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Istituto Italiano della Saldatura – Lungobisagno Istria, 15 – 16141 Genova (I) - Tariffa regime libero: “Poste Italiane SpA - Sped. A.P. 70%, DCB Genova” Tassa Pagata - Taxe Perçue ordinario - Contiene IP + Supplemento - Bimestrale Maggio - Giugno 2012 ISSN:0035-6794
Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LXIV - N. 3 * 2012
Rampa di varo del
Castorone di Saipem
Per gentile concessione Saipem S.p.A
EFFICIENZA
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Articoli
311
Utilizzo di laser in fibra ad elevata focalizzazione per
la saldatura: vantaggi e proprietà (J. P. Bergmann et al.)
Come noto agli addetti ai lavori, i laser a fibra vantano,
rispetto ad altre tipologie, condizioni di focalizzazione più
favorevoli, con la possibilità di ottenere maggiori densità di
energia anche per potenze ridotte e migliorare la velocità
di avanzamento, per pari spessori. A fronte di ciò, tuttavia,
va considerata la minore larghezza della saldatura, in senso
trasversale, con le conseguenze che questo comporta durante
la fabbricazione, a partire dalle fasi di assiemaggio.
Jean Pierre Bergmann conduce un’analisi del problema, tanto
sul piano teorico che su quello pratico, senza dimenticare di
confrontare i risultati ottenuti con le specifiche delle altre sorgenti.
323
Nuovi materiali d’apporto sviluppati per i nuovi acciai
ad alto snervamento (P. Bonalumi et al.)
Dalla sinergia di due colossi come voestalpine AG e Böhler
Welding nasce una collaborazione di interesse assoluto nel
settore della saldatura di acciai ad elevata ed elevatissima
resistenza, il cui snervamento può superare i 1100 MPa, i quali
pongono per tradizione difficoltà rilevanti nella fabbricazione
mediante saldatura. Sono molti i settori che possono essere
interessati a questi acciai, come ad esempio i mezzi di
sollevamento, il navale, l’offshore e le condotte forzate, per
i quali può essere interessante approfondire con l’autore,
Pierangelo Bonalumi, la conoscenza dei fili animati dell’ultima
generazione, fabbricati con tecnologia seamless e ridottissimi
valori di idrogeno diffusibile.
331
Evoluzione della normativa tecnica internazionale per
la progettazione, la produzione e la fabbricazione di
manufatti e di pipelines per il trasporto di idrocarburi
onshore ed offshore (M. Celant)
Parlare di normativa tecnica non è mai semplice: con il rischio
permanente di annoiare il lettore, si è spesso indotti a non
approfondire l’argomento, senza cogliere di conseguenza
gli obiettivi previsti. Con questo articolo, Mario Celant, riesce
indubbiamente nell’intento di conciliare la fruibilità della
presentazione con il necessario grado di dettaglio, presentandoci
un quadro certamente esaustivo afferente al settore delle pipeline,
argomento peraltro di assoluta attualità, che viene affrontato
partendo dai criteri di progettazione, passando dalle fasi di
fabbricazione sino ai controlli ed ai collaudi finali.
339
Controllo qualità della placcatura di reattori per
hydrocracking: procedure e criteri di accettabilità
applicabili (G. Zappavigna)
La fabbricazione di reattori per il settore Oil & Gas è uno dei
casi di maggiore criticità per il costruttore, tali e tante sono le
tematiche da considerare, dalla fase di progettazione a quella
di controllo e di collaudo. Nel caso dei reattori per servizio
hydrocracking, la presenza di una placcatura e di materiali
base come il grado 2 ¼ Cr 1 Mo ¼ V (ormai, praticamente
lo standard) contribuiscono certamente ad aumentare
la complessità della sfida, in presenza di difettologie
potenzialmente insidiose (si pensi, al riguardo, a fenomeni
come il reheat cracking o l’under clad cracking).
Giovanni Zappavigna ci fornisce un quadro esaustivo ed
aggiornato sullo stato dell’arte, mettendo a nostra disposizione
tutta l’esperienza di uno dei più affermati costruttori nazionali.
351
L’affidabilià degli assemblaggi elettronici (L. Moliterni)
Il mondo della microelettronica è certamente un settore
adiacente a quello in cui opera la cosiddetta saldatura
convenzionale (sempre che ve ne sia una che risponda ad una
simile definizione). La velocità con cui evolvono le tecnologie,
in questo ambito, è indubbiamente elevata e cerca di fare
fronte a richieste sempre più variegate e specifiche, provenienti
da settori particolarmente critici, come ad esempio le
telecomunicazioni ed il militare.
Luca Moliterni, responsabile - tra l’altro - delle attività di
microelettronica per IIS, ci guida alla scoperta dello stato
dell’arte dei circuiti stampati, senza dimenticare, ovviamente,
le specifiche relative alle tecnologie di brasatura, integrando la
propria testimonianza con alcune significative failure analysis.
Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto
Italiano della Saldatura, di IIS SERVICE e di
IIS CERT nel 2011
365
International Institute of Welding (IIW)
Non-destructive inspection of ITER PF jacket welds
(L. Silva et al.)
379
ANNO
NNO LXIV Maggio
M
- Giugno 2012
Periodico Bimestrale
DIRETTORE RESPONSABILE:
Ing. Mauro Scasso
REDATTORE CAPO:
Ing. Michele Murgia; [email protected]
Attorno al progetto internazionale ITER ruotano rilevanti
interessi economici e considerevoli sforzi, a livello
ingegneristico, per fornire ai progettisti le soluzioni più
aggiornate e performanti. La saldatura e le materie ad essa
correlate, ovviamente, non sfuggono a questa necessità: in questo
articolo, Liliana Silva ed altri affrontano l’argomento delle prove
non distruttive delle giunzioni relative ai jacket, per i quali le
valutazioni ad oggi condotte non sembrano consentire, tuttavia,
una probabilità di rilevazione del 100%. Più in particolare, sono
analizzati i risultati sperimentali relativi all’esame radiografico
convenzionale, alla computer radiography (CR) ed alla
tomografia computerizzata, che sembrano in grado di fornire i
risultati attesi una volta opportunamente integrati tra loro.
IIS Didattica
Introduzione alle leghe a memoria di forma
(Shape Memory Alloys) ed alla loro saldabilità (IIS-FOR)
3 2012
REDAZIONE:
Isabella Gallo; [email protected]
Maura Rodella; [email protected]
PUBBLICITÀ:
Franco Ricciardi; [email protected]
Cinzia Presti; [email protected]
ABBONAMENTI:
Francesca Repetto; [email protected]
387
Organo Ufficiale
dell’Istituto Italiano della Saldatura
Direzione - Redazione - Pubblicità:
Lungobisagno lstria, 15 ∙ 16141 Genova
Telefono: 010 8341475 ∙ Fax: 010 8367780
[email protected] ∙ www.iis.it
La tradizionale rubrica curata dalla Divisione Formazione ci
illustra, questa volta, le caratteristiche fondamentali delle leghe
a memoria di forma (o Shape Memory Alloys, SMA).
Come il lettore potrà notare, non si tratta di una novità nel
panorama industriale ma molti rimarranno sicuramente sorpresi
nella scoperta delle singolari proprietà di questi materiali, ormai
profondamente radicati in alcuni settori (come quello medicale,
ad esempio). Non poteva mancare una panoramica dedicata alla
loro saldabilità, che presenta aspetti di particolare complessità,
data la spiccata tendenza alla formazione di composti fragili di
tipo intermetallico.
Abbonamento annuale 2012
Italia: ……………..……€ 100.00
Estero: ………….……...€ 170.00
Un numero separato:... € 26.00
La Rivista viene inviata gratuitamente ai Soci
dell’Istituto Italiano della Saldatura.
Rivista associata
Rubriche
Editoriale
Periferia
309
Scienza e Tecnica
Proprietà del nuovo acciaio inossidabile duplex LDX 2404®
399
Incontro con...
Rezia Molfino
409
Abbiamo provato per voi
Filo metal cored Fileur AMC 01
415
Normativa Tecnica
Nascono le “prassi di riferimento”.
Una risposta tempestiva per mercati che cambiano
429
Dalle Associazioni
Assemblea Generale ANASTA nell’incertezza del periodo
2011-2012, G. Maccarini
433
Dalle Aziende
437
Notiziario
Letteratura Tecnica / Codici e Norme / Corsi /
Mostre e Convegni
443
Ricerche Bibliografiche da IIS-Data
Trattamento termico dopo saldatura
451
Elenco degli Inserzionisti
458
Registrazione al ROC n° 5042 - Tariffa regime
libero: “Poste Italiane SpA - Spedizione in
Abbonamento Postale 70%, DCB Genova”
Fine Stampa Giugno 2012
Aut. Trib. Genova 341 – 20.04.1955
Stampa: ALGRAPHY S.r.l. - Genova - www.algraphy.it
L’Istituto non assume responsabilità per le opinioni espresse
dagli Autori. La riproduzione degli articoli pubblicati è
permessa purché ne sia citata la fonte, ne sia stata concessa
l’autorizzazione da parte della Direzione della Rivista, e sia
trascorso un periodo non inferiore a tre mesi dalla data della
pubblicazione. La collaborazione è aperta a tutti, Soci e non
Soci, in Italia e all’Estero. La Direzione della Rivista si riserva
di accettare o meno, a suo insindacabile e privato giudizio,
le inserzioni pubblicitarie. Ai sensi del D. Lgs. 196/2003, i
dati personali dei destinatari della Rivista saranno oggetto
di trattamento nel rispetto della riservatezza, dei diritti della
persona e per finalità strettamente connesse e strumentali
all’invio della pubblicazione e ad eventuali comunicazioni ad
esse correlate.
In copertina
Rampa di varo del CASTORONE,
il nuovo Pipeline DP Vessel di Saipem
Costruttore: Hollandia b.v.; Cliente: Saipem
Struttura tubolare subacquea installata a poppa del
CASTORONE per il varo di
tubazioni in acque profonde.
La struttura è costituita da
3 sezioni articolate per una
lunghezza complessiva di
120 m. E’ realizzata in acciaio termomeccanico ad
alta resistenza tipo S460 EN
10225 ed ha un peso complessivo di circa 1200 t.
Nel prossimo numero parleremo di...
Articoli
Applicazione del sistema di riporto in Inconel 625 su acciaio al
carbonio mediante tecnologia laser
Proprietà meccaniche di giunti in acciaio DP600
saldati a fascio elettronico
Valutazione della tenacità di giunti saldati con prove di meccanica
della frattura: criteri di estrapolazione dei risultati
Applicazione della metodologia RCM per la riduzione del Life
Cycle Cost di sistemi Oil & Gas
Modelli di organizzazione e di gestione della sicurezza
4
'DJOLDQQLVHVVDQWDO·LPSHJQRGL,,6H,,6&(57QHOODTXDOLÀFD]LRQH
FHUWLÀFD]LRQHHDSSURYD]LRQHGHOSHUVRQDOH31'
International Institute of Welding (IIW)
9HULÀFDGHOODVROLGLWjGHOOHSLOHGLSRQWLLQDFFLDLR
Didattica
Le manauriti: caratteristiche fondamentali e saldabilità
6e Yuoi inYiare un articolo una riÁessione un Tuesito o altro Pateriale che ritieni
Sossa essere di interesse Ser la coPunitj di esSerti e di aSSassionati di saldatura
della Rivista, puoi inviare il tuo gradito contributo all’indirizzo:
[email protected]
Istruzioni per la presentazione degli articoli
L’ articolo pervenuto sarà sottoposto all’esame del Comitato di Redazione che ne vaglierà i contenuti per l’accettazione.
Gli Autori saranno prontamente informati delle decisioni del Comitato di Redazione.
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WLWRORGHÀQLWLYR

breve curriculum dell’Autore/i

abstract in italiano ed in inglese
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>@/H]]L)H0XUJLD0©5LVFKLFRQQHVVLDOODVDOGDWXUDHSURFHGXUHGLSURWH]LRQHª5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQSS
Editoriale
Periferia
L’
economia politica (quella che si
occupa, non solo ma anche, della ricchezza delle Nazioni) utilizza talvolta
termini gergali derivati da altri ambienti. Un paio di questi termini sono “centro” e “periferia” che, acquisiti dalla
cartografia, acquistano nell’economia
politica un significato particolare.
Individuati i termini, possiamo passare
alle definizioni: “centro” rappresenta
il contesto (non soltanto fisico) in cui
vengono prese le decisioni e vengono
svolte le attività a più alto valore aggiunto, “periferia” rappresenta, per
contro, il contesto dove si attuano le
decisioni prese da altri e vengono svolte le attività a più basso valore aggiunto. In breve, al “centro” si comanda,
si guadagna molto e si campa bene,
mentre in “periferia” si ubbidisce, si
guadagna poco e si campa male.
Risulta chiarissima, pertanto, l’importanza di posizionarsi quanto più vicini al “centro” e, conseguentemente,
quanto più lontani dalla “periferia”.
Nello scenario in considerazione gli
attori sono i “sistemi Paese” che si
posizionano in funzione delle scelte
effettuate nel tempo e, pertanto, delle
caratteristiche possedute a seguito delle medesime.
Poiché il “sistema Paese” è un’entità
inclusiva considera gli aspetti (praticamente tutti) che possono intervenire
sull’“efficacia” e sull’“efficienza” del
sistema medesimo e, conseguentemente, sulla sua capacità di produrre
valore.
La scuola (che dovrebbe costruire
competenze utili), la giustizia (che
dovrebbe consentire la certezza del
diritto, in tempi di cronaca), la sanità
(che dovrebbe mantenere sana e attiva
la popolazione), la burocrazia (che dovrebbe costituire il supporto operativo
dell’organizzazione dello Stato), la
fiscalità (che dovrebbe acquisire le risorse necessarie al funzionamento del
sistema, in modo giusto ed equo), ecc.,
ecc., ecc..
Ma anche, ovviamente, aspetti più
specifici, come quelli attinenti il mondo dell’impresa e del lavoro, il sistema
bancario, le infrastrutture, ecc., ecc.,
ecc..
Quanto più tutti questi aspetti sono
correttamente e sinergicamente gestiti
ai fini dell’interesse generale, tanto più
il “sistema Paese” è in grado di meglio
posizionarsi sulla direttrice “centro” /
“periferia”.
Se, al contrario, gli aspetti medesimi
sono gestiti ai fini di interessi diversi
(di gruppi di potere più o meno forti,
di categorie e di “lobbies”, personali,
ecc.), allora il “sistema Paese” scivola
irrimediabilmente, nel suo insieme,
verso la “periferia”, non utilizzando
convenientemente le risorse a disposizione.
Purtroppo le scelte ed i comportamenti
che caratterizzano il “sistema Paese”
non sono di breve respiro e hanno, pertanto, tempi di attuazione lunghi, non
appartenendo neppure più alla dimensione puramente economica, bensì alla
più ampia dimensione sociologica.
Non saranno, quindi, le “technicalities” fiscali e finanziarie (e poco d’altro) adottate nel breve che risolveranno
i problemi di fondo. Eviteranno, forse,
il disastro immediato, ma non allontaneranno un “sistema Paese” inefficace
ed inefficiente dal suo meritato posto
in “periferia”.
Per allontanarsi dal quale occorrerebbero progettualità, competenza, moralità ed impegno.
Un’impresa da far impallidire la resurrezione di Lazzaro !
Ogni collegamento con fatti reali è da
considerarsi puramente casuale.
Dott. Ing. Mauro Scasso
Segretario Generale IIS
Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012
309
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8tili]]o di laser in ÀEra ad elevata
focalizzazione per la saldatura:
vantaggi e proprietà (°)
J. P. Bergmann *
A. Patschger **
A. Bastick ***
Sommario / Summary
Lo sviluppo di laser in fibra porta con sé un miglioramento
delle condizioni di focalizzazione del raggio laser.
Ciò significa che, anche per elevate potenze (superiori ad
1 kW), è possibile realizzare spot per la lavorazione fino a
50 μm. Piccoli diametri focali significano una elevata intensità (anche per basse potenze) e quindi la possibilità di
realizzare elevate velocità di lavorazione e di saldare anche
lamiere con spessori inferiori a 50 μm.
