,3% nella produzione e +1% nell’occupazione.
Aumentano del 46,3% le esportazioni
verso l’Asia e del +12,4% verso
l’Unione Europea. Nel 2007 la produzione salirà ancora dell’8,1% per un fatturato previsto di oltre 42 miliardi di
euro.
Un tasso di crescita del 7,3% per una
produzione che ha superato i 39 miliardi
di euro: è il trend registrato dalla meccanica italiana nel 2006, raggiunto soprattutto grazie all’incremento delle
esportazioni che nell’anno passato sono
aumentate del 10,7%, toccando i 21 miliardi di euro per una quota pari al
53,4% della produzione. Il dato emerge
dal consuntivo annuale presentato da
Anima, la Federazione delle Associazioni Nazionali della Industria Meccanica varia e Affine, nel corso dell’assemblea annuale.
Con un incremento del 12,4%, l’Unione
Europea si conferma anche per il 2006 il
primo partner per le esportazioni, con
una quota del 49% del totale. Ma il dato
più sorprendente viene dall’Asia, che
segna un aumento del 46,3% e raggiunge così il 18% dell’export totale.
Notevole anche l’incremento registrato
Trend Industria Meccanica,
2005-2006-2007
dall’America Centro Sud (+48,8%),
la cui quota è però ancora debole (4%).
La domanda estera da un lato ha stimolato le esportazioni di beni e servizi e
dall’altro ha indotto incoraggianti incrementi negli investimenti delle
imprese; fattori che congiuntamente favoriscono un rapido incremento dell'attività produttiva, attesa già per l’anno in
corso.
Sulla base dei risultati del primo semestre le previsioni per il 2007 sono infatti
improntate all’ottimismo. La produzione
dell’intero comparto dovrebbe superare
i 42 miliardi di euro con una crescita
della produzione dell’8,1%, e del 7,8%
per le esportazioni (oltre 22 miliardi
previsti).
L’occupazione, pari a 183.000 addetti,
ha registrato un lieve aumento del 1%
nel 2005, ed è prevista in ulteriore
ripresa per il 2007 (+2%).
Area di destinazione delle esportazioni dei prodotti della
meccanica varia - anno 2006
valori in euro
Dalle Associazioni
“Il sistema industriale e le prospettive di
sviluppo dell’Italia, dalla progettazione
di grandi infrastrutture alla spinta verso
l’internazionalizzazione” ha spiegato il
Presidente di Anima Ettore Riello “sono
elementi che ci incoraggiano a proseguire negli investimenti.
I risultati ottenuti sono in primo luogo il
frutto della volontà degli imprenditori,
che dimostrano di poter competere
anche in un settore come la meccanica,
considerato troppo spesso “maturo” e
che si rivela invece essere tra i più vivaci
dell’economia italiana. Non possiamo
prescindere dal fatto che negli ultimi
anni il mondo associativo abbia cambiato radicalmente volto e Anima
intende porsi in questo nuovo panorama
come una realtà di assoluto riferimento.
È una grande sfida quella che vogliamo
vincere: rappresentare tutte le imprese
del settore, dal Nord al Sud Italia
e sederci ai tavoli europei con
l’autorevolezza che meritiamo”.
Per quanto riguarda l’andamento macrosettoriale, a trainare è ancora il
settore energetico che ha chiuso il 2006
con oltre 16 miliardi di euro, segnando
un +5,4%, rispetto al 2005 e con previ-
Scomposizione della produzione della
meccanica varia - anno 2006
sioni per il 2007 di un’ulteriore crescita
del 12,5%.
Anche il comparto edilizia incrementa
del 13% la produzione superando i 12
miliardi di euro, grazie soprattutto ai risultati dei macchinari edili e stradali.
In forte ripresa anche il settore della logistica e movimentazione merci con
+12,3% e più di un miliardo di euro di
produzione.
Per il comparto tecnologie e prodotti per
l’industria alimentare +5% e +2,7% sia
per le macchine e impianti per la sicurezza, sia per tecnologie e prodotti per
l’industria.
Alessandro Durante (ANIMA)
Direttore Comunicazione & Marketing
L’Istituto Italiano della Saldatura è attualmente impegnato, unitamente ad altri partner europei,
nello svolgimento del progetto di Formazione Professionale Leonardo da Vinci “Hamster”.
Nel riquadro sottostante sono descritte sinteticamente le caratteristiche salienti e le finalità di
tale progetto.
Allo svolgimento del progetto partecipano i seguenti Paesi europei: Grecia, Italia, Norvegia,
Portogallo, Repubblica Ceca, Ungheria.
Il progetto è iniziato ad Ottobre 2006 e terminerà a Settembre 2008.
PMI-HAMSTER
Nuovi Modelli Armonizzati per il Trasferimento di Capacità alle PMI, Definenendo le Specifiche di una Banca Di
Pezzi Campione Europea per la Saldatura delle Materie Plastiche
Le PMI difettano molto spesso di competenza su come strutturare, trasferire, disporre e disseminare le conoscenze tecniche altamente
qualificate ottenute in azienda e le capacità pratiche ottenute nel lavoro di ogni giorno.
Il progetto abbina soluzioni VCC (Visual Communication and Collaboration) di elevata qualità, moderni strumenti ICT (lnformation and
Communication Technologies), nuovi principi pedagogici e metodologie di addestramento innovative, per soddisfare le esigenze di
conoscenze delle PMI introducendo il metodo di addestramento AST (Activity Structured Training) che segue il flusso produttivo.
RISULTATI ATTESI
•
Messa a punto di nuove metodologie pedagogiche realizzando un trasferimento di competenze armonizzato
•
Progettazione di contenuti formativi e di programmi di addestramento degli istruttori che abbinano attività strutturate e presenza a
distanza
•
Specificare i contenuti di una attività strutturata e formazione di istruttori e tutor per la saldatura delle materie plastiche
•
Validazione delle nuove metodologie di formazione informatizzate per la qualificazione degli istruttori e la gestione degli ambienti
formativi in ambito di lavoro
•
Specifica della composizione di una banca di pezzi campione europea per la saldatura delle materie plastiche
Dalle
Aziende
Stabilimento Rivoira di Chivasso:
ottimizzazione della produzione e
maggiore efficienza, grazie ai lavori
di ampliamento
In un’ottica di miglior servizio alla
clientela e di maggiore efficienza della
struttura produttiva, lo stabilimento di
Chivasso (uno dei più importanti del
settore) di proprietà Rivoira, ha subito,
nel corso del 2007, numerosi interventi
d i a m p l i a m e n t o p e r c o n s e n t i re
l’estensione della produzione ai gas
tecnici, medicali ed alimentari.
L’area di Chivasso è attualmente divisa
in due parti, quella adibita all’imbombolamento dei gas e quella dedicata all’assistenza tecnica nel settore industriale e medicale; su di una superficie
totale di 40.000 m2 operano 80 persone,
in seguito alle modifiche strutturali eseguite, la capacità produttiva della parte
gas in bombole è passata da 2.200.000
m 3 a 4.000.000 m 3, dalle 350.000 alle
500.000 bombole annue movimentate,
questo ha richiesto la creazione di un
nuovo piazzale, di un’area di imbombolamento ed una per il ghiaccio secco.
All’interno del sito di Chivasso è inoltre
presente la produzione di gas speciali
(con un alto livello di purezza) ed un impianto di purificazione del metano (in
Europa esiste una struttura simile in Inghilterra, poco sfruttata) che trasforma
il metano grezzo attraverso l’utilizzo di
una colonna di frazionamento, funzionante con metodo criogenico ad azoto
liquido. Questo impianto è stato negli
anni ristrutturato e ingrandito più volte
per rispondere alle esigenze del mercato
che via via stavano cambiando ed è oggi
oggetto di un nuovo studio che permetterà di incrementare ulteriormente la
sua produttività. Grazie alla capacità di
produrre un metano così puro, è un impianto unico in Europa e serve clienti
che provengono dal nord Europa, dall’India, dalla Cina, dal Brasile e da tutti
i paesi in cui questo particolare prodotto
viene utilizzato per la strumentazione o
nel campo dell’elettronica oltre che
nella produzione di diamanti sintetici,
utilizzando le strutture Praxair per la
sua distribuzione.
Nel medesimo luogo sono inseriti anche
un laboratorio d’analisi, in grado di
controllare tutta la produzione dello stabilimento, di supportare le filiali Rivoira
e di eseguire, se necessario, analisi
presso i clienti aiutandoli nella risoluzione dei problemi; esiste inoltre un
reparto dedicato all’elio liquido e alla
gestione dei travasi di questo gas presso
clienti; tutte le bombole che transitano
nello stabilimento sono infine identificate tramite un codice a barre che consente di seguire con estrema precisione i
loro spostamenti mantenendo così la
completa tracciabilità del prodotto dall’origine fino alla fine del suo ciclo, con
il consumo dal cliente stesso.
Lo stabilimento è certificato UNI-ENISO 9001:2000 ormai da molti anni e
continua nella ricerca e nel mantenimento degli standard qualitativi previsti
da questa normativa.
Lo stabilimento di Chivasso, data la
particolarità dei prodotti trattati, opera
in regime di Seveso 2 e ormai da molti
Dalle Aziende
anni ha fatto proprio il motto “zero infortuni, zero incidenti” ottenendo il
massimo dei punteggi nei vari controlli
e verifiche, che sono continuamente effettuati dai settori sicurezza della
Praxair e dagli enti esterni preposti allo
scopo. Tale risultato è stato ottenuto
con un continuo e proficuo addestramento di tutti i dipendenti dello stabilimento, nessuno escluso, ai concetti
della sicurezza “dentro e fuori” il luogo
di lavoro.
La nuova configurazione dell’impianto
si è rivelata molto funzionale, i cambiamenti sono avvenuti senza difficoltà,
grazie alla collaborazione ed al gioco di
squadra che hanno caratterizzato questa
fase di riorganizzazione, trasformandosi
in vantaggio per tutti gli interlocutori
coinvolti; oltre ad avere razionalizzato
l’attività produttiva, logistica e distributiva, si è lavorato sull’organizzazione
interna.
Nell’immediato futuro sono già previsti
altri interventi, tra i quali segnaliamo
una radicale trasformazione della logistica, che interesserà le vie d’accesso
con l’obiettivo di favorire il passaggio
dei mezzi di trasporto delle bombole ed
il loro ingresso all’interno dello stabilimento.
RIVOIRA S.p.A.
Via C. Massaia, 75/4 - 10147 Torino
Tel. 011 2253711 - Fax 011 2253701
www.rivoiragas.it
Nuova maschera per saldatura
ESAB
ESAB offre una gamma completa di prodotti e abbigliamento per la protezione
personale, dalla testa ai piedi, per gli
operatori nei settori della saldatura e
del taglio. Tutti i prodotti ESAB sono
conformi alle norme e alla legislazione
della Comunità Europea.
La nuova serie Eye-Tech II di maschere
reattive (auto-oscuranti) è caratterizzata
da un design totalmente innovativo, con
ottime caratteristiche di protezione, resistenza agli urti, ampiezza del campo
visivo, e protezione del collo e delle
orecchie.
Una guarnizione brevettata sigilla la
grande finestra trasparente frontale antigraffio, in modo da impedire totalmente la penetrazione di fumi e polveri e
garantire lunga vita e completa efficienza all’elemento sensibile LCD.
La maschera è dotata di celle solari che
mantengono sempre cariche le batterie.
Inoltre non è necessario ricordarsi di
accendere o spegnere la maschera,
perché un dispositivo elettronico la
spegne automaticamente se rimane inattiva in un luogo buio per più di 10
minuti, e la riattiva appena viene riportata alla luce.
Sono disponibili quattro modelli adatti
ai differenti procedimenti di saldatura e
taglio, che si differenziano essenzialmente per la gamma dei livelli di oscuramento.
Il modello più completo, di uso universale, dispone di regolazione del livello di
oscuramento automatico tra 5 e 13 DIN.
È anche possibile attivare dall’esterno
un livello fisso a 4 DIN per le operazioni
di molatura. Anche il livello di sensibilità è regolabile, per conformare la maschera alle esigenze personali dell’operatore.
È stata enfatizzata la percezione della
leggibilità dei display a caratteri di
colore rosso, per agevolare l’operatore
a leggere i dati delle apparecchiature di
saldatura senza sollevare la maschera.
Sono disponibili lenti ottiche con quattro
diversi valori di diottria, in modo che
l’operatore possa vedere nitidamente
senza utilizzare gli eventuali occhiali da
vista.
Le maschere sono predisposte per
l’abbinamento con la serie ESAB di erogatori d’aria e unità filtranti, per garan-
tire all’operatore la respirazione di aria
fresca e pulita.
Le norme sulla sicurezza e sulla protezione della salute nell’ambiente di
lavoro vengono continuamente migliorate. La ESAB è quindi impegnata a
fornire una gamma di prodotti che sia
sempre all’altezza delle crescenti esigenze del mercato.
ESAB Saldatura S.p.A.
Via Mattei 24 - 20010 Mesero (MI)
Tel. 02 979681 - Fax 02 97289300
www.esab.it
Nuovi sistemi per una confortevole
saldatura TIG e con elettrodo
Gli utenti che operano nel settore della
lavorazione dei metalli, sia nella produzione automobilistica o nella costruzione navale, sia nella realizzazione di
tubature o container, sia nel montaggio e
nella manutenzione, necessitano di
sistemi particolarmente efficienti per la
saldatura TIG (tungsteno-gas inerte) e
con elettrodo. Una novità Fronius offre
loro oggi, anche nella classe di potenza
da 250 a 300 ampere, i vantaggi dei
sistemi di saldatura completamente digitalizzati: risultati di saldatura riproducibili, riduzione al minimo della rumorosità e comandi intuitivi (variante
Comfort).
I sistemi MagicWave 2500/3000 e TransTig 2500/3000 per la saldatura a corrente alternata e continua, sono perfetti
per l’uso manuale e
automatizzato, ma
anche per la saldatura
con filo a freddo.
Ognuno dei quattro
nuovi modelli è disponibile anche nella variante Multivoltage e
garantisce l’impiego
universale grazie alla
c o m m u t a z i o n e f ra
diverse tensioni di rete.
La comprovata tecnologia Active Wave conferisce peraltro a
queste quattro “new
entry” un arco voltaico stabile e silenzioso, sotto gli 80 dbA.
I sistemi sono perfetti
sia per la lavorazione
Dalle Aziende
automatizzata sia per l’impiego mobile
in saldatura manuale, per esempio in
cantiere, infatti pesa meno di 25 kg.
L’utente può saldare in maniera ottimale
lamiere di acciai fortemente o poco
legati, di alluminio o di metalli non
ferrosi.
MagicWave 2500/3000 e TransTig
2500/3000, nella versione standard, funzionano a tre fasi con 400 Volt. Utilizzabili a temperature fra i -25°C e i 55°C,
questi sistemi possono essere utilizzati
praticamente in tutte le aree climatiche
della Terra. La variante Multivoltage
permette inoltre l’utilizzo internazionale, con diverse tensioni di uscita monofasi o trifasi, da 200 a 460 V.
Lavoro ancora più agevole per gli utenti
delle varianti Comfort di MagicWave
2500/3000 e TransTig 2500/3000: i messaggi sul display, in testo chiaro e disponibili in più lingue, semplificano
l’utilizzo e visualizzano lo stato di avanzamento del processo. I parametri supplementari possono essere impostati comodamente mediante la guida menu.
La nuova torcia per saldatura TIG raffreddata ad acqua, TTW 2500, con la
sua forma ergonomica, offre tutto il
comfort di utilizzo dei nuovi generatori
digitali TIG. Si può utilizzare anche tenendola come se fosse una penna. Una
protezione antipiegatura alleggerisce il
fascio cavi e garantisce così la guida
precisa della torcia per saldatura.
FRONIUS
Via Monte Pasubio, 137 - 36010 Zanè (VI)
Tel. 0445 804444 - Fax 0445 804400
www.fronius.com
TS 4.20 2D: taglia e salda al laser
le lamiere piane
TS 4.20 2D è la sigla che identifica il
nuovissimo impianto sviluppato da Tube
Tech Machinery per il taglio e la saldatura di lamiere piane.
L’impianto, completamente automatico,
è in grado di rifilare e saldare lamiere
tramite una speciale testa in grado di
eseguire sia il taglio che la saldatura,
sviluppata e realizzata da TTM in sinergia con Trumpf e Precitec, che hanno
fornito alcune parti del sistema.
Con questa nuova soluzione, studiata
per le specifiche esigenze del cliente,
ancora una volta TTM si propone come
MECSPE 2008 - Una città in
movimento da toccare con mano
un fornitore partner di idee che si traducono in macchine innovative, affidabili e
tecnologicamente avanzate.
Ricordiamo che il core business di TTM
sono gli impianti di taglio laser destinati
alla lavorazione del tubo di grosse dimensioni e che quindi, con la TS 4.20
2D, l’azienda ha affrontato un ambito
produttivo nuovo. “La nostra missione,
infatti, non è semplicemente la fornitura
di un impianto, ma la soluzione di un
problema tecnologico, con la totale soddisfazione del cliente che ripone in noi
la sua fiducia”.
L’impianto costruito permette di realizzare formati di lamiere da 4 x 20 m, ma
il limite dimensionale si può spingere
ben oltre.
Le lamiere che possono essere lavorate
hanno dimensioni nominali minime
di 1.000 x 2.000 mm e massime di 2.050
x 4.100 mm con spessori variabili da
1 a 8 mm.
Naturalmente, la finalizzazione di
questo sistema di rifilatura e saldatura
di lamiere, cioè la realizzazione di fogli
di lamiera con dimensioni non disponibili sul mercato per applicazioni ferroviarie, navali ed altri settori, deve garantire l’assoluta integrità del prodotto
finale che deve avere le stesse caratteristiche meccaniche degli elementi costituenti.
Come tutte le macchine TTM, anche la
TS 4.20 2D è stata progettata con
l’ausilio di programmi di calcolo strutturale FEM (Finite Elements Method)
che consentono la caratterizzazione
d i m e n s i o n a l e d e l l e s t r u t t u re e
l’ottimizzazione degli stati di sforzo e
deformazione in rapporto alle sollecitazioni applicate.
TUBE TECH MACHINERY
Via Bonfadina, 33
25046 Cazzago San Martino (BS)
Tel. 030 7256311 - Fax 030 7256333
www.tubetechmachinery.com
Fiere di Parma ospiterà dal 3 al 5 Aprile
2008 la settima edizione di MECSPE,
fiera internazionale della meccanica
specializzata. Il suo innovativo layout
espositivo organizzato in viali e piazze
tematiche, che conferisce il massimo
della visibilità ai suoi espositori e alle
loro innovazioni, oltrechè una semplicità e immediatezza nel percorso di
visita, contraddistinguerà ancora la manifestazione fieristica.
Una città - quella della meccanica nella città - Parma - in continua evoluzione, con i suoi quartieri - MECSPE,
Eurostampi, Subfornitura, Control Italy,
Motek Italy e PlastixExpo, le sei fiere
rappresentanti i diversi ambiti del comparto manifatturiero-, che è cresciuta
moltissimo nell’ultimo quadriennio, registrando un incremento del 77% dei visitatori e del 56% degli espositori.
Le numerose aree espositivo-dimostrative, punto di forza e caratteristica peculiare della manifestazione, sono previste
ancora più numerose e coinvolgenti, con
la creazione, tra le altre, di isole della
meccanica, ovvero gruppi di aziende
espositrici riunite per ricreare in fiera
delle filiere di produzione che arriveranno a produrre diversi oggetti per i
settori più disparati: dal medicale all’automotive, dalla costruzione di
stampi al ripensamento di oggetti in materiali o macchine diverse dalle tradizionali.
Piazza della Ricerca, dell’innovazione e
del trasferimento tecnologico, giunta
alla sua quarta edizione, è uno dei
luoghi topici di MECSPE che meglio
esprime la filosofia della fiera, quale
fucina di idee e di progetti innovativi
nati dalla collaborazione e dal dialogo
costante tra aziende ed università/centri
di ricerca, applicabili dalle piccole e
medie imprese, protagoniste indiscusse
della manifestazione e del sistema produttivo italiano.