Piccoli diametri focali significano però anche che la larghezza della zona saldata e così la larghezza della sezione
resistente siano, con riferimento allo spessore della lamiera, molto più piccole. Nell’articolo sono presentati i risultati della lavorazione di saldatura con laser in fibra e diametri focali di molto inferiori ai 600 μm. Un esame delle
condizioni di saldatura sia dal punto di vista pratico che
teorico viene qui riportato. Un confronto con una strategia
di saldatura laser tradizionale (fibra 600 μm) è parte inte-
(°)
*
**
***
Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 6
Workshop: “Processi di giunzione”, Genova 26-27 Maggio 2011.
Technische Universität Ilmenau, Ilmenau (Germania)
Fachhochschule Jena, Jena (Germania)
JENOPTIK Automatisierungstechnik GmbH, Jena (Germania)
grante della trattazione. Infine vengono presentati risultati
riguardanti la saldatura di fogli metallici con spessori inferiori ai 100 μm.
Laser processing increases in interest thanks to high brillance laser sources. These allow low BPP and high efficiency as well. Even though efficiency increase is possible in process design as well. Increasing welding speed
increases efficiency, as the dissipated heat in the base
material is not linear proportional to speed. In this paper
practical as well as theoretical aspects of welding of steels
sheets with low foki diameter are presented. In an overview
results of welding of foils till 15 μm are depicted as well.
IIW Thesaurus Keywords:
Fibre lasers; focusing; laser welding; process conditions;
efficiency.
311
-. 3. %ergmann et al. - 8tilizzo di laser in ÀEra ad elevata focalizzazione per la saldatura: vantaggi e proprietà
Introduzione
La lavorazione con laser di potenza per taglio e saldatura
si è largamente instaurata nell’applicazione industriale in
particolare per la lavorazione dei metalli. In particolare, il
taglio laser è oggigiorno la parte di mercato del laser che
registra il maggiore fatturato.
Lo sviluppo di laser industriali segue a tutt’oggi due filoni
principali:
r miglioramento della qualità del raggio laser e del
rendimento energetico;
r miglioramento delle caratteristiche di modulabilità del
laser per raggiungere elevate energie nel giro di pochi
ps o fs.
Per i risultati qui presentati nel campo del taglio e della
saldatura verranno discussi solamente i concetti per elevata
focalizzazione e la loro utilizzabilità. Laser ad elevata
qualità sono laser che permettono una elevata focalizzazione
del raggio ed allo stesso tempo una elevata distanza
focale. Per quanto riguarda la saldatura si usa utilizzare
il cosiddetto “Beam Parameter Product” (BPP) come
parametro per una quantitativa definizione della qualità del
raggio. Il BPP è proporzionale al prodotto tra il diametro
del raggio e l’angolo di divergenza. Col diminuire del
diametro del raggio diminuisce così il BPP, mentre con
l’aumentare dell’angolo di divergenza cresce il BPP e così
diminuisce la qualità del raggio laser. Con l’avvento di
nuovi concetti laser come il laser in fibra ed il laser a disco si
è provveduto a diminuire gli effetti dovuti al riscaldamento
degli elementi ottici e così a diminuire il BPP. La Tabella 1
riassume tipici BPP per laser industriali di potenza presenti
sul mercato oggi. Con i nuovi concetti si è provveduto
anche ad aumentare il rendimento (Wall-Plug-Efficiency,
WPE) delle sorgenti ed a rendere ancora più interessante
la tecnologia laser. Dal punto di vista pratico le sorgenti
ad elevata qualità risultano interessanti, poiché rendono
possibile la lavorazione ad elevate distanze (piccoli angoli
di divergenza, remote processing [1]) e poiché rendono
possibile raggiungere elevate densità di potenza per piccole
potenze ([2], [3]), cioè ridurre gli investimenti e le spese
correnti per energia elettrica. Ed è proprio il rendimento che
in questo ultimo caso può essere ulteriormente migliorato.
I valori di WPE dati nella Tabella 1 hanno un valore
rappresentativo per ciò che concerne le sorgenti laser in sé,
non considerano però l’intero processo di saldatura.
In effetti durante la saldatura solo una parte del calore
generato viene utilizzato per riscaldare e fondere il materiale
nella zona di saldatura, mentre una parte viene dissipata per
conduzione termica nel materiale base.
Un’ultima parte viene dispersa per irraggiamento termico.
Riassumendo, la radiazione emessa dalla sorgente laser,
ipotizzando un indice ideale di assorbimento pari a 1, viene
suddivisa nel pezzo da saldare come segue:
PTot = PR + PF + PC + PI
cioè l’energia totale (PTot) si suddivide in energia necessaria
per riscaldare e fondere il materiale nella zona di saldatura
(PR + PF), in energia dissipata per conduzione di calore nel
materiale base (PC) ed energia dissipata per irraggiamento
(PI). Il rendimento del processo in sé sarà quindi pari a:
K = (PR + PF) / PTot
In [4] vengono analizzati i termini sopra indicati per
un processo di lavorazione laser. Considerando alcune
semplificazioni si possono rappresentare i termini in
relazione alla velocità di lavorazione come indicato nella
Figura 1 [5].
Dal punto di vista pratico la Figura 1 deve essere discussa
come segue:
r aumentando la velocità diminuisce in relazione la parte
di calore dissipata nel materiale e quindi aumenta il
rendimento del processo, cioè il processo diventa di per
sé più economico;
r aumentando la velocità diminuisce in relazione la parte
di calore che viene condotta per conduzione termica
nel materiale base e che contribuisce quindi ad un
surriscaldamento, in particolare per lamiere sottili con
spessori inferiori a 100 μm.
Il modo per raggiungere elevate velocità di lavorazione con
moderate potenze delle sorgenti termiche è in particolare
fare uso di una elevata focalizzazione del raggio laser, cioè
fare uso di laser con elevata focalizzazione.
TABELLA 1 - Tipici valori di WPE e BPP (informazioni dei produttori di sorgenti laser)
312
Sorgente laser
Tipici valori WPE [%]
Tipici valori BPP [mm * mrad]
Laser CO2
8 - 12
4
Laser a corpo solido
con pompaggio con lampade
<3
25
Laser a corpo solido pompato a diodi
> 12
> 12
Laser in fibra
> 25 - 30
>2
Laser a diodi
> 30
> 30
Laser a disco
> 25 - 30
>2
Figura 1 - Rappresentazione energia velocità rapportata ad un processo di saldatura laser (l’irraggiamento non viene considerato, con riferimento
a [5])
Figura 2 - Giunto di testa a testa per le prove di rendimento del processo (b = larghezza zona saldata, s = spessore lamiera)
Condizioni sperimentali e strategia delle prove
Le prove sperimentali sono state eseguite con diverse
sorgenti laser in fibra. Buona parte dei risultati rappresentati
sono stati ottenuti con una sorgente laser in fibra da 1 kW con
una fibra di trasporto da 50 μm. Il raggio laser è confluito
poi in una fibra di processo con diametri da 100 a 600 μm.
Tramite ottiche di focalizzazione sono stati poi raggiunti
diversi diametri di focalizzazione.
Il BPP è di 1,7 mm * mrad (per fibra da 50 μm) e cresce fino
a 16,2 mm * mrad (per fibra da 400 μm).
Il materiale utilizzato è un acciaio basso legato DC01 con
spessore da 0,88 ed 1 mm. In questo articolo vengono
riportati risultati di prove su giunti di testa a testa e giunti
a sovrapposizione. Per quanto riguarda le lamiere con
spessori inferiori ai 100 μm sono stati utilizzati fogli di
acciaio inossidabile del tipo 1.4310 (secondo DIN) con
spessori da 15 μm, 25 μm, 50 μm e 100 μm. In questo
caso si è fatto uso di un laser in fibra ad elevata qualità
(BPP < 1 mm * mrad) e di uno scanner con la possibilità
di focalizzare il raggio tra 20-76 μm (diametro). In primo
luogo sono state effettuate prove su giunti di testa a testa su
materiale DC01 da 1 mm per effettuare considerazioni sul
rendimento del processo (Fig. 2). In secondo luogo sono
rappresentati a scopo pratico i limiti nella sperimentazione
Figura 3 - Velocità di saldatura in relazione a potenza del laser in
dipendenza del diametro focale [5]
del processo per giunti di testa a testa per poi presentare
risultati su giunti a sovrapposizione, in cui sono visibili
i vantaggi dell’alta focalizzazione. In conclusione sono
presentati risultati ottenuti su fogli metallici.
Risultati e discussione
La Figura 3 rappresenta in primo luogo i risultati ottenuti
alla geometria in Figura 2 con una potenza da 1 kW e diversi
diametri di focalizzazione. Come da aspettarsi, è possibile
riconoscere che, con il diminuire della densità di potenza,
la massima velocità raggiungibile (definita in questo caso
come completa penetrazione) diminuisce. In particolare è
possibile concludere che tra le saldature effettuate con un
diametro focale da 100 μm ed un diametro focale da 600 μm
vi è un rapporto di velocità pari a 6 (Fig. 3).
La Figura 4 rappresenta invece la larghezza b del cordone
(Fig. 2) in dipendenza della potenza laser. E’ possibile
riconoscere che per diametri focali più grandi, cioè 400 e
600 μm, al di sotto di una potenza critica (e di conseguenza
313
Figura 4 - a) larghezza del cordone; b) foto del giunto
di una velocità critica) la larghezza del cordone aumenta
considerevolmente, mentre per un diametro con valore
più piccolo è possibile contenere la larghezza del cordone
e quindi dell’apporto termico per un intervallo più largo
di valori. In particolare è possibile riconoscere che anche
per piccoli diametri (200 μm) è possibile avere larghezze
del giunto pari a 1 mm. In termini di efficienza e cioè di
rendimento di processo è possibile rappresentare i risultati,
dopo aver misurato la larghezza del cordone e la zona fusa.
Nella Figura 5 viene riportata la valutazione al riguardo.
In particolare si nota che il rendimento cresce di ca. 10%
con l’aumentare della velocità. Ciò è dovuto al fatto che
la parte di calore dissipata nel materiale base diminuisce,
grazie alla elevata velocità di processo. In particolare la
Figura 5 - Rendimento del processo in dipendenza della velocità di
saldatura per 1000 W [5]
Figura 6 - Rapporto (PC / PR + PF) in dipendenza della velocità di
saldatura
Figura 7 - a) tolleranze di processo per interstizio tra le lamiere; b) per spostamenti in z per potenza da 1 kW
314
Figura 9 - Parte a vista del manufatto saldato (con riferimento a [5])
Figura 10 - Aspetto superficiale di cordoni di saldatura per giunti a
sovrapposizione con lamiere da 15 μm fino a 100 μm
Figura 8 - Saldatura del giunto a sovrapposizione con laser da 1 kW
(con riferimento a [5])
Figura 6 riporta il rapporto (PC / PR + PF) e dimostra che
con l’aumentare della velocità questo rapporto diminuisce.
I risultati qui espressi hanno valore qualitativo, dovuto al
criterio per la determinazione della velocità di saldatura,
che ha valore puramente pratico e cioè piena penetrazione.
I vantaggi rappresentati dalle elevate velocità di saldatura
per piccoli diametri riguardano in primo luogo l’efficienza
del processo. In effetti per quanto concerne il giunto di
testa a testa, l’interstizio tra le lamiere può essere tollerato
nel caso considerato solamente fino ad un diametro focale
di 400 μm con una riduzione della velocità di un fattore
attorno a 3 (Fig. 7 a). Con diametri focali inferiori a
200 μm è possibile ottenere, sotto condizioni industriali,
un cordone di saldatura continuo solo con afferraggi massivi
e molto costosi. Diametri inferiori danno però la possibilità
di un’ampio spazio di tolleranze per ciò che concerne la
distanza tra piano focale e lamiera (Fig. 7 b).
Si era in fase di introduzione detto che, la riduzione del
calore dissipato nel materiale base può essere di vantaggio
anche per applicazioni pratiche, senza considerare poi
l’aumento del rendimento. In particolare, possono essere
evitate le difficoltà del giunto di testa a testa con un giunto
di sovrapposizione, dove la riduzione del diametro porta
il vantaggio di una sensibile riduzione della “marcatura
termica” sulla parte posteriore della lamiera.
La Figura 8 rappresenta una saldatura a sovrapposizione
su lamiere da 0,88 mm in acciaio, dove si è sostituita la
saldatura a punti a resistenza con una saldatura laser in forma
di linea. In questo caso le tolleranze di lavorazione sono di
vantaggio per la saldatura laser e grazie alle tolleranze
focali (Fig. 7) è possibile ottenere buoni risultati sotto
Figura 11 - Fogli metallici saldati da a) 15 μm, b) 25 μm e c) 50 μm [5]
315
alle nuove sorgenti termiche. In questo caso si è usato
un laser da 1 kW di potenza ed i risultati dei cordoni in
superficie per giunti a sovrapposizione sono visibili nella
Figura 10. Nella Figura 11 è possibile riconoscere la zona
saldata ed il giunto in sé in una micrografia.
Le saldature sono state eseguite muovendo il raggio con uno
scanner, che rende possibile, elevate velocità di processo.
La Figura 12 rappresenta un tipico diagramma di lavoro
con diametro focale da 35 μm. Per fogli da 15 μm vengono
raggiunte velocità di 6 m/s con una potenza di soli 300 W.
Conclusione
Figura 12 - Diagramma di lavoro per la saldatura di fogli metallici
condizioni industriali. Ancor più interessante è però il fatto
che sulla parte posteriore del giunto, che è la parte a vista
del manufatto, non sia più visibile la saldatura, aumentando
così la qualità estetica del giunto, per tempi di produzione
paragonabili (Fig. 9). Una riduzione dell’apporto termico è
in particolare interessante per quanto riguarda la saldatura
di fogli metallici. Spesso in questi casi si ricorre a laser con
un regime pulsato per limitare l’apporto termico ed evitare
surriscaldamenti del materiale che portano a discontinuità
del processo di saldatura. Piccoli diametri focali ed elevate
velocità limitano tali inconvenienti e sono possibili grazie
L’articolo presenta risultati sperimentali di interesse pratico
e teorico sulla saldatura con laser ad elevata focalizzabilità.
Il concetto preliminare è la relazione tra rendimento e
velocità. Un incremento della velocità porta sì in primo
luogo ad una riduzione dei tempi, ma molto più interessante
è la riduzione della parte di calore dissipata nel materiale
base in confronto al calore necessario per il processo di
fusione del materiale nella zona di saldatura.
Così è possibile contenere l’apporto termico nelle zone
adiacenti al cordone di saldatura stesso e quindi ridurre
effetti di tipo estetico nel manufatto oppure facilitare la
saldatura di fogli metallici (fino a 15 μm) senza usare
modulazione o pulsazione.
BibliograÀa
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
Kessler B.: Remote laser-cutting as a high-speed method for trimming ultra-high-strength steels, Proc. of EALA
2009, Bad Nauheim, Germany
A. Bastick, J. P. Bergmann, A. Patschger: “High Brilliancy - Which Effects Do Small Foci Have On Secure And
Efficient Welding?”, Laser Assisted Net Shape Engineering 6, Proceedings of the 6th LANE, (2010), S. 147
Patschger A., Bergmann J. P.: Bewerten der Zusammenhänge zwischen Prozessgrößen beim Schweißen mit Laserstrahlen höherer Brillianz [Analysis of the correlation between different parameters when welding with high
brightness lasers], Proc. of Lasertage 2008, Jena, Germany
Franke J. W.: Modellierung und Optimierung des Laserstrahlbrennschneides niedriglegierter Stähle, PhD. Thesis,
RWTH Aachen, 1994
Bergmann J. P., Patschger A., Bastick A.: Enhancing Process Efficiency due to high Focusing with high Brightness
Lasers - Applicability and constraints. Physics Procedia, (2011).
Jean Pierre BERGMANN, laureatosi con lode in ingegneria meccanica presso l’Università di Ancona nel 1998 si è
qualificato International Welding Engineer nel 1999. È stato ingegnere capo fino al 2003 presso l’Università di Bayreuth
(Germania) e poi fino al 2007 presso l’Università Tecnica di Ilmenau (Germania). In seguito è stato responsabile del
settore Automotive/Packaging presso la Jenoptik Automatsierungstechnik GmbH in Jena (Germania), dover si occupa dello
sviluppo di processi laser e la costruzione di sistemi di lavorazione laser industriali (polimeri, metalli, tessuti ecc.).
Dalla fine del 2010 è professore ordinario di tecnologie meccaniche presso l’Università di Ilmenau (TU).
Ha conseguito il dottorato di ricerca nel 2003 presso l’Università di Bayreuth.
È autore e coautore di oltre 130 pubblicazioni.
Andreas PATSCHGER ha conseguito dapprima il diploma in ingegneria meccanica e poi il titolo di Master of Engineer presso la
Fachhochschule di Jena (Germania). E’ poi entrato in Jenoptik Automatisierungstechnik in Jena dapprima nel service e poi nel centro
applicazioni del settore Automotive / Packaging. Dal 2010 è ricercatore a contratto nell’area di tecnologie meccaniche della Fachhochschule
Jena (Germania). È autore e coautore di circa 10 pubblicazioni riguardanti l’utilizzo di laser in fibra e di laser a diodi.
Andrè BASTICK ha conseguito la laurea in ingegneria meccanica presso l’Università di Ilmenau. Dal 2008 è ingegnere nel centro applicazioni
della Jenoptik Automatisierungstechnik nel settore Automotive / Packaging. È autore e coautore di circa 10 pubblicazioni riguardanti l’utilizzo
di laser in fibra e di laser a diodi.
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Nuovi materiali d’apporto sviluppati per i
nuovi acciai ad alto
snervamento (°)
R. Schnitzer *
G. Posch *
M. Fiedler *
C. Strauß *
R. Rauch **
T. Fössl ***
B. Böck ***
P. Bonalumi ****
Sommario / Summary
voestalpine AG ha sviluppato un’ampia gamma di acciai ad
elevata resistenza con valori di snervamento che possono arrivare fino a 1100 MPa. Questa tipologia di acciai trova impiego
principalmente nella costruzione di gru per il sollevamento,
ma anche in settori quali il navale, la costruzione di strutture
per impiego offshore e nella costruzione di condotte forzate dove si utilizzano acciai con valori snervamento fino a
690 MPa. Per poter ottenere requisiti meccanici così elevati,
oltre ad ottimi livelli di tenacità e una buona saldabilità, questi
acciai necessitano di una metallurgia particolarmente sofisticata e di una tecnologia produttiva molto accurata.
La saldatura di questa famiglia di acciai si pone come un’interessante sfida: sviluppare materiali d’apporto con una composizione chimica perfettamente bilanciata in relazione a quella
del materiale base, scegliere il giusto procedimento al fine di
garantire una buona produttività e contenuti apporti termici e
non da ultimo limitare il più possibile il contenuto di idrogeno
diffusibile nel metallo depositato. Böhler Welding ha raccolto
questa sfida mettendo a punto una nuova tecnologia di produzione dei fili animati – chiamata LaserSealedTM technology
– che permette l’ottenimento di fili animati che coniugano i
vantaggi dei fili animati “seamless” con quelli a piattina quali
il bassissimo contenuto di idrogeno, la protezione dall’umidità, un alto grado di riempimento e caratteristiche di saldabilità
ottimali. La fattiva cooperazione tra voestalpine AG e Böhler
Welding ha portato ad avere una perfetta armonizzazione tra
materiale base e materiale d’apporto ad esso dedicato.
Il presente articolo descrive i nuovi fili animati metal cored
sviluppati da Böhler Welding, il loro processo produttivo, le
loro caratteristiche meccaniche e l’influenza dei diversi parametri di saldatura.
(°)
*
**
***
****
Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 6
Workshop: “Metallurgia e saldabilità”, Genova 26-27 Maggio 2011.
Böhler Schweißtechnik - Austria
voestalpine Stahl - Austria
Montanunversität Leoben - Austria
Böhler Welding Group - Italia
voestalpine AG has developed a broad range of high strength
steels up to yield strengths over 1100 MPa. These steels have
their primary application in crane building, but also for
shipbuilding, offshore construction and penstocks the high
strength steels with a yield strength over 690 MPa get more
and more into focus. It is clear that such steels need a “high-sophisticated” metallurgy combined with a very precise
production technology to achieve the construction goal of
high strength combined with a very good toughness behavior
and good weldability. Welding of these steels is an additional
challenge: very well balanced chemistry of the filler material in respect to the base metal, high and efficient welding
processes with limited heat input and strongly restricted
hydrogen contents in the weld. That is why Böhler Welding
has developed a new cored-wire production technology – called LaserSealedTM technology – which allows a production
of more or less “seamless” cored wire with lowest hydrogen
content and a very stable arc. The cooperation between voestalpine AG and Böhler Welding enables additionally a harmonized combination of parent material and filler material.
The present paper gives an overview of the high strength metal cored wires developed at Böhler Welding, their production
route, their mechanical properties and demonstrates the influence of different welding parameters.
Cored filler wire; cranes; diffusible hydrogen; electrode production; energy input; FCA welding; filler materials; GMA
welding; high strength steels; hydrogen embrittlement; influencing factors; mechanical properties; offshore structures;
penstocks; process parameters; shielding gases; shipbuilding.
323
P. Bonalumi et al. - Nuovi materiali d’apporto sviluppati per i nuovi acciai ad alto snervamento
2. Processo di produzione
1. Introduzione
Lo sviluppo di acciai in grado di sostenere carichi sempre
più elevati è essenziale per il miglioramento dei livelli
di sicurezza ed affidabilità. Inoltre si rende possibile la
realizzazione di strutture più leggere che permettano una
sensibile riduzione di costi ed energia. Per la saldatura di
acciai ad elevata resistenza è richiesto un materiale d’apporto
idoneo. I nuovi fili animati metal cored sviluppati da Böhler
Schweißtechnik Austria GmbH possiedono i requisiti
necessari a questo scopo. Essi sono fabbricati con un nuovo
processo produttivo chiamato LaserSealedTM technology.
Tale tecnologia permette l’ottenimento di fili animati da
piattina ma sigillati, con bassissimo idrogeno diffusibile e
un arco di saldatura molto stabile.
Il progetto di sviluppo è stato chiamato “alform welding
system” ed è stato condotto da Böhler Welding in
collaborazione con voestalpine AG. La sinergia tra un
produttore di materiali d’apporto e una acciaieria mette a
disposizione della clientela una soluzione globale, dal giusto
materiale di consumo alla procedura di saldatura più corretta.
Nel corso dello studio è stata investigata anche l’influenza
di differenti tipologie di gas di protezione su saldature
effettuate con diversi apporti termici. A tal fine sono stati
condotti test su giunti di tutto metallo d’apporto e giunzioni
operative su materiale base avente snervamento nominale
pari a 690 MPa (alform 700 M). Questo è un acciaio microlegato avente struttura ferritico/bainitica.
La produzione di fili animati per saldatura può essere
effettuata con due differenti processi produttivi, ognuno dei
quali presenta vantaggi e svantaggi peculiari.
1. Fili animati tubolari (seamless): un tubo viene riempito
con una miscela di polveri che possono essere solo
polveri metalliche pure o contenere anche composti atti
a formare la scoria. Il tubo è poi trafilato fino al diametro
voluto. Il vantaggio di questo processo produttivo è di
generare un filo sigillato che protegge il riempimento
da eventuali riprese di umidità dall’ambiente. Uno
svantaggio è senz’altro la discontinuità tipica di questo
processo produttivo e il rischio di avere irregolarità nel
riempimento del tubo che in fase di utilizzo generano
difettosità sul cordone di saldatura.
2. Fili animati a piattina: il processo inizia con un nastro
metallico che viene piegato a formare una U e
contestualmente riempito con la miscela di polveri metalliche desiderata. Successivamente una serie di rulli
chiudono il nastro; ne risulta così un filo che viene poi
trafilato al diametro voluto. Svantaggio tipico di questa
tipologia di fili animati è che la chiusura della piattina
metallica, per quanto accurata, non è completamente
ermetica e un eventuale riassorbimento di umidità è da
tenere in considerazione. Uno dei principali vantaggi è
la regolarità di riempimento che il filo garantisce, nonché la possibilità di ottenere rapporti di riempimento
superiori rispetto ai tubolari.
La tecnologia LaserSealedTM coniuga i vantaggi di entrambi i processi sopra descritti. Si parte anche in questo caso
da un nastro metallico che viene piegato ad U e riempito in
maniera continua con polveri metalliche ed eventualmente
altri elementi; successivi rulli chiudono il nastro in modo da
formare un tubo con una piccola fenditura. A questo punto il
tubo è chiuso completamente attraverso una saldatura effettuata da una sorgente laser (Fig. 1a). Per evitare che lo shock
Figura 1 - a) LaserSealed processo produttivo; b) Sezione trasversale di un filo LaserSealed
324
b)
a)
Figura 2 - a) Simulazione FEM della formatura tramite rulli; b) Saldatura laser del filo
termico indotto dalla sorgente laser possa in qualche modo
modificare le caratteristiche delle polveri di riempimento,
solo il 30% dello spessore del nastro di partenza viene saldato (Fig. 1b). Questo è un processo produttivo in continuo,
affidabile e veloce, che dà come prodotto finale un filo animato sigillato e con rapporto di riempimento ottimale.
Per ottenere un ottimale processo produttivo del filo LaserSealed sono stati condotti molti studi dettagliati, anche attraverso l’utilizzo della simulazione ad elementi finiti (FEM)
che ha permesso di ottimizzare le caratteristiche dei rulli
formatori e di individuare la forma e la posizione più conveniente dei lembi del nastro prima che avvenga la saldatura
al laser (Fig. 2a). Inoltre i successivi step di trafilatura sono
stati ottimizzati con la simulazione FEM al fine di ridurre al
minimo le tensioni sul filo durante le varie fasi di produzione. La Figura 2b illustra la fase di saldatura al laser del filo.
3. L’idrogeno negli acciai ad elevato limite elastico
Figura 3 - Meccanismo di infragilimento da idrogeno negli acciai [1]
L’idrogeno diffusibile è molto pericoloso in saldatura
perché aumenta la probabilità di formazione di cricche a
freddo (Hydrogen Assisted Cold Cracking). L’idrogeno è un
elemento di piccole dimensioni e soprattutto quando si trova
allo stato ionico (H+) ha la capacità di diffondere per lunghe
distanze all’interno della matrice metallica.
Per avere un termine di paragone si pensi che il coefficiente
di diffusione dell’idrogeno nel ferro a temperatura ambiente
è uguale a quello del carbonio nella stessa matrice ma a
1000 °C [1]. L’effetto dannoso si esplica quando 2 ioni H+
si ricombinano a formare una molecola di idrogeno gassoso
(H2) che occupando un volume maggiore, genera un aumento
di pressione localizzato e contribuisce alla formazione di
una cricca. I differenti meccanismi dell’infragilimento da
idrogeno sono descritti nella Figura 3.
Tipicamente, le cricche a freddo nell’acciaio sono favorite
da tre fattori principali [2]:
r alta concentrazione localizzata di idrogeno;
r microstrutture suscettibili;
r alti livelli di tensione / deformazione localizzati.
Questi tre fattori sono tra loro correlati e l’eliminazione di
uno riduce il rischio di cricche a freddo considerevolmente.
Negli acciai ad alta resistenza la zona termicamente alterata
presenta una microstruttura particolarmente soggetta
allo sviluppo di cricche; tale rischio si presenta anche
nei cordoni di saldatura. Inoltre i cicli termici indotti dal
processo di saldatura possono risultare in elevate tensioni
residue. Pertanto la concentrazione di idrogeno nel materiale
depositato e nel materiale base deve essere accuratamente
controllata. Particolare attenzione deve essere posta alle
condizioni di stoccaggio delle lamiere di materiale base,
del materiale d’apporto ed ai parametri di saldatura che si
andranno ad utilizzare. In accordo a quanto prescritto dalla
norma EN ISO 3690 il contenuto di idrogeno del materiale
d’apporto deve essere inferiore a 5ml/100g. Dato che il
rischio di infragilimento da idrogeno aumenta all’aumentare
dello snervamento del materiale base ne consegue che per la
saldatura di acciai con snervamento maggiore di 700 MPa
un livello di idrogeno ancora inferiore è raccomandabile.
4. 9antaggi dei Àli animati rispetto ai Àli pieni
I fili animati offrono una serie di vantaggi quando comparati
con i fili pieni ed a testimonianza di ciò il loro utilizzo è
andato crescendo nel tempo e tale tendenza è destinata a
perdurare anche in futuro [3]. In questo periodo si stanno
325
TABELLA 1 - Analisi chimica del metallo depositato con alform 700
MC-LaserSealed
alform 700-MC
C
Si Mn Mo Cr
0,08 0,62 1,72 0,36 0,40
Ni
2,0
(più microleganti)
conducendo molti sforzi nello sviluppo di fili animati idonei
alla saldatura dei materiali base ad alto snervamento di
recente introduzione. I superiori costi dei fili animati rispetto
ai fili pieni sono sicuramente compensati da una serie di
benefici che possono essere così riassunti:
r Campana d’arco più ampia rispetto ai fili pieni la quale
garantisce un’ottima bagnabilità, riducendo così il
rischio di incollature.
r Arco molto stabile in condizioni di short-arc e spray-arc.
r Tassi di deposito maggiori rispetto ai fili pieni grazie ad
una più elevata densità di corrente.
r I fili animati metal cored possono essere utilizzati anche
in corrente pulsata permettendo così la saldatura di
spessori molto sottili.
r Ampia finestra di parametri elettrici di funzionamento
(facilità di regolazione dei parametri).
r Arco dolce e controllabile, cordoni con pochissima
scoria.
r Cordoni molto ben raccordati e assenza di spruzzi.
r Bassa suscettibilità al soffio magnetico rispetto ai fili
pieni.
r Eccellente saldabilità in posizione verticale ascendente.
r Possibilità di essere utilizzati sia con la tecnica “a tirare”
che “a spingere”.
r I fili animati LaserSealed prevengono la ripresa di
umidità del riempimento interno garantendo un basso
contenuto di idrogeno lungo tutta la catena di processo
(produzione, trasporto, stoccaggio, utilizzo presso il
cliente).
Test dinamici hanno evidenziato come la saldatura eseguita
con fili animati presenti una resistenza a fatica più elevata
rispetto ai fili pieni. Sono stati eseguiti dei test di comparazione
utilizzando il materiale base alform 900 M saldato con filo
animato metal cored alform 700-MC LaserSealed e con un
filo pieno di corrispondente classe di carico. La forma dei
Figura 4 - a) Provino per test a fatica; b) Risultati dei test di fatica
326
provini soggetti alla successiva prova di fatica è evidenziata
nella Figura 4a ed i risultati dei test sono visibili nella
Figura 4b. Ulteriori test hanno inoltre evidenziato come la
resistenza a fatica possa essere ulteriormente aumentata
attraverso l’utilizzo di miscele gassose ternarie.
5. Caratteristiche del puro apporto del Àlo animato
alform 700-MC LaserSealed
Nella Tabella 1 è descritta la composizione chimica del puro
metallo d’apporto del filo animato metal cored alform 700MC LaserSealed, eseguita in accordo alla EN 1591-1.
Le caratteristiche meccaniche sono presentate nella Tabella
2. Si vuole evidenziare come l’ottenimento di elevate
caratteristiche tensili non sia avvenuto a detrimento della
tenacità e come anche a -60 °C i valori di resilienza siano
buoni.
6. Caratteristiche dei giunti
6.1 Influenza dei differenti tipi di gas di protezione
Selezionando differenti tipologie di gas di protezione si
possono modificare le caratteristiche di saldabilità, il profilo
di penetrazione e le caratteristiche meccaniche del giunto
[4]. Il nuovo filo animato metal cored alform 700-MC
LaserSealed è stato testato su materiale base alform 700 M
con diversi tipi di gas di protezione. Successivamente sono
stati ricavati i provini di trazione trasversale e sono stati
testati in accordo alla norma DIN EN 10002-5. I risultati
sono evidenziati nella Figura 5. E’ dimostrato chiaramente
come tutte le saldature evidenzino un carico di rottura
superiore al minimo previsto per il materiale base in uso e
che è possibile utilizzare il filo alform 700-MC LaserSealed
con diverse tipologie di gas. Tutti i provini si sono rotti nel
materiale base o nella ZTA. Nella Figura 6 sono evidenziati
i risultati delle prove di resilienza (CVN). Come per le
prove di trazione, anche in questo caso i requisiti minimi
del materiale base sono raggiunti con tutti i tipi di gas,
anche con il 100% CO2. Ai fini pratici, pur non escludendo
la possibilità di utilizzarne altre, si consiglia l’impiego di
miscela all’8% di CO2 e 92% Argon che risulta performante
e di facile reperibilità.