Tra le altre iniziative e dimostrazioni
pratiche in fiera, nate con l’obiettivo di
far migliorare la redditività e la produzione delle aziende con l’utilizzo delle
migliori soluzioni nel campo dei materiali, dei processi produttivi e delle tecnologie coinvolte nel processo di produzione manifatturiera, si segnalano: il
Villaggio Ascomut, con dimostrazioni
pratiche dell’interazione tra utensili e
Dalle Aziende
macchinari innovativi per capire come
innovare il ciclo di produzione; il Viale
dell’Aria Compressa, con la dimostrazione dello sfruttamento della tecnologia dell’aria compressa per ottimizzare
le risorse e risparmiare; il Viale degli
Utensili Innovativi, con esempi di tecnologie innovative nel campo degli
utensili; il Viale del Laser, area di incontro-confronto con i costruttori di
macchine e strumentazioni laser per
testare le applicazioni industriali più innovative ottenibili attraverso questa
tecnologia; il Viale delle Tecniche di
Giunzione, un percorso a tema per saggiare prodotti e soluzioni per la giunzione dei materiali con il loro esempio
di impiego.
PR Help Comunicazione d’impresa
Via Burlamacchi, 11 - 20135 Milano
Tel. 02 54123452 - Fax 02 54090230
www.prhelp.it
BI-MU MEDITERRANEA, soluzioni
su misura a Fiera del Levante, in
concomitanza con MACPLAS ‘08
Acquisita la prestigiosa qualifica di
“fiera internazionale”, giustificata dal
crescente successo ottenuto presso espositori e visitatori, BI-MU MEDITERRANEA terrà la sua sesta edizione, da
Giovedì 21 a Domenica 24 Febbraio
2008, nel quartiere espositivo di Fiera
del Levante
Protagonisti i costruttori di macchine
utensili, robot e automazione che hanno
messo a punto soluzioni mirate a soddisfare la domanda del mercato che ha in
Bari il proprio centro naturale: le
regioni centromeridionali italiane, i
paesi balcanici, quelli dell’Europa sudorientale e dell’Africa settentrionale.
Tra le proposte più innovative, i sistemi
fondati sulla modularità funzionale, facilmente e velocemente adeguabili alle
variazioni di produzione, così da permettere all’industria utilizzatrice di
dotarsi di strutture agili, caratterizzzate
da flessibilità e riconfigurabilità. Non a
caso, le tecniche peculiari a deformazione, asportazione e automazione sono
sempre più spesso riassunte in un unico
processo produttivo integrato, realizzato
attraverso combinazioni tecnologicamente “ibride”, funzionali a efficienza e
economicità.
Organizzata da Ente Autonomo Fiera del
Levante, che si avvale della collaborazione delle strutture specializzate
di UCIMU-Sistemi per Produrre,
l’associazione italiana dei produttori del
comparto, la sesta edizione di BI-MU
MEDITERRANEA non dovrebbe faticare
a bissare il successo dell’edizione 2006.
La quinta edizione della manifestazione
registrò la presenza di oltre 9.000 operatori (+7,5% rispetto al 2004) interessati
all’offerta presentata, su una superficie
standistica di 8.000 metri quadrati, da
300 imprese. Accanto alla massiccia
presenza italiana (il 70% del totale),
alla manifestazione presero parte folte
rappresentanze di costruttori di Giappone, Germania, Taiwan, Gran Bretagna, USA e Svizzera.
A ribadire l’internazionalità dell’evento
contribuì la partecipazione di espositori
provenienti da Austria, Belgio, Bielorussia, Canada, Cina, Corea del Sud, Finlandia, Francia, Israele, Paesi Bassi,
Repubblica Ceca, Repubblica di San
Marino, Russia, Svezia, Turchia e Venezuela.
Alla sesta edizione di BI-MU MEDITERRANEA possono accedere gratuitamente (dalle 9,30 alle 18,00, da Giovedì
21 a Sabato 23; dalle 9,30 alle 15,30,
Domenica 24) operatori, stampa e istituti scolastici, cui è offerta l’opportunità
di visitare anche la concomitante
MACPLAS ‘08, mostra per l’industria di
plastica e gomma.
On line (www.bimu-mediterranea.it)
tutte le informazioni, costantemente aggiornate, per programmare la propria
visita alla manifestazione.
CEU-Centro Esposizioni UCIMU SpA
Viale Fulvio Testi, 128
20092 Cinisello Balsamo (MI)
Tel. 02 26255244 - Fax 02 26255214
www.bimu-mediterranea.it
Contatto di massa magnetico per
saldatura TWECO
Il contatto di massa magnetico TWECO
risolve facilmente e rapidamente il problema di stabilire un efficace collegamento elettrico di massa nelle operazioni di saldatura di componenti
metallici delle più svariate tipologie.
È infatti sufficiente appoggiarlo su qualunque tipo di superficie in acciaio,
lamiere, tubi, profilati e ruotare in senso
orario la manopola per assicurare un
contatto stabile e sicuro. Per rimuovere
il contatto o riposizionarlo basta ruotare
la manopola in senso antiorario.
Il contatto magnetico TWECO funziona
con temperature fino ad 80°C ed è disponibile in tre modelli, con capacità di
200, 300 oppure 600 A.
TWECO è un marchio Thermadyne, una
holding proprietaria di diversi marchi
attivi nel settore della saldatura e del
taglio.
THERMADYNE ITALIA S.r.l.
Via Bolsena 7
20098 San Giuliano Milanese (MI)
Tel. 02 9880320 - Fax 02 98281773
www.thermadyne.com
Film per la protezione temporanea
delle superfici metalliche
Leader mondiale nel settore dei film per
la protezione temporanea delle superfici
industriali, Novacel propone una
gamma di prodotti innovativi per le superfici metalliche ed in particolare per i
pannelli sandwich, i metalli prerivestiti,
le superfici metallizzate ed opache, utilizzate nel settore automobilistico, negli
elettrodomestici, nell’edilizia, nella metalmeccanica...
Destinato alla protezione dei pannelli
sandwich pre-laccati termoisolanti, il
film Novacel 9042 è un film coestruso
adesivo di spessore 33 μm, trasparente
incolore a base di poliolefine. Applicabile a temperatura ambiente, il suo
aspetto satinato mette in risalto
l’estetica delle superfici dei pannelli
sandwich.
Può essere fornito in bobine di 3.000
metri, riducendo così la frequenza di sostituzione della bobina, con larghezze
fino a 2.600 mm. Trattato anti UV, il film
Novacel 9042 ha una resistenza all’esterno di tre mesi.
Dalle Aziende
Il film Novacel 4154 per la protezione
dei metalli prerivestiti, ha un supporto
adesivo a dispersione acrilica che rispetta l’ambiente. Questo film dallo
spessore di 35 μm, trasparente incolore,
a base di poliolefine, trattato anti UV,
viene fornito in lunghezze da 1.500 a
5.000 metri.
Infine per le superfici metallizzate ed
opache “cool colors”, Novacel propone
il film Novacel 9371, un film a base di
poliolefine, trattato anti UV.
Trasparente ed incolore, questo film
consente un controllo rapido della superficie protetta, grazie alla capacità di
resistere alle intemperie per diversi
mesi: è indicato per il mercato delle costruzioni. Tutti i film di protezione delle
superfici Novacel resistono alle lavorazioni meccaniche, quali la profilatura, la
piegatura, l’imbutitura, la rifilatura e
non lasciano residui o tracce dopo la rimozione.
Informazioni su Novacel
Leader mondiale nel settore dei film di
protezione delle superfici industriali,
Novacel è presente nei cinque continenti
in oltre 60 Paesi.
NOVACEL
c/o CITEF Agenzia Stampa
Via Morozzo della Rocca, 9 - 20123 Milano
Tel. 02 43980832 - Fax 02 58430363
www.citef.it
Sistema di controllo WELD@NET
Weld@net è il software che Selco ha
progettato e realizzato per offrire un
potente strumento di “intelligence” in
grado di monitorare e controllare
l’esercizio operativo di una rete di macchine saldatrici. Grazie all’installazione
di Weld@net in un computer e alla connessione a una rete Ethernet collegata
alle macchine attive tramite un codice
univoco, l’indirizzo IP, il lavoro delle
saldatrici all’interno dell’officina è co-
stantemente seguito e controllato. Le capacità del software Weld@net ottimizzano quindi l’operatività delle macchine
e creano delle lavorazioni qualitativamente ottime.
Il controllo attuato dal software
Weld@net raccoglie informazioni complete ogni 25 millisecondi verificando e
registrando costantemente la corrente di
saldatura, la tensione d’arco e la quantità di gas apportato dalla macchina,
per poi creare un report completo per
l’intero iter operativo. Tramite la programmazione di limiti di guardia,
Weld@net attiva allarmi e mette in sicurezza l’impianto nel momento in cui
questi vengono superati. Questa opzione
è attivabile anche nei generatori di
ultima generazione Selco quali Genesis
1700-2200 AC/DC e Genesis 2700 TLH.
Entrando nello specifico, sono disponibili due diversi pacchetti software sviluppati per esigenze specifiche:
“Weld@net Monitor”, che realizza un
sistema di supervisione e registrazione
dati, e “Weld@net Control monitor”,
che oltre alla supervisione, realizza
anche un controllo remoto diretto, intervenendo attivamente sul funzionamento
delle saldatrici connesse al sistema.
Il sistema di controllo Weld@net consente infine di calcolare i costi di saldatura e di verificare puntualmente il
lavoro effettuato dalle macchine.
SELCO s.r.l.
Via Palladio, 19
35019 Onara di Tombolo (PD)
Tel. 049 9413111 - Fax 049 9413311
www.selcoweld.com
Un esperto dell’industria della saldatura e del taglio entra nel team
di vendita Hypertherm in Italia
Hypertherm ®, il leader mondiale nella
tecnologia di taglio dei metalli, ha annunciato oggi l’inserimento di Giorgio
Galli nel suo team di professionisti com-
merciali europei. Giorgio Galli dirigerà
le attività commerciali e supporterà i
distributori Hypertherm in tutta Italia.