TABELLA 2 - Caratteristiche meccaniche del puro apporto di alform 700 MC-LaserSealed
Tensile Test
Notched Impact Test
Rp0,2 [MPa]
Rm [MPa]
Z [%]
A [%]
769
832
66
18
Av +20 °C [J] Av -20 °C [J]
145
111
Av -40 °C [J]
Av -60 °C [J]
98
63
Figura 5 - Risultati delle trazioni trasversali all’asse della saldatura
(materiale base: alform 700 M; materiale d’apporto: alform 700-MC
LaserSealed) saldato con differenti gas di protezione (rimanenza a
100%: Ar). BM: Base Metal, HAZ: zona termicamente alterata indicano dove è avvenuta la rottura del provino
Figura 6 - Risultati della prova di resilienza (CVN), (materiale base:
alform 700 M; materiale d’apporto: alform 700-MC LaserSealed) saldato con differenti gas di protezione (rimanenza a 100%: Ar)
6.2 Influenza dell’apporto termico
Al fine di investigare l’influenza dell’apporto termico e
conseguentemente di differenti gradienti di raffreddamento
della saldatura, sono stati eseguiti appositi test. Il gradiente
di raffreddamento è espresso con il tempo che la saldatura
impiega nel passare da 800 °C a 500 °C (t8/5). I risultati dei
test di trazione con t8/5 di 5,5s, 13s and 22s sono visibili nella
Figura 7. Si rimanda alla Figura 8 per i risultati delle prove
di resilienza (CVN) relativi ai medesimi valori di t8/5.
Si evidenzia come i requisiti minimi tensili e di tenacità sono
raggiunti con tutti i diversi valori di t8/5 testati.
In generale gli acciai ad elevata resistenza sono molto
sensibili agli elevati apporti termici in quanto si corre il
rischio di creare delle zone “tenere” in ZTA.
L’ampio range dei t8/5 (e quindi degli apporti termici)
utilizzabili nella saldatura di questa “combinazione”
materiale base/filo animato garantisce un beneficio
significativo rispetto a materiali più convenzionali.
Figura 7 - Risultati delle trazioni trasversali all’asse della saldatura
(materiale base: alform 700 M, materiale d’apporto: alform 700-MC
LaserSealed) saldato con differenti apporti termici. BM: Base Metal,
HAZ: zona termicamente alterata indicano dove è avvenuta la rottura
Figura 8 - Risultati della prova di resilienza (CVN), (materiale base:
alform 700 M, materiale d’apporto: alform 700-MC LaserSealed) saldato con differenti apporti termici
327
7. Conclusioni
I nuovi fili animati metal cored nascono dal progetto di
sviluppo “alform welding system” e sono il risultato di
una intensa collaborazione tra l’acciaieria voestalpine AG
e Böhler Welding. Questo approccio congiunto permette
di ottimizzare l’abbinata materiale base / consumabile di
saldatura. I nuovi fili animati sono prodotti con tecnologia
LaserSealedTM sviluppata da Böhler Welding. In tal modo è
stato reso possibile un processo continuo di produzione di
filo ermeticamente chiuso, che tra gli innumerevoli vantaggi
annovera la protezione contro la ripresa di umidità durante il
trasporto e lo stoccaggio. Questa è condizione indispensabile
per garantire bassissimi livelli di idrogeno diffusibile e
prevenire quindi la formazione di cricche a freddo.
Durante questo studio si sono ottenuti molti dati, solo una
parte dei quali è riprodotta nel presente articolo al fine di
evidenziare le elevate caratteristiche meccaniche e gli ottimi
livelli di tenacità ottenibili con i fili animati alform 700-MC
LaserSealed. E’ stato anche evidenziato come saldature
eseguite con fili animati presentino una resistenza a fatica
maggiore rispetto a quelle eseguite con fili pieni. I risultati
delle prove di trazione e resilienza hanno evidenziato come
i requisiti minimi del materiale base siano superati con un
ampio range di apporti termici e con differenti tipologie
di gas di protezione. Si consiglia l’utilizzo di una miscela
composta da 8% CO2 e 92% Ar.
Presso i laboratori di Böhler Welding sono attualmente
in corso gli sviluppi di fili animati metal cored aventi
snervamento di 900 MPa e 1100 MPa.
Ringraziamenti
Per il contributo economico alla realizzazione del presente
studio si ringrazia l’Austrian Research Foundation
“Österreichischen Forschungsförderungsgesellschaft (FFG)”.
BibliograÀa
[1]
[2]
[3]
[4]
M. Pohl, Prakt. Met. Sonderband 41 (2009) 3.
P. Wongpanya, Effects of Heat Treatment Procedures
on the Cold Cracking Behaviour of High Strength
Steel Welds, Dissertation, University of the Federal
Armed Forces, Hamburg, 2008.
G. Posch et al., Proceedings join-ex, Vienna, 2010.
D. J. Fahrenwaldt, V. Schuler; Praxiswissen
Schweißtechnik, 3. Auflage, GWV Fachverlage
GmbH, Wiesbaden, 2009.
Ronald SCHNITZER, nato nel 1981 ad Eisenstad (Austria), ha studiato Scienza dei Materiali e conseguito il relativo dottorato
presso l’Università di Leoben (Austria). Dall’aprile 2010 è impiegato presso il Dipartimento R&D della Böhler Welding Austria ed
attualmente lavora principalmente allo sviluppo dei materiali d’apporto per la saldatura degli acciai ad alto carico.
Gerhard POSCH, nato nel 1966, ha studiato Scienza dei Materiali presso l’Università di Leoben (Austria), prima di conseguire il
dottorato in ingegneria meccanica presso l’Università Tecnica di Graz (Austria). Dal 1999 lavora presso la Boehler Welding Austria ed
è attualmente responsabile per la ricerca applicata. Inoltre insegna tecnologia di saldatura presso le Università di Leoben, l’Università
Tecnica di Graz e l’Università di Scienze Applicate di Wels in Austria.
Michael FIEDLER, nato nel 1974, ha studiato ingegneria meccanica ed economia all’Università Tecnica di Graz (Austria) prima di
conseguire il dottorato in metallurgia presso l’Università di Leoben (Austria). Dal 2003 lavora per la Boehler Welding Austria come
ingegnere di sviluppo per i consumabili di saldatura non legati. E’ attualmente responsabile dello sviluppo dei nuovi prodotti.
Christian STRAUSS, nato nel 1976 a Bruck sulla Mur (Austria) ha fatto il suo apprendistato nella lavorazione dei metalli e studi da
EWT. Dal 2004 lavora per Boehler Welding Austria ed è dal 2009 nel Dipartimento R&D. E’ attualmente responsabile dello sviluppo
dei fili animati metal cored e di quelli auto protetti.
Rudolf RAUCH, nato nel 1954 a Scharten (Austria), è EWE ed ha studiato Scienze Sociali ed Economiche, laureandosi presso
l’Università Johannes Kepler di Linz (Austria). Dal 1977 lavora nel Dipartimento R&D della società voestalpine ed è responsabile
della saldatura dei nastri laminati a caldo.
Thomas FOESSL, nato nel 1981 a Judenburg (Austria), ha studiato Tecnologie Minerarie presso l’Università di Leoben (Austria).
Dal 2007 al 2011 ha lavorato per il suo dottorato, applicandosi al comportamento a fatica di acciai ad alto carico saldati. Da poco
lavora per la Konrad Forsttechnik GmbH come supervisore tecnico per le macchine forestali.
Barbara BOECK, nata a Innsbruck (Austria) nel 1983, ha conseguito il diploma in Scienze Naturali ad Innsbruck ed ha poi studiato
metallurgia presso l’Università di Leoben (Austria), dedicandosi particolarmente alle tecniche di fusione ed ai materiali non ferrosi.
Laureata nel 2008, per conseguire il dottorato sta attualmente lavorando sui fili animati LaserSealed presso l’Istituto di Formatura
dei metalli ed in collaborazione con la Boehler Welding Austria.
Pierangelo BONALUMI, nato a Sesto San Giovanni (MI) nel 1951, si è laureato in chimica con indirizzo inorganico metallurgico
presso l’Università Statale di Milano. Dopo aver lavorato per otto anni presso Ansaldo Componenti di Milano come ingegnere di
saldatura, dal 1989 è responsabile dell’assistenza tecnica per il mercato italiano del Gruppo Boehler Welding.
328
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Evoluzione della normativa tecnica
internazionale per la progettazione,
la produzione e la fabbricazione di
manufatti e di pipelines per il trasporto
di idrocarburi onshore ed offshore (°)
M. Celant *
Sommario / Summary
I pipelines rappresentano il modo più economico per trasportare grandi quantità di prodotti petroliferi (olio e gas)
per grandi distanze, virtualmente dai pozzi di produzione
fino all’utilizzatore finale. L’economia ha spinto verso la
costruzione di pipelines a diametro e pressioni di esercizio
sempre maggiori, a sviluppare giacimenti in ambienti sempre più difficili ed ostili, a trasportare prodotti corrosivi, richiedendo la produzione di tubazioni ad elevata resistenza
e qualità. Le problematiche occorse in fase di produzione,
costruzione ed esercizio hanno richiesto studi e ricerche
che hanno portato alla identificazione delle proprietà da richiedere ai materiali. Le normative si sono quindi evolute,
anche specializzandosi per applicazioni particolari quali i
pipelines offshore. I fabbricanti di tubi hanno progressivamente sviluppato le tecnologie di produzione necessarie
per la produzione di tubi ad elevata qualità.
Le varie problematiche sulla tecnologia di fabbricazione
di tubazioni in acciaio al carbonio ed i requisiti richiesti
dalla normativa internazionale sono discussi in dettaglio in
questo articolo.
Pipelines are the most economical method to transport
large quantities of oil products for long distance, virtual(°) Memoria presentata al Convegno “La saldatura nella fabbricazione e nella
manutenzione di oleodotti e gasdotti in acciaio: come stanno cambiando
processi, materiali, tecnologie e normative”. Milano, 22 Marzo 2012
* Pipe Team Srl, Vizzolo Predabissi (MI)
ly from wellheads to consumption sites. World economy
pushed to realize pipelines with larger diameters and increased operating pressure, to develop reservoirs in hostile environments, to transport corrosive products, requiring
manufacturing of pipes of increased resistance and overall
quality. The occurred problems in production, construction
and transportation had required studies and research activities which brought to the definition of enhanced properties required to pipes and relevant welding processes.
Standards had thus developed, also with specialized standardization activities required to manufacture pipes with
the required properties and quality. Pipe manufacturers
had progressively developed manufacturing technologies
to meet market demand. The various aspects and requirements about manufacturing technologies for carbon steel
pipes and pipelines with reference to standards and specification requirements are discussed in the present paper.
API; design; development; manufacturing; mechanical
properties; nondestructive testing; offshore structures; oil
industry; pipeline steels; pipelines; process conditions;
production; sour gas; standards.
331
M. Celant - Evoluzione della normativa tecnica internazionale per la progettazione, la produzione e la fabbricazione di manufatti e di pipelines...
Introduzione
La storia dell’impiego di tubazioni per il trasporto di prodotti liquidi è certamente lunga ed ha visto le applicazioni
modificarsi dalle condutture in epoca greca e romana per
trasporto di acqua (in pratica erano dei canali più che dei
pipelines), passando per applicazioni industriali a partire dalla
fine del 1500 per trasporto di soluzioni saline (40 km di tronchi d’albero forati e incollati insieme, 1595, Austria), fino
alla prima applicazione di trasporto di prodotti petroliferi
quando la Oil Transport Association ha costruito una linea
del diametro di 2” in ferro per una lunghezza di circa 10 km
(Pennsylvania, USA) nel 1860.
Da allora abbiamo vissuto uno sviluppo nelle tecnologie
costruttive di tubi e nei processi di costruzione che è stato
parallelo alle problematiche via via emergenti per soddisfare le richieste provenienti dal mondo degli utilizzatori.
Le problematiche e, purtroppo, gli incidenti occorsi, hanno
spinto l’industria a ricercare soluzioni attraverso lo sviluppo
di criteri di progettazione di materiali sempre più sofisticati
e di tecnologie costruttive ad elevata affidabilità per mantenere le proprietà dei materiali per servizi a pressioni sempre
più elevate (dal trasporto di olio a quello di gas) in ambienti
sempre più ostili (offshore, mari artici, mari profondi, ecc.)
e garantendo la resistenza dei materiali a fluidi da trasportare sempre più corrosivi (presenza di CO2, H2S, zolfo elementare, acidi organici, ecc.).
La necessità di soddisfare le esigenze dell’industria hanno
portato a progettare e costruire tubazioni per trasporto di
prodotti petroliferi sempre più di grande diametro (fino
a 60”, come i pipeline per trasporto di gas in Russia), ad
elevata resistenza (ad oggi impiegati acciai fino al grado
X80, cioè 550 MPa di carico di snervamento), da onshore
ad offshore, per trasporto di gas ad alta pressione (Nord
Stream 220 bar, Blue Stream 250 bar), per applicazioni
in mari artici (Shtokman, Mare di Barenz) o per trasporto
di gas altamente corrosivi. Tali sviluppi hanno richiesto
all’industria petrolifera lo sviluppo di materiali ad elevata
resistenza meccanica, a migliorata resistenza alla corrosione, ad elevata saldabilità, con ottime caratteristiche dimensionali. L’industria si è resa immediatamente conto della
necessità di dare delle regole alla fabbricazione dei tubi ed
alla loro saldatura in campo, e si è osservato gradualmente
lo sviluppo di normative interne alle Società petrolifere,
quindi approdate in normative nazionali, poi internazionali,
concordate tra fabbricanti ed utilizzatori.
Tra tutte la prima, almeno storicamente, è stata la normativa
preparata dall’American Petroleum Institute, denominata
API 5L [1].
Tale normativa è stata progressivamente revisionata e
migliorata, fino alla 43ma edizione, quando è stata fusa con la
normativa prodotta da ISO - International Standard Organization e denominata ISO 3183 [2] nel frattempo sviluppata.
La normativa congiunta API 5L / ISO 3183 [3] è oggi lo
332
standard di riferimento per la maggior parte dei pipelines
per trasporto di prodotti petroliferi onshore.
Questi standards sono inoltre tipicamente integrati da
Company Specifications, laddove le condizioni operative
specifiche di progetto richiedano requisiti più stringenti non
coperti dalla normativa.
L’esigenza di trasportare prodotti petroliferi attraverso il
mare e lo sviluppo di giacimenti petroliferi offshore avvenuto a partire dalla metà degli anni ‘70 ha presto richiesto
lo sviluppo di conoscenze sui materiali e sulla loro costruzione che permettessero il raggiungimento di profondità
sempre più elevate con tubazioni di grande diametro
(Blue Stream 24”OD 2100 m, Galsi 28”OD 2800 m,
South Stream 32”OD 2100 m, Medgaz 24”OD 2200 m)
garantendo il superamento delle problematiche di progettazione e costruzione di cui gradualmente la comunità scientifica veniva a conoscenza.
In parallelo allo studio delle varie problematiche, si è visto
lo sviluppo di normative dedicate a specifiche aree di impiego, atte ad indirizzare i requisiti specifici su componenti e
tecniche di installazione e controllo non distruttivo ad una
determinata applicazione. Nel mondo dei pipelines è da
notare in tal senso lo sviluppo della normativa norvegese
Det Norske Veritas - DNV [4] specificamente indirizzata
alla progettazione ed alla specificazione di materiali, saldature e controlli non distruttivi per i pipelines offshore.
Simili sviluppi sono stati necessari nelle tecniche di saldatura in campo, oltre che per l’esecuzione delle saldature
longitudinali o elicoidali per la costruzione dei tubi.
La saldatura deve idealmente essere tale da ottenere una
giunzione che ha le stesse (o superiori) proprietà meccaniche del materiale base, essere resistente a fenomeni di
criccatura durante la saldatura o in servizio, essere esente da
difetti che potrebbero dar luogo a rotture in servizio.