I suoi obiettivi saranno quelli di aumentare la domanda dei clienti ed accrescere, da parte degli utenti, la conos c e n z a d e l l a l i n e a d i p ro d o t t i
Hypertherm per il taglio manuale, che
comprende i sistemi Powermax®.
Il Sig. Galli ha maturato una grande conoscenza dell’industria della saldatura
e del taglio ed anche una comprovata
esperienza nella gestione dei distributori. Prima di entrare nel team Hypertherm, egli ha ricoperto diversi ruoli in
Air Liquide Welding.
“Siamo lieti che una risorsa con la conoscenza dell’industria di Giorgio sia
oggi disponibile per supportare i clienti
Hypertherm in Italia”, ha detto Hidde
van Hoeven, direttore commerciale
del canale di distribuzione europeo.
“Giorgio sarà certamente un partner di
valore ed una risorsa preziosa per i distributori interessati a far crescere il
proprio business”.
“Hypertherm dispone, a livello mondiale, di una linea di prodotti che costituiscono la scelta migliore per la
maggior parte delle esigenze di taglio
dei metalli,” ha dichiarato Giorgio
Galli. “Non vedo l’ora di aiutare i distributori in Italia ad incrementare le
loro vendite ed i loro profitti grazie ai
prodotti Hypertherm”.
La base operativa di Giorgio Galli si
trova a Bologna, il cuore dell’industria
della saldatura e del taglio plasma in
Italia. La posizione centrale di Bologna
consente al Sig. Galli di poter agevolmente raggiungere le regioni industriali
italiane e di essere facilmente accessibile ai suoi clienti. Il Sig. Galli parla tre
lingue: l’Italiano, la sua madrelingua, il
Francese e l’Inglese.
HYPERTHERM
Via Torino, 2 - 201234 Milano
Tel. 02 72546312 - Fax 02 72546400
www.hypertherm.com
Notiziario
Letteratura Tecnica
Acciaio. Collegamenti nelle strutture
Floria S., Palermo 2006, 175x245 mm,
192 pagine, ISBN 88-7758-492-0, € 70,00
Nel testo sono esaminate le problematiche relative alla progettazione e alla verifica dei collegamenti standard nelle strutture in acciaio sia intelaiate che reticolari.
L’impostazione del volume è volutamente di taglio pratico e operativo, per
consentire un’immediata fruizione dei
contenuti.
Il software allegato si presenta con
un’unica interfaccia da cui si accede ai
singoli programmi che la compongono:
• tre finestre grafiche, per ogni vista
(piante, laterale trasversale e laterale
longitudinale), in cui è possibile utilizzare tutte le opzioni di visualizzazione (pan, zoom dinamico, immagine negli appunti, immagine diretta
alla stampante, tutto schermo);
• un quarto quadrante utilizzato per le
operazioni di input, edit, stampa,
uscita dxf.
Le verifiche effettuate comprendono:
• collegamento trave portante-portata a
cerniera anche continua;
• collegamento continuità trave-trave
colonna-colonna;
• collegamento cerniera anima pilastrotrave;
• collegamento cerniera ali pilastrotrave;
• collegamento bullonato incastro pilastrotrave;
• collegamento saldato incastro pilastrotrave;
• collegamento colonna-fondazione;
• collegamenti bullonati nelle travature
reticolari in acciaio;
• collegamenti saldati nelle travature
reticolari; verifica degli barcarecci;
• verifica a pressoflessione di una
colonna.
Dario Flaccovio Editore s.r.l.
Via Croce Rossa, 28 - 90144 Palermo
Telefax 091 525738.
http://www.darioflaccovio.it
ASM Handbook,Volume 13C,
Corrosion: environments and
industries
Cramer S.D. e Covino B.S. Jr., Materials
Park, (OH-USA) 2006, 210x297 mm,
1137 pagine, ISBN 0-87170-709-8,
$ 229,00 (€ 176.53)
La corrosione, riferita alle condizioni
ambientali ed a quelle specifiche nei
diversi settori industriali, ha un impatto
significativo sull’economia, tale da
essere stimato un costo pari al 2% del
prodotto lordo mondiale. Questo volume,
il terzo ed ultimo dell’opera aggiornata
ed ampliata, pubblicata dall’ASM International della serie “Metals Handbook,
Volume 13: Corrosion”, è dedicato esclusivamente ai processi corrosivi dovuti
alle condizioni ambientali esterne e specifiche in diversi settori industriali. Le informazioni ed i concetti, espressi nel
testo, rappresentano una risposta esaustiva e ponderata per stabilire un’esatta
valutazione dei costi diretti ed indiretti
dei possibili danni. Oltre 250 specialisti
ed esperti hanno collaborato alla stesura
di questo volume diviso sostanzialmente
in due sessioni principali. La prima, indirizzata all’analisi dei fattori ambientali
esterni, comprende lo studio della corrosione in acqua dolce, della corrosione in
ambiente marino, della corrosione di
strutture ed impianti interrati, della corrosione e dell’usura di installazioni e
mezzi militari ed infine descrive particolari condizioni importanti per lo svolgimento delle attività umane, quali ad
esempio gli effetti dei processi corrosivi
dovuti alle condizioni climatiche.
La seconda parte dal titolo “Corrosion in
specific industries” fornisce un’approfondita indagine sui possibili casi di corrosione in diversi campi ingegneristici
quali: la produzione di energia nucleare e
convenzionale, l’ingegneria aeronautica,
la produzione di componenti microelettronici; l’industria chimica, alimentare,
farmaceutica e medica; l’industria petrolchimica, delle costruzioni civili ed in
ultimo quella mineraria e siderurgica.
ASM International, 9639 Kinsman Road,
Materials Park, OH 44073-0002 (USA).
Telefax +1 440 3384634.
http://www.asm-intl.org
Notiziario
Codici e Norme
Norme nazionali
Italia
UNI EN 485-2 - Alluminio e leghe di alluminio - Lamiere, nastri e piastre Parte 2: Caratteristiche meccaniche
(2007).
UNI EN 1333 - Flange e loro giunzioni Componenti di reti di tubazioni - Definizione e selezione del PN (2007).
UNI EN 1256 - Apparecchiature per saldatura a gas - Specifiche per i giunti tra
tubi flessibili e portagomma per apparecchiature di saldatura, taglio e procedimenti connessi (2007).
UNI EN 1562 - Fonderia - Getti di ghisa
malleabile (2007).
UNI EN 1564 - Fonderia - Getti di ghisa
duttile austemperata (bainitica) (2007).
UNI EN 1993-1-7 - Eurocodice 3 - Progettazione delle strutture di acciaio Parte 1-7: Strutture a lastra ortotropa caricate al di fuori del piano (2007).
UNI EN 1993-4-1 - Eurocodice 3 - Progettazione delle strutture di acciaio Parte 4-1: Silos (2007).
UNI EN ISO 5172 - Apparecchiature
per saldatura a gas - Cannelli per saldatura a gas, riscaldo e taglio - Requisiti e
prove (2007).
UNI EN 14286 - Alluminio e leghe di
alluminio - Prodotti laminati saldabili
per recipienti atti all’immagazzinamento
e al trasporto di merci pericolose (2007).
UNI EN ISO 9455-17 - Flussi per brasatura dolce - Metodi di prova - Parte 17:
Prova di resistenza dell’isolamento superficiale e prova di migrazione elettrochimica dei residui di flusso (2007).
UNI EN ISO 14323 - Saldatura a resistenza a punti e a rilievi - Prove distruttive sulle saldature - Dimensioni del
provino e procedura per le prove per urto
di taglio e di trazione su provino in croce
(2007).
UNI EN ISO 10042 - Saldatura - Giunti
di alluminio e di sue leghe saldati ad
arco - Livelli di qualità delle imperfezioni (2007).
UNI EN 10079 - Definizione dei prodotti di acciaio (2007).
UNI EN 10255 - Tubi di acciaio non
legato adatti alla saldatura e alla filettatura - Condizioni tecniche di fornitura
(2007).
UNI EN 10247 - Esame micrografico
del contenuto delle inclusioni non metalliche negli acciai mediante immagini
tipo (2007).
UNI 11240-2 - Acciaio per cemento
armato - Giunzioni meccaniche per
barre - Parte 2: Metodi di prova (2007).
UNI EN 1993-6 - Eurocodice 3 - Progettazione delle strutture di acciaio - Parte
6: Strutture per apparecchi di sollevamento (2007).
UNI 11242 - Saldatura delle materie plastiche - Giunzione mediante incollaggio
di tubi, raccordi e valvole in PVC-U,
PVC-C e ABS per il convogliamento di
fluidi in pressione o non in pressione
(2007).
UNI EN 1999-1-1 - Eurocodice 9 - Progettazione delle strutture di alluminio Parte 1-1: Regole strutturali generali
(2007).
UNI 11245 - Alluminio e leghe di alluminio - Guida alla selezione delle leghe
di alluminio in funzione della loro attitudine ai trattamenti superficiali (2007)
UNI EN 1999-1-2 - Eurocodice 9 - Progettazione delle strutture di alluminio Parte 1-2: Progettazione strutturale
contro l’incendio (2007).
UNI EN 12972 - Cisterne per il trasporto di merci pericolose - Prova, controllo e marcatura delle cisterne metalliche (2007).
UNI EN 1999-1-3 - Eurocodice 9 - Progettazione delle strutture di alluminio Parte 1-3: Strutture sottoposte a fatica
(2007).
UNI EN 13480-3 - Tubazioni industriali
metalliche - Parte 3: Progettazione e
calcolo (2007).
UNI EN 1999-1-4 - Eurocodice 9 - Progettazione delle strutture di alluminio Parte 1-4: Lamiere sottili piegate a
freddo (2007).
UNI EN 13480-8 - Tubazioni industriali
metalliche - Parte 8: Requisiti addizionali per tubazioni di alluminio e leghe di
alluminio (2007).
UNI EN ISO 2560 - Materiali d’apporto
per saldatura - Elettrodi rivestiti per saldatura manuale ad arco di acciai non
legati e di acciai a grano fine - Classificazione (2007).
UNI EN 14140 - Attrezzature e accessori per GPL - Recipienti portatili e ricaricabili di acciaio saldato per GPL - Soluzioni alternative in materia di
progettazione e costruzione (2007).
UNI EN ISO 14344 - Saldatura e processi connessi - Processi di saldatura
elettrica sotto protezione di gas e di
flusso - Guida all’approvvigionamento
di materiali di consumo (2007).
UNI EN 14587-1 - Applicazioni ferroviarie - Binario - Saldatura a scintillio
delle rotaie - Parte 1: Rotaie di acciaio
nuove R220, R260, R260Mn e R350HT
in una istallazione fissa (2007).
UNI EN 14717 - Saldatura e processi
connessi - Lista di controllo per gli
aspetti ambientali (2007).
UNI EN ISO 15011-4 - Salute e sicurezza nella saldatura e nelle tecniche
affini - Metodo di laboratorio per il campionamento di fumi e gas - Parte 4:
Schede di raccolta dati sui fumi (2007).
UNI CEN ISO/TS 15011-5 - Salute e
sicurezza nella saldatura e nelle tecniche
affini - Metodo di laboratorio per il campionamento di fumi e gas - Parte 5: Identificazione dei prodotti di degradazione
termica generati a seguito di saldatura o
taglio di prodotti totalmente o parzialmente costituiti da materiali organici
(2007).
UNI EN ISO 15614-6 - Specificazione e
qualificazione delle procedure di saldatura per materiali metallici - Prove di
qualificazione della procedura di saldatura - Parte 6: Saldatura ad arco e a gas
del rame e di sue leghe (2007).
UNI EN ISO 17633 - Materiali di
apporto per saldatura - Fili elettrodi
animati tubolari e bacchette per la saldatura ad arco con o senza gas protettivo di
acciai inossidabili e di acciai resistenti
ad alta temperatura - Classificazione
(2007).
Notiziario
animati tubolari per la saldatura ad arco
in gas protettivo di acciai resistenti allo
scorrimento viscoso - Classificazione
(2007).
UNI EN ISO 17662 - Saldatura - Taratura, verifica e validazione delle attrezzature utilizzate per la saldatura, inclusi i
procedimenti connessi (2007).
animati tubolari per la saldatura ad arco
con o senza gas protettivo di acciai ad
alta resistenza - Classificazione (2007).
UNI EN ISO 22827-1 - Prove di accettazione per le macchine di saldatura a
fascio laser Nd:YAG - Macchine con trasporto del fascio in fibra ottica - Parte 1:
Insieme dei componenti laser (2007).
UNI EN ISO 22827-2 - Prove di accettazione per le macchine di saldatura a
fascio laser Nd:YAG - Macchine con trasporto del fascio in fibra ottica - Parte 2:
Meccanismo di posizionamento (2007).
USA
API 579-1 - Fitness-for-service (2007).
API RP 1110 - Pressure testing of steel
pipelines for the transportation of gas,
for the transportation of gas, highly
volatile liquids or carbon dioxide (2007).
ASTM A 795/A795M - Specification
for black and hot-dipped zinc-coated
(galvanized) welded and seamless steel
pipe for fire protection use (2007).
ASTM A 955/A 955M - Specification
for deformed and plain stainless-steel
bars for concrete reinforcement (2007).
ASTM A 966/A966M - Practice for
magnetic particle examination of steel
forgings using alternating current
(2007).
EN 10216-2:2002+A2 - Seamless steel
tubes for pressure purposes - Technical
delivery conditions - Part 2: Non-alloy
and alloy steel tubes with specified elevated temperature properties (2007).
EN ISO 11960:2004/AC - Petroleum
and natural gas industries - Steel pipes
for use as casing or tubing for wells
(2007).
EN ISO 11970 - Specification and approval of welding procedures for production welding of steel castings (2007).
ASTM F2634 - Standard test method
for laboratory testing of polyethylene
(PE) butt fusion joints using tensileimpact method (2007).
EN ISO 18595 - Resistance welding Spot welding of aluminium and aluminium alloys - Weldability, welding
and testing (2007).
AWS A5.23/A5.23M - Specification for
low-alloy steel electrodes and fluxes for
submerged arc welding.
Norme internazionali
AWS B4.0 - Standard methods for mechanical testing of welds (2007).
Norme europee
EN
EN ISO 5817 - Welding - Fusionwelded joints in steel, nickel, titanium
and their alloys (beam welding excluded) - Quality levels for imperfections (2007).
for steel sheet, zinc-coated (galvanized)
or zinc-iron alloy-coated (galvannealed)
by the hot-dip process (2007).
EN ISO 6520-1 - Welding and allied
processes - Classification of geometric
imperfections in metallic materials - Part
1: Fusion welding (2007).
for steel castings, stainless, precipitation
hardening (2007).
EN 10106 - Cold rolled non-oriented
electrical steel sheet and strip delivered
in the fully processed state (2007).
ISO
ISO 4427-1 - Plastics piping systems Polyethylene (PE) pipes and fittings for
water supply - Part 1: General (2007).
water supply - Part 2: Pipes (2007).
water supply - Part 3: Fittings (2007).
water supply - Part 5: Fitness for
purpose of the system (2007).
ISO 18595 - Resistance welding - Spot
welding of aluminium and aluminium
alloys - Weldability, welding and testing
(2007).
ISO/TR 25901 - Welding and related
processes - Vocabulary (2007).
Notiziario
Corsi IIS
Luogo
Legnano (MI)
Data
Titolo
Ore
19-21/11/2007
Corso sulla sicurezza e prevenzione dagli infortuni in saldatura,
per addetti e responsabili del sistema prevenzione e protezione Modulo C - Aspetti organizzativi
24(*)
Corso propedeutico alla certificazione dei saldatori di tubi e raccordi di PE secondo UNI 9737 per il convogliamento di gas,
acqua ed altri fluidi. Processi ad elemento termico e ad elettrofusione
28
Corso di qualificazione e certificazione nella microsaldatura in
elettronica approvato dall’ESA - Operatore per tecnologia SMT
in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-38
36(°)
elettronica approvato dall’ESA - Ispettore per tecnologia SMT
36(°)
Corso di ricertificazione nella microsaldatura in elettronica approvato dall’ESA per Operatore/Ispettore per tecnologia SMT
16
Corso sulla sicurezza e prevenzione dagli infortuni in saldatura,
per addetti e responsabili del sistema prevenzione e protezione Corso per datori di lavoro (Art. 10)
16
Mogliano Veneto
(TV)
19-22/11/2007
Genova
19-23/11/2007
Genova
Genova
Legnano (MI)
19-23/11/2007
20-21/11/2007
22-23/11/2007
Genova
22-23 e
28-30/11/2007
Corso sull’incollaggio (adhesive bonding) - Corso teorico di
Specializzazione
40
Genova
26-30/11/2007
Corso per International Welding Technologist - Parte III - Progettazione e calcolo
34
Genova
26-30/11 e
3-5-/12/2007
Corso per International Welding Engineer - Parte III - Progettazione e calcolo
58
Genova
3-7/12/2007
Corso celere in saldatura
32
Genova
5-6/12/2007
Corso avanzato - Failure analysis
16
Genova
10-12/12/2007
elettronica approvato dall’ESA - Ispettore per riparazione e modifica in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-28 (+)
24
elettronica approvato dall’ESA - Operatore per riparazione e
modifica in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-28 (+)
32
Corso propedeutico alla certificazione dei saldatori di tubi e raccordi di PE secondo UNI 9737 per il convogliamento di gas,
acqua ed altri fluidi. Processi ad elemento termico e ad elettrofusione
28
Genova
Genova
10-13/12/2007
10-13/12/2007
Organizzatore
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FOR
Tel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - [email protected]
(°) Si tratta del totale delle ore previste per coloro che non abbiano già frequentato il corso per Operatore e/o Ispettore per tecnologia a foro passante. Per coloro in possesso
di tale certificato il corso può essere ridotto fino alla durata di 24 ore.
(*) Si intende la durata del corso per la parte da svolgersi in aula.
(+) L’accesso a tale corso è riservato a coloro che hanno conseguito la certificazione per Operatore/Ispettore sulle tecnologie a foro passante ed a montaggio superficiale.