A fianco quindi di normative internazionali provenienti dal
mondo dei serbatoi in pressione, come ad esempio la normativa ASME [5], si sono sviluppate normative specifiche per
la costruzione di pipelines, quali la normativa API [6] e la
British Standard [7], o le successive normative ISO [8] fino
ad arrivare alla normativa DNV già citata. Tali normative
contengono anche i requisiti per l’esecuzione delle prove
non distruttive oppure semplicemente rimandano a codici
internazionali. Alcune di queste normative includono anche
la possibilità di esecuzione di analisi di dettaglio circa la
tollerabilità dei difetti (Engineering Criticality Assessment
- ECA).
Problematiche e sviluppo delle normative
Le normative, come detto, si sono sviluppate per dare risposte e proporre approcci normativi alla risoluzione di svariati
problemi di costruzione delle tubazioni, di saldatura o di
controllo non distruttivo dei pipelines.
Proprietà meccaniche
L’innalzamento delle proprietà meccaniche delle tubazioni
porta ad una possibile riduzione dello spessore dei tubi;
questo in generale porta ad una riduzione di costi in quanto
l’incremento di costo per la produzione di tubi con maggior
resistenza è inferiore al risparmio legato alla riduzione del
peso. Inoltre utilizzare tubi più sottili porta ad un risparmio
nei costi della saldatura di costruzione. Una alternativa alla
diminuzione dello spessore è il possibile aumento della
pressione interna a pari diametro e spessore, con risparmi
evidenti legati all’aumento della portata del prodotto trasportato. L’aumento delle proprietà meccaniche non può
essere ottenuto con un semplice aumento degli elementi di
lega nell’acciaio in quanto questi comprometterebbero la
saldatura in campo, la quale è funzione della temprabilità
del materiale, in genere espressa come Carbonio equivalente
(Ceq) o altri parametri quali il Pcm:
(1)
applicabile per C > 0.12%
(2)
applicabile per C ≤ 0.12%
Elevate proprietà meccaniche sono invece raggiunte (per i
tubi prodotti da lamiera) mediante uno stretto controllo dei
rapporti di laminazione durante la produzione delle lamiere
e delle temperature a cui le riduzioni di spessore avvengono, eventualmente seguendo questa fase di “laminazione
controllata” con una fase di “raffreddamento accelerato”
in grado di far precipitare una microstruttura detta “ferrite
aciculare”, dotata di elevate caratteristiche meccaniche ed
elevata tenacità (Charpy-V) anche a bassa temperatura.
L’ottenimento di elevate caratteristiche meccaniche per
i tubi seamless è invece possibile mediante trattamenti
termici (in generale di tempra e rinvenimento) una volta
selezionata una opportuna analisi chimica tale da permettere
l’indurimento senza un aumento eccessivo della temprabilità, quindi mantenendo una sufficiente saldabilità in campo.
Per quanto riguarda l’analisi chimica, la normativa definisce
il massimo contenuto di vari elementi di lega per i vari gradi
di acciaio, lasciando ovviamente al fabbricante una sufficiente libertà di scelta all’iterno dei limiti proposti.
Le normative oggi applicabili per i pipelines tendono a limitare soprattutto i parametri di temprabilità sopra indicati; per
fare un esempio, la normativa API 5L per un grado X65 di
qualità PSL2 limita il Ceq a 0,43 ed il Pcm a 0,25 (questi
limiti valgono in realtà per qualsiasi grado), mentre la normativa DNV limita il Ceq a 0,42 (solo per i tubi seamless) e
il Pcm a 0.22, senza limitare eccessivamente il contenuto dei
singoli elementi che entrano a far parte del Ceq o del Pcm.
Per dare un ulteriore esempio dello sviluppo delle normative, si può osservare che la normativa API 5L fino alla 43ma
edizione (2004) non richiedeva affatto il controllo del Ceq o
del Pcm, e ammetteva un massimo contenuto di C di 0,22%
per i tubi saldati e di 0.24% per quelli seamless.
Il massimo grado permesso dalla normativa API 5L, è per i
tubi seamless, il grado X80, mentre per i tubi saldati il grado
X120 (fino alla 43ma edizione era X80).
Yield Ratio
Il rapporto tra il carico di snervamento ed il carico di rottura
è un parametro ritenuto di grande importanza per la progettazione delle tubazioni, in presenza di elevate sollecitazioni
longitudinali di installazione o in servizio in presenza di
campate libere o in casi di elevate sollecitazioni da espansione termica. Queste problematiche, tipiche dei pipeline
offshore, hanno richiesto programmi di ricerca approfonditi
fino a definire i valori limite di questo parametro.
La normativa è oggi abbastanza allineata a richiedere che
tale rapporto sia inferiore a 0,93. Il raggiungimento di questo obiettivo è talvolta difficile, in particolare in direzione
longitudinale, dove il carico di snervamento non subisce
alcuna diminuzione per effetto Baushinger, anche tenuto
conto della limitazione nell’analisi chimica (Ceq) che porta i fabbricanti ad aumentare il carico di snervamento del
materiale attraverso miglioramento della pratica di laminazione, con aumento dello yield ratio.
Overmatching weld metal
Quando le sollecitazioni longitudinali sono molto elevate
(come è il caso durante l’installazione di pipelines offshore)
è ritenuto ingegneristicamente importante che la saldatura
circonferenziale abbia caratteristiche meccaniche (snervamento) superiori al materiale base. In caso contrario, infatti,
la deformazione si concentrerebbe sulla zona saldata e
potrebbe portare a rottura la saldatura stessa. Per impedire
tale rottura diventerebbe necessario stabilire livelli di accettazione dei difetti molto severi, tali da rendere non economica questa scelta.
La strada percorsa è quindi stata limitare le caratteristiche
meccaniche del materiale base (soprattutto in direzione longitudinale) ed innalzare le caratteristiche meccaniche della
zona fusa. L’unica normativa che al momento tiene conto di
tale problematica è la DNV che richiede in casi di elevati
“strain” che il carico di snervamento del materiale base sia
limitato a SMYS+120 MPa o addirittura SMYS+100 MPa
e che il carico di snervamento minimo garantito nella prova
di trazione in zona fusa (all weld metal tensile test) sia di
almeno 80 MPa superiore al minimo specificato per il materiale base. Questo al fine di ridurre la probabilità di avere
333
una zona fusa con carico di snervamento inferiore a quello
reale del materiale base.
Tale problematica richiede quindi ai fornitori di tubi di
garantire che tutta la produzione abbia un range stretto di
caratteristiche meccaniche. Tale ridotto range è possibile
soltanto operando un programma di fabbricazione in cui
tutte le variabili sono controllate in modo molto stretto,
riducendo quindi la variabilità di ogni operazione di fabbricazione.
Durezza
In un materiale omogeneo, la durezza è una proprietà
meccanica proporzionale al carico di rottura del materiale.
Quando però si considerano le saldature, disomogenee per
definizione, a fronte di caratteristiche meccaniche simili (o
leggermente superiori) a quelle del materiale base si ha una
forte variabilità per la presenza della struttura dendritica, di
segregazioni e di precipitati o fasi ad elevata durezza.
La durezza è generalmente associata alla tenacità nel senso
che microstrutture dure tendono ad essere fragili.
Questa associazione deriva da nozioni di base di metallurgia, evidente se ad esempio pensiamo alla martensite: dura
e fragile.
Questa non è propriamente la situazione in saldatura, ma in
una qualche maniera è valida ed occorre limitare la durezza.
Le specifiche di costruzione di pipelines richiedono valori
limite di durezza anche elevati (325 HV10) che in generale
non presentano problemi.
Tali limiti devono però essere ridotti ad esempio quando si
tratta di trasportare prodotti petroliferi contenenti quantità
significative di H2S.
Questo è il caso denominato “sour service”, ed è regolato
da normative internazionali prodotte dalla National Association of Corrosion Engineers - NACE [9]. Tale normativa,
recentemente conglobata in una normativa ISO [10] (similarmente a quanto detto in precedenza circa la normativa
API 5L), richiede che per trasporto di prodotti “sour” la
durezza massima sia di 22 HRC o 250 HV10. Questo valore è
ragionevolmente ottenibile nel materiale base e nelle saldature longitudinali di costruzione eseguite con procedimento
ad arco sommerso (SAW), ma certamente difficile da ottenere nelle saldature circonferenziali di costruzione, in particolare nei casi di impiego di materiali ad elevata resistenza.
Per i tubi saldati, nella zona termicamente alterata dalla
saldatura longitudinale ad arco sommerso si osserva invece
un abbassamento di durezza in quanto il riscaldamento in
campo austenitico durante la saldatura causa ricristallizzazione del materiale, in particolare di quelle microstrutture
metastabili che si erano così faticosamente ottenute durante
il raffreddamento accelerato.
Tale “softening zone” è tanto più pronunciata quanto maggiore è l’apporto termico in saldatura, ovvero tanto più alto
è lo spessore visto che tale saldatura viene sempre eseguita
334
con sole due passate (una dall’interno ed una dall’esterno),
come richiesto dalla normativa.
La tecnica multipass è infatti limitata da esigenze produttive
e raramente impiegata, se non in stabilimenti di produzione
specificamente progettati allo scopo.
La durezza elevata è il risultato di un procedimento termico
(la saldatura) caratterizzata da elevate velocità di raffreddamento e quindi le tecniche di riduzione della durezza sono
state rivolte all’impiego del preriscaldo, al controllo delle
temperature di interpass, alla eventuale esecuzione di trattamenti termici post-saldatura. Tutte queste tecniche hanno
di fatto un notevole impatto sui tempi di esecuzione delle
saldature in campo, con conseguenti aumenti dei costi di
costruzione, in particolare per i pipelines offshore.
Le contromisure possibili sono state l’imposizione ai fabbricanti di tubazioni di limiti sulla composizione chimica allo
scopo di ridurre la temprabilità dei materiali, quindi rivolte
alla riduzione di Ceq e Pcm. D’altro canto, la richiesta di
elevate caratteristiche meccaniche della zona fusa (overmatching weld metal) richiede di aumentare l’alligazione
dei materiali di apporto, con ovvio aumento della durezza
in zona fusa; questa è diventata oggi la zona a durezza più
elevata nell’intero giunto saldato. Oltre alla composizione
chimica della zona fusa, di fondamentale importanza è la
microstruttura, per cui le linee di sviluppo sono state rivolte
all’ottenimento della ferrite aciculare in zona fusa, microstruttura questa ad elevata resistenza meccanica ed elevata
tenacità anche a bassa temperatura.
Frattura fragile
I materiali per pipelines hanno saldabilità elevata, come
detto in precedenza, ma si possono incontrare situazioni di
fragilità in saldatura o nella zona termicamente alterata in
funzione dei procedimenti di saldatura impiegati e del loro
apporto termico, dei materiali d’apporto utilizzati ed altro.
I materiali ferritici mostrano una curva di transizione con
comportamento duttile-fragile, con la temperatura di transizione funzione di vari parametri, tra cui spicca la dimensione del grano austenitico e la microstruttura ottenuta durante
la fase di lavorazione a caldo ed il suo raffreddamento.
La normativa non dà indicazioni su come ottenere saldature
ad elevata tenacità, ma specifica i valori di tenacità minimi
accettabili in funzione alle condizioni di impiego.
Tipicamente, si richiede che tutta la zona saldata (zona fusa,
linea di fusione, zona termicamente alterata) assorba abbastanza energia durante una prova di impatto.
La prova tipicamente adottata è la prova Charpy con intaglio
a V, indicata tipicamente con CV, alla minima temperatura
di esercizio, alla temperatura di progetto o ad una temperatura sufficientemente inferiore a quella di progetto. La scelta
della temperatura di prova spetta al progettista, mentre
l’energia assorbita nella prova è di solito indicata dalla normativa. La normativa API 5L, ad esempio, richiede che la
resilienza minima (media di 3 campioni) sia di 27J quando
provata a 0 °C. La normativa DNV, invece, per un materiale
di grado X65 richiede una resilienza minima (media di 4
campioni) di 45J. Per quanto riguarda la temperatura di
prova, la normativa DNV tiene conto che al crescere dello spessore aumenta il grado di triassialità al centro dello
spessore e quindi richiede che la temperatura di prova sia
progressivamente inferiore alla minima temperatura di progetto, al crescere dello spessore.
La normativa API 5L non richiede l’esecuzione della prova
CTOD, se non per informazione, mentre la normativa DNV
ne richiede l’esecuzione con intaglio posizionato nella sola
zona fusa alla minima temperatura di progetto con un risultato minimo di 0.15 mm. La garanzia della tenacità (CTOD)
in zona fusa è certo un parametro importante, ma in realtà
la zona più critica (e luogo di difetti ad apice acuto quali le
incollature, visto che il procedimento tipico per le saldature
in campo è il GMAW, o le cricche in zona termicamente
alterata) è certamente la linea di fusione / zona termicamente alterata, per le quali la normativa non si pronuncia
se non indicando che le analisi di Engineering Criticality
Assessment devono essere eseguite sulla base di valori certi
e garantiti di tenacità minima in tutte le zone del giunto
saldato, lasciando in tal modo mano libera al progettista per
richiedere prove di CTOD nelle varie zone di saldatura
ed eseguire le analisi ECA, in accordo alla normativa
(DNV OS-F101 App. A, BS 7910).
Controlli non distruttivi
Il controllo non distruttivo delle tubazioni è prescritto per
individuare difetti nel corpo del tubo e nelle saldature che
potrebbero portare a rottura il tubo durante le operazioni di
costruzione o in servizio. A tale riguardo sono di particolare
importanza i controlli eseguiti sulle estremità dei tubi in
quanto questi potrebbero interferire con le operazioni di
saldatura e controllo delle saldature in campo.
La normativa richiede l’esecuzione di svariati tipi di controllo non distruttivo, quali i seguenti:
r controllo UT sul corpo e sulle estremità dei tubi
alla ricerca di difetti planari paralleli alla superficie
(laminations)
r controllo superficiale (MT o PT) delle estremità alla
ricerca di difetti affioranti sul cianfrino
r controllo UT del corpo dei tubi seamless alla ricerca di
difetti longitudinali e trasversali
r controllo UT della saldatura longitudinale o elicoidale
alla ricerca di difetti volumetrici e planari, longitudinali
e trasversali
r controllo RT delle saldature alla estremità dei tubi
r controllo UT delle estremità alla ricerca di difetti
longitudinali orientati in direzione radiale.
I livelli di accettazione delle imperfezioni sono variabili a
seconda delle varie normative, ma esiste una uniformità di
giudizio relativamente alle cricche, che non sono mai ritenute accettabili, indipendentemente dalla loro dimensione,
in quanto questo tipo di difetto è “metallurgico” e quindi
eliminabile attraverso il miglioramento ed un controllo più
spinto del procedimento di saldatura stesso.
Propagazione della frattura
La problematica della propagazione (fragile o duttile) della
frattura è una problematica esclusiva dei gasdotti di grande
diametro. Nei primi anni ‘50 sono avvenute una serie di
rotture che hanno provocato la propagazione della frattura
per grandi distanze. Le prime rotture sperimentate sono state
classificate come fratture fragili, caratterizzate dall’assenza
di strizione nella sezione resistente, velocità di propagazione estremamente elevate (dell’ordine del chilometro al
secondo) e praticamente non arrestabili.
La più lunga frattura fragile riportata in letteratura è stata
di 13 km.
Studi sono stati condotti in proposito da svariati enti di ricerca, studi che hanno portato alla comprensione del fenomeno
ed alla richiesta di superamento della prova DWTT (drop
weight tear test) sul materiale base delle tubazioni.
La prova è richiesta dalla normativa API 5L ed altre per
tubazioni di grande diametro (superiore ai 20”) alla minima
temperatura di progetto e per questa prova è consuetudine
richiedere il raggiungimento di una sufficiente area duttile
(85% medio tra due provette e 75% singolo).