Notiziario
Corsi IIS (segue)
Luogo
Genova
Genova
Genova
Data
17-19/12/2007
11-12/12/2007
18/12/2007
Titolo
Ore
Corso di qualificazione e certificazione nella microsaldatura
in elettronica approvato dall’ESA - Operatore/Ispettore
per Crimping e Wire Wrapping in accordo alle Specifiche
ECSS-Q-70-26/ECSS-Q-70-30
20
Corso di ricertificazione nella microsaldatura in elettronica
approvato dall’ESA per Operatore/Ispettore per riparazione e
modifica in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-28
16
Corso di ricertificazione nella microsaldatura in elettronic
approvato dall’ESA per Operatore/Ispettore per Crimping e
Wire Wrapping in accordo alle Specifiche ECSS-Q-7026/ECSS-Q-70-30
8
Priolo (SR)
18-20/12/2007
Corso avanzato per i settori petrolchimico e di produzione
dell’energia - Risk Based Inspection
24
Genova
14-17/1/2008
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o o raccordi di PE
per il convogliamento di gas, acqua o altri fluidi (UNI 9737)
--
Mogliano Veneto
(TV)
14-17/1/2008
--
Legnano (MI)
21-24/1/2008
--
Genova
21-25/1/2008
18-22/2/2008
Corso per International Welding Engineer - Parte I
Genova
21-25/1/2008
18-22/2/2008
Corso per International Welding Technologist - Parte I
Genova
24-25/1 e
30/1-1/2/2008
Corso teorico di specializzazione sull’incollaggio (adhesive
bonding)
40
Genova
28/1-1/2/2008
Corso celere di saldatura
32
Corso per International Welding Technologist - Parte III - Fabbricazione
80
Mogliano Veneto
(TV)
28/1-1/2 e
4-8/2/2008
Organizzatore
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FOR
Tel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - [email protected]
80
80
Corsi di qualificazione per personale addetto alle PND di livello 1, 2 e 3
Esame visivo (VT)
Legnano (MI)
26-30/11/2007
Per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
--
Mogliano
Veneto (TV)
3-7/12/2007
--
Genova
9-10/1/2008
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Genova
11/1/2008
Modulo di Metodo per livello UNI EN 473/ISO 9712
8
Priolo (SR)
15-16/1/2008
16
Genova
21-22/1/2008
Modulo Specifico Saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
12
Genova
30-31/1/2008
Modulo Specifico corrosione e verniciatura per livello 2 UNI EN
473/ISO 9712
12
Notiziario
Corsi di Qualificazione, ecc. (segue)
Esame radiografico (RT)
Mogliano
Veneto (TV)
3-7/12/2007
--
Genova
9-10/1/2008
16
Priolo (SR)
15-16/1/2008
16
Genova
22-24/1/2008
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
24
Esame ultrasonoro (UT)
Genova
9-10/1/2008
16
Priolo (SR)
15-16/1/2008
16
Genova
29-31/1/2008
24
Esame con particelle magnetiche (MT)
Legnano (MI)
11-14/12/2007
--
Genova
9-10/1/2008
16
Priolo (SR)
15-16/1/2008
16
Genova
17-18/1/2008
16
Priolo (SR)
17-18/1/2008
16
Esame con liquidi penetranti (PT)
Mogliano
Veneto (TV)
20-23/11/2007
--
Genova
9-10/1/2008
16
Priolo (SR)
15-16/1/2008
16
Genova
15-16/1/2008
16
Priolo (SR)
29-30/1/2008
16
Corsi di altre Società
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Napoli
15-16/11/2007
L’evoluzione della normativa del settore Automotive: l’ISO/TS 16949:2002
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Milano
Roma
15-16/11/2007
3-4/12/2007
Redazione del Manuale Qualità e delle procedure
secondo la UNI EN ISO 9001:2000
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Milano
19-23/11/2007
Corso di formazione per valutatori dei sistemi di
gestione per la qualità
AICQ Centro nord -TQM (Milano)
Tel. 02 67382158; fax 02 67382177
[email protected]
Napoli
19-23/11/2007
Corso AICQ-SICEV per Valutatori dei Sistemi di
Gestione per la Qualità
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Notiziario
Corsi di altre Società (segue)
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Milano
Roma
20-21/11/2007
17-18/12/2007
Sicurezza nella manutenzione (D.LGS 626/94 E
s.m.i, Decreto 16 Gennaio 1997)
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024379; fax 02 70024474
[email protected]
Centro Formazione UNI (Roma)
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
E-mail: [email protected]
Napoli
20-22/11/2007
I Sistemi di Gestione Ambientale: le norme UNI
EN ISO 14000
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Mestre (VE)
20-22/11/2007
Valutatori interni di Sistemi di Gestione Ambientale
AICQ - Associazione Italiana Cultura Qualità Triveneta
(Mestre - VE)
Tel. 041 951795; fax 041 940648
[email protected]
Roma
22/11/2007
Marcatura CE per i prodotti da costruzione - Direttiva 89/106/CE
Tel. 06 69923074;fax 06 6991604
[email protected]
Milano
22/11/2007
Disposizioni prevenzione incendi e sicurezza nelle
centrali termiche di potenza > 35 kw
Tel. 02 70024379; fax 02 70024474
[email protected]
Mestre (VE)
23/11/2007
Misure e indicatori secondo l'ISO 9000
(Mestre - VE)
Tel. 041 951795; fax 041 940648
[email protected]
Napoli
23-24/11/2007
Il controllo statistico dei processi in accordo con la
norma ISO 9001:2000
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Mestre (VE)
26-27/11/2007
Le norme ISO 9000: 2000 e il sistema di Gestione
per la Qualità
(Mestre - VE)
Tel. 041 951795; fax 041 940648
[email protected]
Roma (1a ed.)
Bologna (2a ed.)
26-27/11/2007
28-29/11/2007
Le apparecchiature di misura: la gestione e la stima
dell'incertezza di misura
CERMET Servizio Formazione (Roma)
Tel. 06 7626001; fax.06 76968124
[email protected]
CERMET Servizio Formazione (Bologna)
Tel. 051 764900; fax 051 764902
[email protected]
26/11-7/12/2007
Corso di radiografia di 2° livello secondo EN 473 e
ASNT
CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano)
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Milano
Mestre (VE)
28-30/11/2007
Valutatori interni di Sistemi di Gestione Qualità
(Mestre - VE)
Tel. 041 951795; fax 041 940648
[email protected]
Roma
29-30/11/2007
Implementazione di un sistema di gestione ambientale secondo la norma UNI EN ISO
14001/2004 (2a ed.)
Tel. 06 7626001; fax.06 76968124
[email protected]
Roma
29-30/11/2007
Analisi ambientale iniziale
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
[email protected]
Napoli
29/11-1/12/2007
Corso base per la conduzione delle Verifiche Ispettive Interne per la Qualità secondo le Norme ISO
9001:2000 ed ISO 19011:2002 con esame finale
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Notiziario
Corsi di altre Società (segue)
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Torino
3-5/12/2007
Qualificazione Auditor Interni Sistemi di Gestione
per la Qualità
AICQ Piemontese (Torino)
Tel. 011 5183220; fax 011 537964
[email protected]
Napoli
4-5/12/2007
Trattamenti superficiali dei metalli, prove di laboratorio e di accettazione
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Roma
5/12/2007
Audit interni di Sistemi di Gestione per la Qualità
AICQ-CI (Roma)
Tel. 06 4464132; fax 06/4464145
[email protected]
Roma
5/12/2007
ISO 9001:2000 - La gestione per la qualità nel
settore costruzioni
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
[email protected]
Milano
Roma
5/12/2007
19/12/2007
Qualità nella manutenzione
Tel. 02 70024379; fax 02 70024474
[email protected]
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
[email protected]
Roma
10-11/12/2007
Auditor interni del sistema di gestione ambientale
(2a ed.)
Tel. 06 7626001; fax.06 76968124
[email protected]
Roma
10-14/12/2007
Corso di formazione per Valutatori dei Sistemi di
Gestione per la Qualità
AICQ-CI (Roma)
Tel. 06 4464132; fax 06/4464145
[email protected]
Milano
10-14/12/2007
Corso per correnti indotte di 1 e 2° livello secondo
EN 473 e ASNT
CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano)
Tel. 02 341649; fax 02 341205
info@cndstudio
Milano
12-14/12/2007
Corso di formazione per valutatori interni del
sistema di gestione per la qualità (in accordo con la
norma ISO 19011)
Tel. 02 67382158; fax 02 67382177
[email protected]
Milano
17-21/12/2007
Corso di formazione per valutatori dei sistemi di
gestione ambientale (VSGA)
Tel. 02 67382158; fax 02 67382177
[email protected]
Mostre e Convegni
Luogo
Cambridge
(Inghilterra)
Data
Titolo
Organizzatore
15/11/2007
Seminar “Recent developments in rail welding”
TWI (Cambridge - UK)
Tel. +441223 899000; fax +441223 892588
[email protected]
Piacenza
15-17/11/2007
6^ Edizione EXPOLASER - Applicazioni industriali della tecnologia laser
Piacenza Expo (Piacenza)
Tel. 0523 602711; fax 0523 602702
[email protected]
Osaka
(Giappone)
19-22/11/2007
Galvatech ’07 - 7th International Conference
“Zinc and zinc alloy coated steel sheet”
Secretariat of Galvatech ’07
c/o ICS Convention Design Inc (Tokyo -J)
Tel. +81 3 3219-3541; fax + 81 3 32921811
[email protected]
Assago (MI)
21/11/2007
2° Congresso sulle lavorazioni della lamiera
SENAF (Milano)
Tel. 02 332039612; fax 02 39005289
[email protected]
Notiziario
Mostre e Convegni (segue)
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Senlis
(Francia)
21-22/11/2007
Fatigue Design 2007 - International Conference
“The respective input of the numerical simulation
and the experimental approach in fatigue design”
CETIM (Senlis - F)
Tel. +33 3 44673682
[email protected]
Sydney
(Australia)
25-28/112007
Conference “The corrosion control 2007”
Secretariat ACA Centre (Kerrimuir, Victoria - AU)
Tel. +61 3 98904833; fax +61 3 98907866
[email protected]
Boston
(USA - MA)
26-30/11/2007
2007 MRS Fall Meeting
Materials Research Society (Warrendale, PA -USA)
Tel. +1 724 7793003; fax +1 724 7798313
[email protected].
Cambridge
(Infgilterra)
27/11/2007
Materials issues in creep service
TWI (Cambridge - UK)
Tel. +441223 899000; fax +441223 892588
[email protected]
Seminar “Wear and corrosion of materials”
ASM International Materials Park(Ohio - USA)
Tel. +1 800 3689800; fax +1 440 3384634
[email protected]
Materials Park
(Ohio - USA)
27-30/11/2007
Ermatingen
(Svizzera)
3-4/12/2007
Seminar “Surface technology and functional coatings”
Deutsche Gesellschaft für Materialkunde e.V. (DGM)
(Frankfurt- D)
Tel. +49 69 75306757; fax +49 69 75306733
[email protected]
Mosca
(Russia)
3-5/12/2007
The First International Conference and Exhibition
“ Joining of aluminium structures ”
ALUSIL (Moscow - RU)
Tel./fax + 7 495 7852005
[email protected]
Materials Park
(Ohio - USA)
3-7/12/2007
Seminar “Principles of failure analysis”
ASM International Materials Park (Ohio - USA)
Tel. +1 800 3689800; fax +1 440 3384634
[email protected]
Denver
(Colorado - USA)
3-7/12/2007
2007 Tri-Service Corrosion Conference “Integrating corrosion prevention and control in policy,
planning, and programming”
NACE (Houston,Texas - USA)
Tel. +1 281 2286223; fax+1 281 2286300
[email protected]
Londra
(Inghilterra)
04/12/2007
Conference “Engineering critical assessments”
Institution of Mechanical Engineers London (UK)
Michelle O'Brien
Tel. +44 20 79731309; fax +44 20 72229881
[email protected]
Colonia
(Germania)
10-12/12/2007
Plastic pipe fittings and joints 2007 - International
Conference “Joining plastic pipes”
Applied Market Information Ltd. (Bristol - UK)
Tel. +44 117 9249442; fax +44 117 9892128
[email protected]
Parigi
(Francia)
13-14/12/2007
Journées siderurgiques internationales
ATS (La Plaine Saint-Denis - F)
Tel. +33 1 71922018; fax +33 1 71922500
maryse.julien @ats.ffa.fr
I SERVIZI A RETE
dedicato alle utilities ai comuni ed ai tecnici delle
imprese per la gestione del sottosuolo
I PLASTIC PIPES & FITTINGS
la distribuzione dei servizi con la materia
plastica: dalla casa alle grandi opere
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altamente tecnologici.