Negli anni seguenti si è però osservato che esisteva anche
un’altra modalità di frattura, denominata frattura duttile, la
quale si propaga ad una velocità sostanzialmente inferiore
alla precedente (circa 300 m/s) ed è arrestabile in presenza
di tubazioni che dissipino a sufficienza l’energia dinamica
con cui la frattura tende a propagare, ovvero quando il
materiale esibisca alla minima temperatura di progetto una
sufficiente resilienza. La lunghezza di tali fratture è stata
limitata ad alcune centinaia di metri.
Le svariate prove di scoppio eseguite hanno portato nei
primi anni ‘70 alla stesura di formulazioni in grado di prevedere l’energia di arresto di tali fratture. Tali formulazioni,
incluse nella specifica API 5L (Annex G) e tabelle riassuntive riportano il requisito minimo di resilienza sia nella
normativa API 5L (Tab. 8) che nella DNV OS-F101 (Tab.
7.23), sono del tipo:
(3)
dove i simboli ed i valori sono:
r CV energia prevista per arrestare la frattura duttile
(resilienza)
r V sollecitazione circonferenziale
r D diametro esterno del tubo
r t
spessore
con a, b, c esponenti variabili nelle varie formulazioni.
335
L’energia di arresto diventa quindi tanto più alta quanto
più alta è la sollecitazione (quindi la pressione interna), il
diametro e lo spessore. Per un pipeline di grande diametro
e spessore, che trasporta gas ad alta pressione, l’energia di
arresto può raggiungere anche i 150-200 J.
Controllo Dimensionale
La riduzione dei costi di installazione richiede l’impiego
di sistemi automatici di saldatura circonferenziale e quindi
è necessario ottenere tubazioni ad elevate caratteristiche
dimensionali.
L’obiettivo è quello di diminuire il dislivello tra un lembo
della saldatura e l’altro, quindi il controllo del diametro
interno e della rotondità (out-of-roundness).
Spesso le normative esistenti non si spingono a sufficienza
in questa direzione e quindi si è lasciato spazio ai “welding
contractors” e agli utenti finali la definizione di più stringenti tolleranze.
Le problematiche principali incontrate in tal senso sono:
r la variabilità dello spessore dei tubi seamless, fabbricati
a diametro esterno costante, che porta ad una sensibile
variazione del diametro interno;
r la difficoltà con cui i tubi saldati longitudinalmente
possono essere formati adeguatamente sui lembi longitudinali, portando ad una mancanza di formatura
(peaking) che porta ad una mancanza di rotondità concentrata, in particolare per i tubi di grosso spessore;
r la necessità di espandere meccanicamente il tubo in
modo da migliorarne la rotondità, in particolare alle
estremità.
Sour service
Quando i fluidi trasportati contengono significative quantità
di H2S (eccedenti le condizioni critiche indicate dalla normativa Nace MR 0175 o ISO 15156) si dice che il servizio
è acido (sour service).
La presenza di H2S ed acqua libera può provocare la diffusione degli atomi di idrogeno formatisi come reazione
catodica associata al fenomeno corrosivo all’interno della
matrice ferritica, provocando una serie di problemi tra cui la
più nota è la HIC (hydrogen induced cracking), detta anche
SWC (step-wise cracking).
Il fenomeno colpisce in particolare i tubi saldati, provenienti
da lamiera, ma marginalmente anche i tubi seamless per i
quali tuttavia il trattamento termico di tempra e rinvenimento è in genere sufficiente per garantire una microstruttura
non a bande e quindi non suscettibile di tale criccatura.
La risoluzione di questo problema per i tubi saldati, invece,
richiede che l’acciaio venga prodotto con bassissimo contenuto di zolfo (inferiore alle 30 ppm), trattato al Ca durante il
processo fusorio e laminato in modo da ottenere microstrut336
ture aciculari fini e non a bande ferritico-perlitico, come era
uso prima che questi problemi venissero sviscerati.
La normativa in uso richiede tali trattamenti e prescrive
anche il superamento di prove di corrosione, la cui esecuzione è specificata in dettaglio da normative internazionali
[11]. Esistono anche altre forme di criccatura delle quali
l’idrogeno è responsabile, quali le forme di sulphide stress
cracking (SSC), hydrogen embrittlement (HE) ed altre, da
cui ci si deve difendere attraverso una adeguata scelta dei
materiali e dei procedimenti di saldatura, in particolare limitando la durezza massima nel materiale base e in saldatura al
di sotto dei 250 HV10, come richiesto dalla normativa.
La qualificazione dei materiali all’impiego prevede in genere l’esecuzione di prove di tenso-corrosione di lunga durata
(720 ore) [12]. Il problema e le metodologie di prova sono
ampiamente riportate e discusse in svariati documenti normativi, tra cui il documento EFC #16 [13].
Da notare che l’ottenimento di elevate proprietà di resistenza alla HIC è contrastante con altre proprietà richieste ai
materiali, quali la DWTT e lo yield ratio in direzione longitudinale. Laddove tutte queste proprietà fossero ritenute
importanti è spesso necessario scendere a compromessi tra
questi requisiti.
Qualifica dei procedimenti di saldatura
La costruzione di pipelines di qualità non richiede ovviamente soltanto materiali di partenza di qualità ma, ovviamente, di contrattisti capaci di adottare procedimenti di
saldatura e controllo non distruttivo adeguati allo scopo.
Una delle fasi iniziali nella costruzione di un pipeline è la
richiesta da parte di tutte le normative di costruzione di qualificare i procedimenti di saldatura [14], ovvero la richiesta
di esecuzione di giunti saldati destinati alla esecuzione di
prove meccaniche ed eventualmente di corrosione onde
verificare l’ottenimento delle proprietà richieste.
Le prove di qualifica richieste dalla normativa sono tipicamente orientate alla verifica dei procedimenti di saldatura,
ma le normative richiedono la ripetizione di tutta la qualifica
quando vengono ad essere modificate alcune variabili, detti
“essenziali”. Il più famoso codice di saldatura applicato in
varie industrie è l’ASME IX o per i pipelines l’API 1104
citate. Per queste normative la variabilità del materiale base
non è considerato in dettaglio se non suddividendo i materiali in gruppi sulla base della loro analisi chimica (detti
“P-number”).
Secondo tali normative, tutti gli acciai al C utilizzati per la
costruzione di pipelines appartengono alla stessa classe e
quindi non è prevista alcuna prova o qualifica ulteriore al
variare dell’analisi chimica o del procedimento di fabbricazione o dello stato di trattamento termico del materiale.
L’esperienza nel campo dei pipelines, in particolare quelli
offshore o per sour service, ha dimostrato invece che non
tutti gli acciai al carbonio sono uguali e che occorre qualificare i procedimenti al variare di molte variabili.
La normativa più severa in proposito è la normativa
DNV OS-F101 (Appendix C) che elenca, in aggiunta alle
consuete variabili legate alla geometria, al processo ed al
procedimento di saldatura vero e proprio, alcune variabili
essenziali che hanno un diretto impatto sulla fabbricazione
dei materiali, sulla scelta dei fornitori e dei prodotti, quali:
r L’aumento del grado del materiale richiede la riqualifica
r Modifica nello stato di trattamento termico (es. da normalizzato a temprato e rinvenuto)
r Per gradi dall’X65 in su, il cambio del fornitore
dell’acciaio
r Incremento del Pcm più di 0.020 o del Ceq più di 0.030
o del contenuto di C più dello 0.02%
r Variazioni nel tipo di prodotto (per esempio da tubo
seamless a saldato).
Tali limitazioni non comportano necessariamente l’aumento
nel numero di qualifiche di saldatura eseguite, ma richiedono invece una adeguata pianificazione del progetto e scelta
dei materiali su cui eseguire le qualifiche di saldatura.
Conclusioni
Lo sviluppo delle normative è andato di pari passo con lo
sviluppo di progetti sempre più avanzati, che hanno gradualmente richiesto materiali di migliori caratteristiche (alta
resistenza, elevata saldabilità, resistenza alla corrosione).
Le problematiche occorse in servizio hanno richiesto lo
sviluppo di programmi di ricerca sui materiali che hanno
portato ad includere nelle specifiche di acquisto e nelle
normative requisiti di qualità sempre più severi e mirati
all’applicazione specifica. E’ necessario ricordare che alcuni requisiti sono contrastanti con altri, per cui la definizione
della specifica di acquisto dei materiali deve essere compiuta da personale esperto e spesso in contraddittorio con i
tubifici stessi. La fabbricazione delle tubazioni per pipelines
ha quindi dovuto implementare nuove tecnologie, stringenti
requisiti di controllo qualità, sperimentare tecnologie atte
a ridurre la variabilità delle proprietà tecnologiche così da
rendere idealmente possibile la fabbricazione di oggetti
(tubi, in questo caso) con “standard deviations” delle proprietà sempre più strette.
Celant Mario, graduated engineer (Metallurgy and Corrosion) at the Politechnical School of Milan in 1978, from 1979
employee of Snamprogetti, Mechanical Construction and Pressure Vessels Dept., Materials Technology and Corrosion
Group Leader, he was the Materials Technology and Corrosion Group Leader.
Since 1987 independent consultant in the field of Materials and Corrosion Engineering and then founder of Pipe Team
of which he is President. Consultant in the most advanced project of onshore and offshore pipelines with relevant
roles in material selection for corrosive and non-corrosive environments, materials specification, qualification of
manufacturing and welding procedures, problem solving during pipe manufacturing, failure analysis of pipelines
and plant equipment. International Welding Engineer (IWE), certified engineer by the British Council (CEng), senior
member of TWI (SenMWeldI), author of more than 50 papers on Material Selection, Corrosion and Failure Analysis,
Corrosion Resistant Pipelines, presented at national and international congresses, and of a book on Clad Pipelines.
Member of the European Federation of Corrosion, Working Party on Corrosion in the Oil and Gas Industry and
co-author of various documents published by EFC (Doc. No. 13, 16, 17).
BibliograÀa
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DNV OS-F101, “Offshore Standard - Submarine Pipeline Systems - October 2007”
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and Gas Production”
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NACE TM0177, “ Standard Test Method - Laboratory Testing of Metals for Resistance to Sulfide Stress Cracking
and Stress Corrosion Cracking in H2S Environments”
EFC 16, “Guidelines on Materials Requirements for Carbon and Low Alloy Steels for H2S - Containing Environments in Oil and Gas Production”
ISO 15614, “Specification and qualification of welding procedures for metallic materials - Welding procedure test”
337
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Controllo qualità della placcatura di
reattori per hydrocracking:
procedure e criteri di accettabilità
applicabili (°)
G. Zappavigna *
Sommario / Summary
Durante le fasi costruttive, la placcatura presente all’interno dei reattori di alto spessore in 2 ¼ Cr-1 Mo-¼ V che
operano ad alte temperature e pressioni di idrogeno, è sottoposta a diversi controlli, alcuni dei quali vengono ripetuti
anche dopo il trattamento termico finale (PWHT) e dopo la
prova idraulica. I controlli sulla placcatura possono essere
divisi in due gruppi, quelli superficiali e quelli volumetrici.
Appartengono alla prima famiglia il controllo visivo, il
controllo con liquidi penetranti, la verifica della ferrite
con strumento magnetico, la verifica dell’analisi chimica
tramite strumento portatile ad emissione ottica oppure a
raggi X/J e la verifica della contaminazione, mentre fanno
parte del secondo gruppo i controlli ultrasonori e la verifica
distruttiva del deposito, tramite asportazione di truciolo e
successiva analisi chimica. Di seguito si analizzeranno per
ciascun controllo le metologie applicabili ed i criteri di accettabilità richiamati dal codice costruttivo o normalmente
richiesti dai principali clienti.
During manufacturing, the weld overlay on the internal surface of thick-walled reactors (made of 2¼Cr-1Mo-¼V and
subject to very high hydrogen pressure and temperatures) is
(°) Memoria presentata al Convegno “La placcatura nella fabbricazione di apparecchiature in pressione”, Genova, 10 Novembre 2011
* Ge Oil & Gas - Massa
checked by different methods before and after the post weld
heat treatment (PWHT), and after the hydrostatic pressure
test. We can separate the inspections on the weld overlay into
two groups: surface inspections and volumetric inspections.
In the first group we have visual inspections, liquid penetrant
inspections, ferrite content checks with magnetic instruments,
chemical analysis checks with portable instruments with optical emission or X/J rays, and contamination checks; in the
second group we have ultrasonic inspections and the destructive examinations by chip removal for chemical composition
verification. In this paper we will analyze for each inspection
the applicable methods and acceptance criteria required by
the applicable code or by main contractual specifications.
Acceptance; austenitic stainless steels; chemical engineering;
cladding; creep resisting materials; defects; delta; dye
penetrant testing; electroslag welding; ferrite; high temperature; hydrogen; low alloy Cr Mo steels; measurement;
nondestructive testing; post weld heat treatment; pressure
vessels; quality control; stainless steels; submerged arc
welding; ultrasonic testing; visual inspection.
339
G. Zappavigna - Controllo qualità della placcatura di reattori per hydrocracking...
1. Introduzione
Nella costruzione di reattori di alto spessore in
2¼Cr - 1Mo - ¼V, eserciti ad alta temperatura e ad
alta pressione di idrogeno, è richiesta una placcatura
interna di alcuni millimetri in acciaio inossidabile
austenitico (tipicamente del tipo AISI 347) capace di
garantire maggiore resistenza a corrosione nei confronti del fluido processato (idrocarburi da desolforare). I processi di saldatura preferiti per la placcatura
interna sono quelli ad elettroscoria a nastro (ElettroSlag Strip Cladding) e ad arco sommerso a nastro
(Submerged Arc Strip Cladding), in quanto offrono
alti tassi di deposito, in termini di kg/h e m2/h, combinati
con bassa diluizione ed elevata qualità del riporto.
Oggi si tende ad impiegare più frequentemente il processo
ad elettroscoria a nastro (ESSC) in quanto capace di garantire maggiori tassi di deposito, inferiore diluizione e minore
contenuto di inclusioni rispetto al processo ad arco sommerso a nastro (SASC).
Durante le fasi di qualifica dei processi di saldatura, i talloni
placcati con le diverse tecniche vengono verificati con esami
distruttivi finalizzati principalmente a misurare lo spessore
depositato con una definita analisi chimica, a verificare
la duttilità a seguito di deformazioni (prove di piega) ed
a garantire la completa aderenza della placcatura anche a
seguito di esposizione ad alte temperature e pressioni di
idrogeno (prove di disbonding).
Durante la fabbricazione i controlli non distruttivi previsti
dal Piano di Controllo Qualità sono finalizzati a verificare
TABELLA I - Discontinuità tipiche
340
Discontinuità
Note
Cricche
Si possono verificare cricche a caldo su depositi a basso contenuto di ferrite o a
seguito di presenza di elementi contaminanti bassofondenti (zolfo, fosforo, rame).
I difetti sono normalmente larghi e visibili senza l’ausilio dei liquidi penetranti.
Non sono mai accettabili.
Scarsa sovrapposizione tra
nastrate (Fig. 1)
È una discontinuità tipica dei processi a nastro dovuta ad una errata posizione della
testa saldante e può comportare localmente un sottospessore della placcatura
rispetto al minimo richiesto.
Eccessiva sovrapposizione tra
nastrate (Fig. 2)
È una discontinuità tipica dei processi a nastro dovuta ad una errata posizione della
testa saldante. In questo caso il rischio è quello di avere un’analisi chimica fuori
dal range accettabile a causa della diluzione eccessiva di acciaio legato, oppure un
valore di ferrite troppo evevato, oppure alcune inclusioni di scoria.
Sono richieste indagini ulteriori.
Colpi d’arco (Fig. 3 sinistra)
Si tratta di un problema operativo causato da una non corretta esecuzione della
saldatura manuale. È richiesta la molatura e il controllo PT.
Spruzzi
Sono dovuti alla saldatura manuale e vanno rimossi.
Attacchi temporanei non
rimossi (Fig. 3 destra)
Sono particolarmente presenti nella zona di saldatura delle connessioni saldate
dall’esterno (e quindi con le staffe dall’interno). È necessario limitarne il numero e
l’estensione allo stretto necessario. Vanno molati e ricontrollati con PT.
Sottospessori locali (Fig. 4)
Possono essere dovuti al processo stesso di saldatura oppure a molature
successive (per la rimozione di attacchi temporanei o di altre discontinuità).
Va verificato lo spessore residuo.
Planarità e raggiature nella zona
dei risalti
Si tratta di problematiche geometriche nella zona dei cosiddetti “build up”.