Organo ufficiale di Assocompositi
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www.tecneditedizioni.it
Ricerche
Bibliografiche
Dati IIS-Data
Controllo ultrasonoro con tecnica “phased arrays”
(2002-2007)
Phased arrays for pipeline girth weld inspections di MOLES
M. et al. «Insight», Febbraio 2002, pp. 86-94.
Condotte; controllo automatico; controllo non distruttivo; controllo ultrasonoro; giunti saldati; sonde ultrasonore.
The PoD curve for the detection of planar defects using a
multi-channel ultrasonic system di CARVALHO A.A. et al.
«Insight», Novembre 2002, pp. 689-693.
Condizioni superficiali; controllo automatico; controllo non distruttivo; controllo ultrasonoro; difetti; ispezione basata sull'analisi del rischio; simulazione.
Advanced 3D tools used in reverse engineering and ray
tracing simulation of phased array inspection of turbine
components with complex geometry di DAKS W. et al.
«CINDE Journal», 9-10/2002, pp. 6-11.
Componenti; controllo automatico; controllo non distruttivo;
controllo ultrasonoro; rotazione; sonde ultrasonore; turbine.
Ultrasonic backscatter sizing using phased array - developments in tip diffraction flaw sizing di JACQUES F. et al.
«Insight», Novembre 2003, pp. 724-728.
Controllo automatico; controllo non distruttivo; controllo ultrasonoro; idoneità all'impiego; sonde ultrasonore.
Practical experience of phased array technology for power
station applications di CROWTHER P. «Insight», Settembre
2004, pp. 525-528.
Centrali elettriche; controllo automatico; controllo non distruttivo; controllo ultrasonoro; trasduttori; turbine a vapore.
Recenti progressi nei sistemi automatici di controllo ad ultrasuoni Phased Array di MINERO E. «Riv. Sald.», Gennaio-Febbraio 2005, pp. 63-70.
Blocchi di taratura;condotte; confronti; controllo automatico;
controllo non distruttivo; controllo ultrasonoro; radiografia;
saldature circonferenziali; sonde ultrasonore; trasduttori.
Construction weld testing procedures using ultrasonic
phased arrays di MOLES M. e ZHANG J. «Mat. Eval.»,
Gennaio 2005, pp. 27-33.
Controllo automatico; controllo non distruttivo; controllo ultrasonoro; recipienti in pressione; simulazione.
Portable phased array applications di GRANILLO J. e
MOLES M. «Mat. Eval.», Aprile 2005, pp. 394-404.
Acciai inossidabili austenitici; Bulloni; connessioni tubolari;
controllo automatico; controllo non distruttivo; controllo ultrasonoro; corrosione; giunti saldati; materiali compositi; operazioni in servizio; ponti; saldatura laser; saldature testa a testa;
sonde ultrasonore; tensocorrosione; tubi; turbine.
Investigation of crack sizing using ultrasonic phased arrays
with signal processing techniques di PETTIGREW I.G. et al.
«Insight», Febbraio 2006, pp. 80-83.
Aerei; controllo automatico; controllo non distruttivo; controllo
ultrasonoro; criccabilità; dimensioni; misura; operazioni in
tempo reale.
Rapid distributed data collection with arrays - the next step
beyond full waveform capture di LINES D.I.A. «Insight», Febbraio 2006, pp. 84-88.
Controllo automatico; controllo non distruttivo; controllo ultrasonoro; dati; forma d'onda; ottimizzazione; trattamento dell'immagine.
2D ultrasonic arrays with low-voltage operation for high
density electronics di STREIBEL K. et al. «Insight», Febbraio
2006, pp. 94-96.
Controllo automatico; controllo non distruttivo; controllo ultrasonoro.
Phased array technology for standard ultrasonic testing di
BERKE M. e BALLENGER T. «Insight», Aprile 2006, pp. 218-220.
Controllo automatico; controllo non distruttivo; controllo ultrasonoro; sonde ultrasonore; strumenti di misura.
Ricerche Bibliografiche
Improved focusing for thick-wall pipelines girth weld inspections using phased arrays di MOLES M. et al. «Insight», Dicembre 2005, pp. 769-776.
Condotte; controllo automatico; controllo non distruttivo; controllo ultrasonoro; durata della vita a fatica; focalizzazione;
giunti saldati; operazioni in tempo reale; simulazione; strutture
di piattaforme marine.
Development of new ultrasonic inspection technique for spot
welds with matrix arrayed probe and SAFT (IIW-1724-05, exdoc. III-1343-05) di IKEDA T.et al. «Weld. World», MaggioGiugno 2006, pp. 3-13.
Assicurazione della qualità; comandi; controllo automatico;
controllo non distruttivo; controllo ultrasonoro; dimensioni;
forma geometrica; misura; nocciolo di saldatura; proprietà
meccaniche; resistenza a taglio; resistenza meccanica; ricerche
e sviluppo; saldature a punti; sviluppo; trattamento dell'immagine; zona di fusione; zona di saldatura.
Ultrasonic arrays for non-destructive evaluation: A review di
BRUCE W. et al. «NDT & E Int.», N. 7/2006, pp. 525-541.
Controllo automatico; controllo non distruttivo; controllo ultrasonoro; modelli di calcolo; recensione, rassegna; simulazione;
trasduttori; valutazione.
Preliminary steps to validate a beam model for ultrasonic phased
arrays di WHITTLE A.C. «Insight», Aprile 2006, pp. 221-227.
Controllo automatico; controllo non distruttivo; controllo ultrasonoro; programma di elaboratori; simulazione; sonde ultrasonore.
Investigating post-processing of phased array data for detection and sizing capabilities using incoherent compounding di
PETTIGREW I.G. et al. «Insight», Aprile 2006, pp. 228-232.
Controllo automatico; controllo non distruttivo; controllo ultrasonoro; forma d'onda; operazioni in tempo reale; sonde ultrasonore; studi sperimentali.
Resolving capabilities of phased array sectorial scans (Sscans) on diffracted tip signals di DAVIS J.M. e MOLES M.
«Insight», Aprile 2006, pp. 233-239.
Controllo automatico; controllo non distruttivo; controllo ultrasonoro; sonde ultrasonore.
Phased array ultrasonic technology contribution to engineering technology contribution of economizer piping welds di
CIORAU P. et al. «CINDE Journal», 5/2006, pp. 5-9.
Caldaie; controllo automatico; controllo non distruttivo; controllo ultrasonoro; cricche di fatica; giunti saldati; manutenzione; operazioni in servizio;resistenza a fatica; tubi.
Sampling phased array - a new technique for signal processing and ultrasonic imaging di VON BERNUS L. et al.
«Insight», Settembre 2006, pp. 545-649.
Alto; controllo automatico; controllo non distruttivo; controllo
ultrasonoro; programma di elaboratori; sonde ultrasonore;
spessore.
Study of ultrasonic phased array inspection imaging technology for NDT di BAOHUA S. et al. «China Weld.», 3/2006,
pp. 1-5.
Blocchi di taratura; controllo automatico; controllo non distruttivo; controllo ultrasonoro; programma di elaboratori; simulazione; strumenti di misura; trasduttori.
Portable phased array girth weld scanner di MOLES M. e
LABBE' S. «CINDE Journal» 2/2007, pp. 14-18.
Condotte; controllo automatico; controllo non distruttivo; controllo ultrasonoro; programma di elaboratori; sonde ultrasonore; strumenti di misura; tubi.
SIMBOLI DEGLI ELEMENTI
Ac
Ag
Al
Ar
As
At
Au
B
Ba
Be
Bi
Br
C
Ca
Cd
Ce
Cl
Co
Attinio
Argento
Alluminio
Argon
Arsenico
Astato
Oro
Boro
Bario
Berillio
Bismuto
Bromo
Carbonio
Calcio
Cadmio
Cerio
Cloro
Cobalto
Cr
Cs
Cu
Dy
Er
Eu
F
Fe
Fr
Ga
Gd
Ge
H
He
Hf
Hg
Ho
I
Cromo
Cesio
Rame
Disprosio
Erbio
Europio
Fluoro
Ferro
Francio
Gallio
Gadolinio
Germanio
Idrogeno
Elio
Afnio
Mercurio
Olmio
Iodio
In
Ir
K
Kr
La
Li
Lu
Mg
Mn
Mo
N
Na
Nb
Nd
Ne
Ni
O
Os
Indio
Iridio
Potassio
Kripton
Lantanio
Litio
Lutezio
Magnesio
Manganese
Molibdeno
Azoto
Sodio
Niobio-Columbio
Neodimio
Neon
Nichel
Ossigeno
Osmio
P
Pa
Pb
Pd
Po
Pr
Pt
Ra
Rb
Re
Rh
Rn
Ru
S
Sb
Sc
Se
Si
Fosforo
Sm Samario
Protoattinio
Sn Stagno
Piombo
Sr Stronzio
Palladio
Ta Tantalio
Polonio
Tb Terbio
Praseodimio Te Tellurio
Platino
Th Torio
Radio
Ti Titanio
Rubidio
Tl Tallio
Renio
Tu Tulio
Rodio
U Uranio
Radon
V Vanadio
Rutenio
W Tungsteno-Wolframio
Zolfo
X Xeno
Antimonio
Y Ittrio
Scandio
Yb Itterbio
Selenio
Zn Zinco
Silicio
Zr Zirconio
Fonti dei riferimenti bibliografici
Riviste italiane e straniere analizzate per la Banca Dati IIS-Data
Titolo
Acciaio
Advanced Materials Processes
Alluminio e Leghe
Alluminio Magazine
Ambiente e Sicurezza sul Lavoro
Analysis Europa
Anticorrosione
ASTM Standardization News
ATA Ingegneria Automobilistica
Australasian Welding Journal
Australian Welding Research
Automatic Welding
Automazione Energia Informazione
Avtomaticheskaya Svarka
Befa - Mitteilungen
BID-ISIM
Biuletyn ISG
Boletin Tecnico Conarco
Bollettino Tecnico Finsider
Bollettino Tecnico RTM
Brazing and Soldering
Bridge Design & Engineering
British Corrosion Journal
China Welding
Chromium Review
Constructia De Masini
Costruzioni Metalliche
Czechoslovak Heavy Industry
De Qualitate
Deformazione
Der Praktiker
Elettronica Oggi
Elin Zeitschrift
Energia Ambiente Innovazione
Energia e Calore
Energia e Materie Prime
EPE International
Esa Bulletin
Eurotest Technical Bulletin
Fogli d’Informazione Ispesl
Fonderia
FWP Journal
GEP
Giornale del Genio Civile
Heron
Hightech
Hitsaustekniikka
Hybrid Circuits
Iabse Periodica
Il Filo Metallico
Il Giornale delle Prove non Distruttive
Il Giornale delle Scienze Applicate
Il Perito Industriale
Il Saldatore Castolin
Ilva Quaderni
Industrial Laser Rewiew
Ingegneria Ambientale
Ingegneria Ferroviaria
Inossidabile
Insight
International Construction
Interplastics
IPE International
ISO Bulletin
J. of Offshore and Polar Engineering
Joining & Materials
Joining of Materials
Joining Sciences
Journal of Bridge Engineering
Journal of the Japan Welding Society
Kunststoffe
L’Acciaio Inossidabile
Abbreviaz.