Vanno verificate le richieste sul disegno.
Contaminazione
Può essere localizzata o diffusa ed è normalmente dovuta ai residui di taglio e
molatura del materiale base. È richiesto un trattamento superficiale.
Figura 1 - Possibili conseguenze di una scarsa sovrapposizione tra nastrate
Figura 2 - Possibili conseguenze di una eccessiva sovrapposizione tra nastrate: inclusioni e FN elevata
la qualità della placcatura ed il mantenimento della stessa,
dal momento che la saldatura del placcato è una delle prime
attività eseguite durante la costruzione del reattore.
Infine, durante le fermate periodiche dell’impianto, alcune
ispezioni (come gli ultrasuoni) vengono ripetute impiegando i medesimi metodi di controllo e criteri di accettabilità
utilizzati durante la fabbricazione, per accertarsi che l’idrogeno di processo non abbia generato nuove discontinuità.
In questo articolo approfondiremo i controlli eseguiti in
fase di fabbricazione nella loro duplice funzione: quella di
garantire che i parametri definiti nelle procedure di saldatura
siano rispettati e quella di rilevare eventuali discontinuità
che possano compromettere la funzionalità della placcatura.
2. Controlli superÀciali
2.1 Il controllo visivo
Il controllo visivo del placcato è sicuramente il controllo
non distruttivo più importante per la vasta gamma di difettologie che è in grado di rilevare, ma è anche il controllo più
difficile in quanto non esistono standard di riferimento e per
i criteri di accettabilità ci si riferisce normalmente alle “best
practices”, frutto dell’esperienza di ogni costruttore.
Il placcato è controllato visivamente a seguito di ogni
attività che potrebbe comprometterne la qualità, pertanto
la superficie viene esaminata non solo dopo saldatura del
placcato, ma anche dopo la giunzione ed il ripristino delle
circolari vicine o la giunzione ed il ripristino delle connessioni vicine (si intende per “ripristino” la placcatura delle
zone corrispondenti alle saldature in pressione), dopo il
PWHT, dopo la saldatura degli interni (se presenti), dopo la
prova idraulica. Il controllo visivo viene eseguito non solo
per evidenziare discontinuità vere e proprie, ma anche per
individuare le aree sospette nelle quali ci attendiamo anomalie chimiche oppure discontinuità non affioranti.
Per la predisposizione di un corretto criterio di accettabilità
è necessario partire dalle discontinuità tipiche del processo
che possono essere chiaramente identificate visivamente,
nella Tabella 1 si riportano quelle più ricorrenti.
Inoltre vanno controllate con cura le zone di sormonto delle
nastrate in senso circolare (i cosiddetti attacchi e stacchi
tipicamente dovuti alla fine del nastro di saldatura) e le zone
di “slalom” cioè le aree in cui la testa saldante, dopo aver
completato un giro, viene traslata in senso assiale.
341
Figura 3 - Colpi d’arco (a sinistra) ed attacchi temporanei (a destra)
Figura 4 - Sottospessori dovuti al processo di saldatura
In queste zone critiche possono ripresentarsi i problemi già
illustrati per l’eccessiva sovrapposizione tra nastrate (vedi
Tabella) e pertanto sono richieste indagini aggiuntive.
2.2 Il controllo con liquidi penetranti
La superficie della placcatura è controllata al 100% con
i liquidi penetranti in modo da scongiurare la presenza
di difetti piccoli o sottili non rilevabili con il precedente
controllo visivo. Considerata l’estensione della superficie
ispezionata e la sensibilità richiesta (il criterio di solito
applicato è quello indicato nel codice ASME Sezione VIII,
Divisione 1, Appendice 8, oppure Divisione 2, Par. 7.5.7
[1]) la tecnica applicata è con prodotti lavabili con acqua
a contrasto di colore. Le specifiche contrattuali richiedono
il controllo dopo il trattamento termico finale (PWHT)*, o
*
342
Per l’API 934-A dopo il PWHT finale “all austenitic stainless steel weld
overlay, and attachments to the overlay, should be examined by PT in
accordance with ASME BPVC, Section VIII, Division 2, Paragraph 7.5.7.”
dopo la prova idraulica (talvolta entrambe le richieste sono
applicabili) nonostante sia piuttosto improbabile che queste
due attività possano causare delle discontinuità superficiali.
Seguendo la regola aurea che tutti i controlli eseguiti dopo
PWHT debbano necessariamente essere eseguiti anche
prima, i costruttori controllano la placcatura con i liquidi
penetranti anche prima del trattamento termico, sebbene
non sia richiesto esplicitamente del cliente. Questa attività
può essere svolta subito dopo l’esecuzione della placcatura
oppure, meglio ancora, immediatamente prima del PWHT.
La seconda opzione permette di rilevare non solo le discontinuità tipiche del processo di saldatura SASC o ESSC della
placcatura (porosità ed incisioni a bordo cordone), ma anche
tutte quelle generate dalle attività di saldatura delle circolari e delle connessioni (attacchi temporanei, colpi d’arco,
spruzzi). Per quanto riguarda il tipo di rilevatore, considerata l’estensione della superficie e la posizione non in piano,
si ottengono buoni risultati con i prodotti non acquosi (in
sospensione di solvente), anche se questa soluzione necessi-
ta di sistemi di ventilazione aggiuntivi specialmente quando
si opera in ambiente chiuso, come avviene dopo prova
idraulica o dopo PWHT, se il reattore è trattato termicamente in un’unica soluzione. L’eventuale presenza di parti
interne rende il controllo particolarmente critico e richiede
uno studio di fattibilità dal punto di vista della sicurezza.
2.3 La verifica della ferrite
La ferrite (delta) è la fase di non equilibrio che si forma
durante la solidificazione di acciai austenitici con analisi
chimica vicina a Cr 18, Ni 8 con possibili aggiunte di Mo,
Nb e Ti. Il suo valore (può essere espresso in percentuale
o in FN cioè Ferrite Number, ma si predilige quest’ultima
unità di misura perchè meno variabile rispetto alla prima)
allo stato “come saldato” è un parametro da tenere rigorosamente sotto controllo nella saldatura della placcatura.
Il limite inferiore viene specificato al fine di minimizzare
le potenziali problematiche di criccabilità a caldo (Fig. 5),
legate alla solidificazione del bagno, mentre il limite massimo garantisce un deposito di placcatura con buone caratteristiche di resistenza alla corrosione e buona duttilità, anche
a seguito dell’esposizione ai trattamenti termici intermedi
(ISR) o finali (PWHT).
Come criterio di accettabilità, ci si riferisce normalmente
all’API 934-A [3] che richiede un contenuto di ferrite compreso tra 3 FN e 10 FN, con l’eccezione del Type 347 per il
quale si richiede un valore minimo di 5 FN. Talvolta il limite
massimo è fissato contrattualmente a 8 FN.
Il WRC Bulletin 318 [2] riporta 25 metodi e/o strumenti
“sufficientemente documentati” per la valutazione della
ferrite. Tra questi i più diffusi sono:
r il calcolo dai diagrammi di Schaeffler e di DeLong
(valutazione attraverso la composizione chimica);
r il Point Counting (misura con metallografia quantitativa);
r il Ferritescope (misura della permeabilità);
r il Ferrite Indicator (misura della forza attrattiva).
I primi due metodi sono distruttivi e vengono utilizzati sia
in fase di qualifica del processo, sia sui prelievi di placcato
in produzione (vedi più avanti i controlli sul prelievo del truciolo). Gli altri due metodi sono non distruttivi e tra questi
lo strumento più utilizzato in produzione è il Ferritescope
al cui interno è posta una bobina ad alta frequenza la cui
induttanza varia al variare del contenuto di ferrite.
Questo consente di rilevare tutti i componenti magnetici di
una struttura altrimenti amagnetica.
A questo proposito bisogna ricordare che la fase sigma,
formatasi durante il trattamento termico, è riconosciuta
come una struttura non ferritica, mentre in una sezione
metallografica non risulta semplice distinguere la fase
sigma da una struttura ferritica. Il controllo della ferrite si
esegue quindi prima di qualsiasi trattamento (ISR o PWHT)
e su una superficie “come saldata” in quanto le molature
o le lavorazioni di macchina possono aumentare il valore
misurato di ferrite ed in alcuni casi causano delle distorsoni
nei risultati delle misure dovute alla trasformazione parziale
dell’austenite in martensite D’ ferromagnetica.
Per l’estensione del controllo, si seguono normalmente le
disposizioni dell’API 934-A: devono essere scelte a caso
almeno 10 zone per ogni fondo o virola, 2 zone (in corrispondenza delle due estremità) per ogni connessione e una
zona per ogni ripristino. In ognuna delle zone selezionate,
saranno eseguite almeno 6 misure, che dovranno risultare
all’interno del range di accettabilità.
2.4 La verifica dell’analisi chimica
La verifica dell’analisi chimica del placcato eseguita in
produzione richiede strumenti portatili tipo PMI (Positive
Material Identification). Lo scopo dell’analisi è quello di
verificare gli elementi caratterizzanti la lega. Ci sono due
tipi di strumenti disponibili per questa analisi:
r spettrometri ad emissione ottica;
r spettrometri a raggi X.
Nel primo caso lo strumento consiste in una sonda che
emette una scintilla che è usata per vaporizzare il materiale
da analizzare. Gli atomi e gli ioni di questo vapore producono uno spettro che può essere misurato otticamente e quindi
ricalcolato per determinare i componenti del materiale.
Il secondo strumento contiene sorgenti radioattive o un
generatore di raggi X a basso voltaggio. Poichè ogni elemento metallico ha una specifica struttura atomica, dalla
riflessione della radiazione è possibile risalire alla percentuale di ogni elemento.
Nel caso di AISI 347, si possono impiegare entrambi gli
strumenti in quanto è sufficiente misurare il contenuto di
Cr, Ni e Nb e confrontarlo con i range richiesti dal Codice
ASME Sezione IX. Se il placcato è in AISI 316L, allora gli
elementi caratterizzanti sono Cr, Ni, Mo e C. In questo caso,
dato che il contenuto di carbonio non può essere valutato
con l’analizzatore a raggi X, siamo vincolati all’uso dello
spettrometro ad emissione ottica, sebbene la misura di C
sia affetta da un errore relativo elevato a causa sia delle
Figura 5 - Tipica cricca a caldo longitudinale a centro cordone su un
deposito con ferrite < 1 FN
343
condizioni in campo (superficie non lavorata e controllo
non in piano), che del valore assoluto del C nell’AISI 316L
(< 0,03%). Talvolta il controllo con PMI viene chiesto
preliminarmente sui consumabili di saldatura. La misura
risulta agevole sui nastri, ma per elettrodi e fili può essere
necessario riportare su un tallone alcuni strati di deposito
sovrapposti (almeno 3 strati per poter trascurare il peso del
materiale base) e quindi eseguire la misura direttamente
sul deposito. Questa procedura offre anche il vantaggio che
eventuali elementi, presenti nel rivestimento o nel filo animato, che entrano nella chimica del deposito finale vengono
correttamente conteggiati nel corso della misura.
2.5 Il controllo della contaminazione
La superficie del placcato può essere contaminata da particelle di ferro provenienti dalle attività successive alla saldatura, specialmente le molature e i tagli di fiamma. Pertanto
il miglior modo di evitare contaminazioni è quello di utilizzare mezzi preventivi idonei durante le fasi più critiche.
Nella Figura 6 è rappresentato un sistema di raccolta di residui del taglio di fiamma per l’apertura di una connessione.
Per verificare la presenza di contaminazione da ferro
metallico o da ossidi di ferro, lo standard A 380 [4] indica
due famiglie di metodi: quelli più “grossolani” e quelli più
“accurati”. Alla seconda famiglia appartiene il metodo forse
più applicato per questo tipo di controllo: il ferroxyl test.
La verifica prevede l’impiego di una soluzione di acqua
distillata (94% in peso), acido nitrico al 60-67% (3% in
peso) e ferrocianuro di potassio (3% in peso). La soluzione
così preparata si presenta di colore giallo, ma se applicata su
una superficie contaminata vira rapidamente al blu.
Al termine del test, la zona deve essere immediatamente
pulita con una soluzione al 5-20% di acido acetico che va a
sua volta rimosso con ripetute applicazioni di acqua.
Il ferroxyl test viene di norma eseguito durante la fasi conclusive della fabbricazione di un reattore, immediatamente
prima o dopo prova idraulica. Qualora i risultati del test
evidenziassero presenza di contaminazione, la superficie del
placcato deve essere adeguatamente condizionata con mezzi
chimici o meccanici (ci si riferisce sempre alla A 380) e
quindi ricontrollata con la medesima metodologia, (Fig. 7).
Prendendo spunto dallo standard A 380 [4], vale la pena
ricordare un sistema “grossolano” impiegato durante le fasi
della costruzione: il controllo con solfato di rame.
Qualora fosse necessario rimuovere lo strato di placcato
per eseguire delle riparazioni o nel corso della saldatura
delle connessioni, il solfato di rame permette di distinguere
chiaramente le zone con residui di placcatura da quelle prive
completamente di qualsiasi traccia di acciaio austenitico.
Il metodo è veloce ed efficace ed inoltre la gestione del prodotto è più semplice rispetto alle soluzioni per gli attacchi
acidi tradizionali.
3. Controlli volumetrici
3.1 Controlli sui prelievi
Per il controllo qualitativo del placcato in produzione,
vengono talvolta richieste analisi chimiche e verifica della
ferrite su “trucioli” (chip analysis) di materiale prelevato da
Figura 6 - Sistema di raccolta dei residui di taglio per l’apertura delle
connessioni
344
Figura 7 - Ferroxyl test su un tallone per verificare l’efficacia del sistema di sabbiatura
Figura 8 - Asportazione di truciolo di placcato per esami distruttivi
componenti già placcati. Tale richiesta ha il vantaggio di
dare una reale misura dell’analisi chimica ad una certa profondità (sebbene gli strumenti per i prelievi non consentano
un controllo accurato dello spessore del truciolo), per contro le zone interessate dal prelievo richiedono un successivo
ripristino di saldatura analogamente alle riparazioni, (Fig. 8).
3.2 Controlli spessimetrici
Durante la saldatura del placcato vengono eseguiti controlli
spessimetrici del deposito utilizzando, dall’interno, idonei
calibri di saldatura (welding gauge) o, dall’esterno, sistemi
ad ultrasuoni. In entrambi i casi si tratta di misure per differenza che non tengono conto della diluizione e pertanto
sono più conservative, nel senso che tendono a sottostimare
lo spessore reale di acciaio austenitico. Sono allo studio
sistemi alternativi assoluti che, sfruttando il metodo delle
correnti indotte, siano in grado di valutare lo spessore reale
di acciaio inossidabile ma, al momento, sia il valore da
misurare (superiore a 5 mm), sia le fluttuazioni della permeabilità all’interno del deposito, non consentono misure
con l’accuratezza richiesta.
3.3 Controlli ultrasonori difettoscopici
In questo paragrafo saranno approfondite alcune tematiche
riguardanti il controllo ultrasonoro con sonda piana, per
evidenziare i difetti di distacco, e con sonda angolata, per la
ricerca di cricche sotto-placcato (underclad cracks). Queste
cricche possono manifestarsi durante il processo di saldatura
** A questo proposito si osserva che, fino all’edizione 2008 del Codice
ASME, il titolo della SA-578 era “Standard specification for straight-beam
ultrasonic examination of plain and clad steel plates for special application”, mentre dall’edizione 2009 il nuovo titolo è “Standard specification
for straight-beam ultrasonic examination of rolled steel plates for special
application”; pertanto sarebbe più corretto che le specifiche di prodotto
ed i documenti contrattuali si riferissero per il controllo UT delle placcature
alle A 263, A 264 e A 265 e non più alla A 578.
oppure a seguito del trattamento termico: in questo secondo
caso vengono definite da riscaldo (reheat) per distinguerle
dalle prime [6]. Considerata la specificità di ogni difetto, si
analizzeranno le modalità di controllo per la ricerca delle
cricche da riscaldo, quelle che per dimensione, posizione,
orientamento e modalità di comparsa, sono certamente le
più complesse da rilevare.