Acciaio
Mat. Processes
AL
Alluminio
Sicurezza Lav.
Analysis
Anticorrosione
ASTM Std.
ATA
Austr. Wdg. J.
Austr. Wdg. Res.
Aut. Weld.
AEI
Aut. Svarka
Befa Mitt.
BID-ISIM
Biuletyn
Conarco
Finsider
RTM
Braz. Sold.
Bridge
Br. Corr. J.
China Weld.
Chomium
Constr. Masini
Costr. Met.
Czech. Heavy
Qualitate
Deformazione
Praktiker
Elettronica
Elin
Enea E.A.I.
Energia
Energia
EPE
Esa Bulletin
Eurotest
ISPESL
Fonderia
FWP J.
GEP
Giornale G.C.
Heron
Hightech
Hitsaust.
Hybrid
IABSE
Filo Metallico
Giornale PND
Scienze Applic.
Perito Ind.
Castolin
Ilva
Ind. Laser
I.A.
Ing. Ferr.
Inossidabile
Insight
Int. Const.
Interplastics
IPE
ISO
Offshore
Joining
JOM
Join. Sciences
Jour. Bridge
Journal JWS
Kunststoffe
Acc. Inoss.
Titolo
Abbreviaz.
L’Allestimento
Allestimento
L’Elettrotecnica
Elettr.
L’Industria Meccanica
Ind. Mecc.
L’Installatore Tecnico
Installatore
La Meccanica Italiana
Mecc. Ital.
La Metallurgia Italiana
Met. Ital.
La Termotecnica
Termotecnica
Lamiera
Lamiera
Laser
Laser
Lastechniek
Lastech.
Lavoro Sicuro
Lav. Sic.
Lo Stagno ed i suoi Impieghi
Stagno
Macchine & Giornale dell’Officina
Officina
Macplas
Macplas
Manutenzione: Tecnica e Management
Manutenzione
Materialprüfung
Materialprüf.
Material and Corrosion
Mat. Cor.
Materials Evaluation
Mat. Eval.
Materials Performance
MP
Meccanica & Automazione
Mec. & Aut.
Meccanica & Macchine di Qualità
Mecc. & Macchine
Meccanica Moderna
Mecc. Moderna
Meccanica Oggi
Meccanica
Mechanical Engineering
Mech. Eng.
Metal Construction
Met. Con.
Metalli
Metalli
Metallurgical and Materials Transactions
Met. Trans.
Metallurgical B
Metallurgical B
Metallurgical Reports CRM
Met. Rep.
Metallurgical Transactions
Metallurgical T
Metalurgia & Materiais
Met. Materiais
Metalurgia International
Metalurgia
Modern Plastics International
Plastics Int.
Modern Steel Construction
Steel Constr.
NDT & E International
NDT & E Int.
NDT & E International UK
NDT & E Int.
NDT International
NDT Int.
Notagil S.I.
Notagil
Notiziario dell’ENEA Energia e Innovazione
ENEA E.I.
Notiziario dell’ENEA Sic. e Prot.
ENEA-DISP.
Notiziario Tecnico AMMA
AMMA
NRIM Research Activities
NRIM Research
NT Tecnica e Tecnologia AMMA
NT AMMA
Oerlikon Schweissmitteilungen
Oerlikon
PCB Magazine
PCB
Perito Industriale
Perito Ind.
Petrolieri d’Italia
Petrolieri I.
Pianeta Inossidabili
Inox
Plastic Pipes Fittings
Plastics
Prevenzione Oggi
Prevenzione
Produttronica
Produttronica
Protective Coatings Europe
PCE
Przeglad Spawalnictwa
Pr. Spawal.
Quaderni Pignone
Pignone
Qualificazione Industriale
Qualificazione
Qualità
Qualità
Rame e Leghe
CU
Rame Notizie
Rame
Research in Nondestructive Evaluation
Research NDE
Revista de Los Trat. Ter. y de Superficie
Tratersup
Revista de Metalurgia
Rev. Met.
Revista de Soldadura
Rev. Soldadura
Revue de la Soudure
Rev. Soud.
Revue de Metallurgie CIT
Revue Met. CIT
Revue de Metallurgie MES
Revue Met. MES
Ricerca e Innovazione
Ric. Inn.
Riv. Infortuni e Malattie Professionali
Riv. Inf.
Rivista di Meccanica
Riv. Mecc.
Rivista di Meccanica Oggi
Riv. Mecc. Oggi
Rivista di Meccanica International
Riv. Mecc. Inter.
Rivista Finsider
Riv. Finsider
Rivista Italiana della Saldatura
Riv. Sald.
Titolo
Schweissen & Pruftechnik
Schweissen und Schneiden
Schweisstechnik
Schweisstechnik
Science and Technology of W and J
Seleplast
Sicurezza e Prevenzione
Skoda Review
Soldadura e Construcao Metalica
Soldadura y Tecnologias de Union
Soldagem & Inspecao
Soldagem & Materiais
Soldering & Surface Mount Technology
Soudage et Techniques Connexes
Souder
Stahlbau
Stainless Steel Europe
Stainless Steel World
Stainless Today
Steel Research
Structural Engineering International
Sudura
Surface Engineering
Svarochnoe Proizvodstvo
Sveiseteknikk
Svetsaren
Svetsen
Technica/Soudure
Technical Diagnostics and NDT Testing
Technical Review
Technische Uberwachung
Tecnologia Qualidade
Tecnologie e Trasporti per il Mare
Tecnologie per il Mare
Teknos
The Brithis Journal of NDT
The European Journal of NDT
The International Journal of PVP
The Journal of S. and E. Corrosion
The Paton Welding Journal
The TWI Journal
The Welding Innovation Quarterly
Tin and Its Uses
Transactions of JWRI
Transactions of JWS
Transactions of NRIM
Ultrasonics
Unificazione e Certificazione
Università Ricerca
Unsider Notizie di Normazione
Varilna Tehnika
Westnik Maschinostroeniya
Welding & Joining
Welding & Joining Europe
Welding and Metal Fabrication
Welding Design and Fabrication
Welding in the World
Welding International
Welding Journal
Welding Production
Welding Review International
WRC Bulletin
WRI Journal
Zavarivac
Zavarivanje
Zavarivanje I
Zincatura a caldo
Zis Mitteilungen
Zis Report
Zvaracske Spravy
Zváranie
Abbreviaz.
Sch. Pruf.
Schw. Schn.
Schweisst.
Sch. Tec.
Weld. Join.
Seleplast
Sicurezza
Skoda
Soldadura
Sold. Tec.
Inspecao
Soldagem
Soldering
Soud. Tecn. Con.
Souder
Stahlhau
Stainless Eu.
Stainless World
Stainless
Steel
Engineering
Sudura
Surface
Svar. Proiz.
Sveiseteknikk
Svetsaren
Svetsen
Tech. Soud.
NDT Testing
Tech. Rev.
Techn. Uberw.
Qualidade
Tec. Tra. Mare
Tec. Mare
Teknos
Br. Nondestr.
European NDT
Journal PVP
Corrosion
Paton Weld. J.
TWI Journal
Weld. Innovation
TIN
Trans. JWRI
Trans. JWS
Trans. NRIM
Ultrasonics
Unificazione
Università
Unsider
Var. Teh.
–
Weld. Joining
Weld. J. Europe
Welding
Weld. Des.
Weld. World
Weld. Int.
Wdg. J.
Weld. Prod.
Weld. Rev.
WRC Bulletin
WRI J.
Zavarivac
Zavarivanje
Zavariv.
Zincatura
ZIS
Zis
Zvaracske
Zváranie
Per ulteriori informazioni, rivolgersi a:
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione PRN / Uff. Abbonamenti
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova GE
Tel. (+39) 010 8341.392; Fax (+39) 010 8367780
e-mail: [email protected] Web: www.iis.it
Elenco
degli
Inserzionisti
606
--621-622
---682
---636
-732
663
-608-609
613
605
--618
750
730
-612
4^cop
617
-712
720
708
714
615
--648
-610
672
---710
--681
709
616
694
--619
-607
611
664
--2^ cop
623
---620
--723
3^ cop
----731
736
-614+719+743
-744
724
---
3 M ITALIA
ABB FLEXIBLE AUTOMATION
ACCADUEO
AEC TECHNOLOGY
AIPND
ALUMOTIVE
ANASTA
ANCCP
ANDIT AUTOMAZIONE
ASPIRMIG
ASSOCOMAPLAST
BOHLER THYSSEN SALDATURA
CARPANETO - SATI
CEA
CEBORA
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