3.3.1
Controlli con sonda piana
I controlli ultrasonori tradizionali sul placcato prevedono
l’impiego di sonde longitudinali a 0° con scansioni preferibilmente dalla superficie esterna, in quanto la superficie
placcata nelle condizioni di “come saldato” presenta una
rugosità superficiale non sempre compatibile con un buon
accoppiamento da parte delle sonde. La scansione normalmente riguarda l’intera superficie esterna, anche se in
alcuni casi, come indicato dall’API 934 [3], sono richiesti
solo controlli a campione lungo 4 strisce di larghezza
circa 80 mm per l’intera lunghezza del reattore. Nel caso di
scansioni manuali, si consiglia sempre di muovere la sonda
in senso perpendicolare rispetto alla direzione delle nastrate
di saldatura: la ragione è legata al fatto che le discontinuità
sono normalmente allungate nella direzione di saldatura e
pertanto la scansione manuale perpendicolare alle eventuali
discontinuità riduce il rischio di mancata rilevabilità causata
dalla non completa copertura della superficie.
Per la taratura del sistema, è possibile seguire due diverse
soluzioni: la taratura con eco di fondo oppure l’impiego di
fori a fondo piatto.
Il primo metodo è quello più semplice ed utilizzato in quanto
non richiede l’impiego di blocchi di taratura. Inoltre alcune
norme di prodotto come l’API 934 [3], facendo riferimento
all’ASME SA-578** [1], lo richiedono esplicitamente.
In questo caso si definisce “non accettabile” un’indicazione all’interfaccia tra materiale base e placcatura che causa
la completa scomparsa dell’eco di fondo e che non può
essere circoscritta in un cerchio di diametro 25 mm (criteRivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012
345
Figura 9 - Tallone con foro a fondo piatto per controlli lato placcato e lato materiale base
rio di accettabilità C, il più restrittivo tra i 3 descritti dalla
SA-578). Per la taratura con i fori a fondo piatto sono invece
necessari blocchi di riferimento con fori praticati fino all’interfaccia tra materiale base e placcatura. Per le dimensioni
del riflettore, si fa di solito riferimento all’ASME V, Articolo 4, Fig. T-434.4.3 [1] che rappresenta un foro a fondo
piatto di 10 mm di diametro, (Fig. 9).
Anche la ASTM G 146 [5] per la verifica del “disbonding”
in fase di qualifica del processo indica una taratura su fori
a fondo piatto. In questo caso la norma richiede che il campione da testare, ad una temperatura ed una pressione dipendenti dai valori presenti in esercizio, sia controllato con una
sonda piana con sensibilità verificata su un foro a fondo
piatto praticato dal lato della placcatura (la scansione viene
quindi eseguita dal lato del materiale base).
Nella fase preliminare devono essere registrati tutti i
segnali provenienti dal piano di interfaccia ±1 mm.
Al termine della prova, che comprende la permanenza per
48 ore alla pressione e temperatura designate, il raffreddamento veloce e la permanenza a temperatura ambiente per
sette giorni, il controllo ultrasonoro viene ripetuto nelle stesse condizioni utilizzate per il controllo preliminare: eventuali differenze vanno registrate e mappate in modo da stabilire
l’estensione e la distribuzione del “disbonding” e va assegnato un codice rispetto ai criteri indicati nella norma.
Le discontinuità rilevabili in produzione con l’impiego di
sonde ad onde longitudinali a 0° sono principalmente quelle
orientate in modo parallelo alla superficie di scansione,
come gli eventuali scollamenti della placcatura.
346
In questo caso la discontinuità è estesa e comporta la completa scomparsa dell’eco di fondo o, nel caso di riferimenti
con fori a fondo piatto, un segnale ben superiore al livello
di riferimento.
La tecnica consente anche di individuare e riconoscere facilmente le inclusioni di scoria allungate, in corrispondenza
delle sovrapposizioni tra nastrate, la discontinuità più comune nelle placcature a nastro. Nel caso di taratura sull’eco
di fondo, non sempre le inclusioni di scoria comportano la
scomparsa dell’eco di fondo, ma spesso si verificano, anche
per discontinuità sottili, le condizioni di registrabilità (per
SA-578 sono registrabili tutte le indicazioni uguali o maggiori del 50% dell’iniziale eco di fondo, accompagnate da
una riduzione del 50% dello stesso eco di fondo).
Difetti tipo cricca all’interfaccia tra materiale base e placcatura non sono rilevabili con sonda piana in quanto il loro
orientamento è normalmente perpendicolare alla superficie
di scansione.
3.3.2
Controlli con sonda angolata
Prima di descrivere le modalità di controllo per la ricerca di
cricche da riscaldo sotto-placcato è bene ricordare alcune
delle tipicità di questa discontinuità che ci aiuteranno nella
caratterizzazione dei segnali ultrasonori.
Le cricche da riscaldo sotto-placcato si manifestano nel
materiale basso legato ed hanno origine all’interfaccia con
l’acciaio inossidabile. L’orientamento è trasversale alla direzione di saldatura e perpendicolare alla superficie saldata.
Sebbene la causa di questo fenomeno sia da ricercarsi nella
chimica del materiale base, i depositi a nastro ed i multistrati, aumentando i valori delle tensioni residue, incrementano
la probabilità che le cricche si manifestino.
Come si evince dal nome stesso, le cricche da riscaldo si
generano dopo il primo trattamento termico a temperature
superiori a 500 °C, pertanto i controlli prima di qualsiasi
trattamento risultano inefficaci.
Nonostante ciò, durante i controlli ultrasonori tradizionali
eseguiti prima del trattamento per la ricerca di altre discontinuità tipiche del processo di saldatura, come mancate aderenze o inclusioni di scoria, è consigliabile eseguire alcune
scansioni nelle modalità che vedremo in seguito per valutare
l’entità del rumore di fondo e fissare il cosiddetto punto
“zero” del controllo che verrà eseguito successivamente.
Per tutte le superfici con placcato sottoposte a trattamento
termico intermedio (ISR) è fortemente consigliato il controllo dopo ISR, ma prima del trattamento distensionale
(PWHT); eventualmente è possibile ripetere il controllo, in
alcune di queste aree, anche dopo PWHT per scongiurare
la possibilità che il trattamento distensionale a temperature
leggermente superiori rispetto a quello intermedio possa
generare discontinuità che quest’ultimo non abbia generato;
va comunque sottolineato che una tale ipotesi è rigettata
dalle principali teorie sul fenomeno delle cricche da riscaldo.
Per le superfici che non subiscono alcun ISR prima del
PWHT finale, il controllo dovrà necessariamente essere
eseguito per la prima volta dopo PWHT. Per limitare i rischi
connessi a tale sequenza, è preferibile impiegare per queste
superfici tecniche di saldatura, ritenute intrinsecamente
sicure, anche se a basso rendimento.
Considerati gli spessori in gioco, il controllo ultrasonoro
Figura 10 - Tallone di calibrazione per controlli con sonda angolata
Figura 11 - Modalità di scansione trasversale in corrispondenza della
sovrapposizione tra nastrate
risulta efficace solo se condotto dall’interno (superficie
placcata) utilizzando sonde a doppio cristallo ed onde longitudinali, adatte ad ispezionare materiale austenitico.
Il controllo non richiede una lavorazione di macchina del
placcato, ma è necessaria una molatura per asportare le creste di saldatura e ottimizzare l’accoppiamento della sonda.
Naturalmente anche il tallone di calibrazione, di cui si parlerà più avanti, dovrà avere una preparazione superficiale
analoga. Poiché l’orientamento delle cricche è perpendicolare alla superficie di scansione, la rilevabilità risulta buona
se l’angolo di emissione della sonda è almeno 70°.
Un’altra difficoltà del controllo è causata dal rumore
di fondo generato dall’acciaio austenitico pertanto, oltre
all’impiego di frequenze non superiori a 2 MHz, anche la
focalizzazione della sonda all’interfaccia tra materiale base
e placcato risulta fondamentale nell’ottimizzazione del controllo. Come riferimento per la calibrazione deve essere
impiegato un campione saldato con il medesimo processo utilizzato in produzione, praticando un foro laterale
di 1.5 mm di diametro all’interfaccia tra i due materiali,
così come richiesto dal codice ASME, Sezione V, Articolo
4 (Fig. 10). La preparazione superficiale del tallone deve
essere analoga a quella della superficie controllata.
Si consiglia sempre di eseguire sul tallone di calibrazione le
tarature nei due sensi e di verificare che la differenza tra i
segnali ottenuti dal foro di riferimento sia inferiore a 2 dB.
Differenze superiori possono essere causate da un foro non
regolare o dalla superficie di scansione non omogenea e
pertanto richiedono un ulteriore condizionamento superficiale o l’esecuzione di un nuovo tallone. Dal momento che
le cricche da riscaldo sono un difetto metallurgico dovuto
prevalentemente al materiale base, è ragionevole eseguire
un controllo a campione. Un valido criterio è quello di selezionare quattro strisce poste a 90° l’una dall’altra per ognuna delle parti principali saldate con placcato (virola, fondo
e ripristino in corrispondenza delle saldature circolari). La
larghezza di ogni fascia può essere compresa tra 200 e 500
347
Figura 12 - Due segnali ravvicinati superiori alla soglia di investigazione
mm circa. Inoltre, la scelta del campione dovrà garantire che
tutti i processi di saldatura utilizzati per il riporto di placcatura (ESSC, SASC, SMAW) siano testati.
Poiché le cricche da riscaldo sotto-placcato hanno orientamento trasversale, è preferibile eseguire in ogni fascia le
scansioni nelle due direzioni, una in senso orario e l’altra
in senso antiorario; tale pratica è fortemente consigliata
sebbene i difetti non abbiano una inclinazione significativa
rispetto alla superficie placcata e pertanto i risultati delle
due scansioni non dovrebbero differire tra loro.
La scansioni devono essere eseguite con velocità sensibilmente inferiore rispetto a quella che normalmente si segue
per i controlli ultrasonori manuali (è preferibile non superare i 50 mm/sec).
Per ogni fascia, il controllo si esegue al 100% della superficie, con particolare riguardo alle zone di sovrapposizione
tra nastrate dove le tensioni di ritiro risultano maggiori per
l’effetto combinato dei due depositi adiacenti, (Fig. 11).
Nella procedura di controllo si dovrà inoltre specificare che,
qualora il controllo a campione rilevi difetti tipo cricche da
riscaldo sotto-placcato, l’ispezione dovrà essere estesa al
100% del componente.
Durante la fase preliminare del controllo, è importante
verificare l’entità del rumore di fondo generato dalla matrice austenitica. Il valore medio è determinato eseguendo
scansioni in tutte le direzioni (trasversale, longitudinale e
inclinata). Normalmente il valore del segnale risulta tra il
5 e il 15% del riferimento e di questa soglia si terrà conto
quando dovremo definire il confine tra i segnali significativi
e quindi investigabili, ed i segnali non rilevanti e quindi
trascurabili. Va inoltre chiarito un altro aspetto sulla finalità dell’ispezione. Il controllo ultrasonoro per la ricerca di
cricche da riscaldo sotto-placcato è un controllo qualitativo
e non quantitativo.
In altre parole lo scopo non è quello di rilevare tutte le cricche eventualmente presenti (questo tra l’altro non sarebbe
possibile in quanto le dimensioni dei difetti sono variabili
ed arrivano anche ad essere di pochi mm e quindi difficilmente rilevabili), ma di capire se il fenomeno è o non è
presente. La parte più delicata e complessa del controllo è
la caratterizzazione dei segnali. Come si è visto precedentemente, sono da prendere in considerazione solo i segnali che
emergono chiaramente dal rumore di fondo: a questo scopo
si può fissare una soglia di investigazione assoluta (per
esempio 20-30% del riferimento) oppure una soglia relativa
(specificando che solo i segnali con un rapporto rispetto al
rumore di fondo superiore a 2:1 saranno analizzati).
Secondariamente, poiché siamo interessati solo a indicazioni raggruppate (cluster), è necessario stabilire un criterio per
la definizione di segnale isolato.
Per esempio potremmo dire che non sono significativi
segnali che distano più di 50 o 100 mm uno dall’altro.
Infine, quando viene individuata una sequenza di segnali
non isolati e superiori al livello di investigazione, bisogna
stabilire un criterio per la definizione di segnale trasversale
e planare. Per questa definizione ci possiamo avvalere del
supporto della norma EN 1713 affermando che, se la differenza tra il segnale con scansione trasversale e il segnale con
scansione longitudinale di uno stesso riflettore è maggiore
di 9 dB, il riflettore è da considerarsi trasversale e planare.
Tale definizione presuppone, ovviamente, che le due scansioni siano eseguite nelle medesime condizioni, cioè con
stessa sonda e con la stessa preparazione superficiale, (Fig.
12). L’applicazione di questo principio presenta due criticità:
la prima è proprio la preparazione superficiale, trattandosi di
nastrate o placcature a filo la condizione di uniformità si può
realizzare solo molando a liscio la placcatura con il rischio
di creare zone di sottospessore del placcato; la seconda è la
presenza del rumore di fondo, per cui se il segnale in senso
trasversale è appena al di sopra della soglia di investigazione, potremmo trovarci nelle condizioni di dover valutare, in
Figura 13 - Cricche da riscaldo sottoplaccato evidenziate dopo asportazione della placcatura
348
senso longitudinale, un segnale che non può essere distinto
dal rumore di fondo. Se le condizioni superficiali o l’intensità del segnale non consentono una sicura caratterizzazione delle indicazioni, è necessario utilizzare altre sonde
con angoli di incidenza e focalizzazioni diverse. In ultima
istanza, se le tecniche non distruttive non sono sufficienti a
scongiurare la presenza di cricche, è consigliabile rimuovere
lo strato di placcato fino all’interfaccia con il materiale base
ed eseguire un controllo superficiale, preferibilmente MT
in corrente alternata con polveri fluorescenti in sospensione
liquida, (Fig. 13).
Con il controllo superficiale all’interfaccia con il materiale
base, saremo in grado di capire se la sequenza di segnali
individuati con gli ultrasuoni era causata da una serie di
cricche o da altre discontinuità tipiche del processo ESSC
o SASC, come inclusioni di scoria in corrispondenza della
sovrapposizione tra passate adiacenti, dovute ad una non
corretta eliminazione della scoria durante la saldatura oppure ad un riporto eseguito su una superficie fuori bolla.
4. Conclusioni
Durante la fabbricazione di un reattore di alto spessore, la
placcatura dei componenti sciolti (forgiati del mantello,
fondi, connessioni) è una delle prime attività eseguite.
L’obbiettivo del controllo qualità del placcato è quindi non
solo quello di ottenere una placcatura di qualità, ma anche
quello di mantenere questa qualità nel corso della fabbricazione, che può durare diversi mesi.
A questa esigenza si aggiunge una difficoltà di fondo, dato
che il codice ASME, utilizzato per la progettazione dei reattori contempla solo in parte la placcatura, considerata come
“componente saldato a parte in pressione” (va ricordato che
lo spessore del placcato non entra in gioco nei calcoli di
progetto).
In questo contesto si capisce come l’esperienza dei costruttori unita alle indicazioni provenienti dai cantieri ed alle
norme di prodotto siano di importanza strategica nel definire
nel suo complesso il controllo qualità in fabbricazione della
placcatura.
In questo articolo si è cercato di approfondire alcune delle
principali metodologie di controllo superficiale e volumetrico della placcatura, facendo riferimento ai criteri di accettabilità richiesti da alcune norme di prodotto e dalle specifiche
tecniche dei maggiori clienti.
I punti trattati non hanno la pretesa di essere esaustivi,
ma possono costituire una base per strutturare un proprio
sistema di controllo qualità della placcatura dei recipienti
a pressione.
BibliograÀa
[1] ASME Boiler & Pressure Vessel Code, Sezione V & Sezione VIII Divisione 1 e 2
[2] Welding Research Council – Bulletin 318: Factors influencing the measurement of ferrite content in austenitic
stainless steel weld metal using magnetic instruments; Measurement of ferrite content in austenitic stainless steel
weld metal giving internationally reproducible results
[3] API RP 934-A Materials and Fabrication Requirements for 2 ¼ Cr-1Mo, 2 ¼ Cr-1Mo-¼ V, 3Cr-1Mo and
3Cr-1Mo-¼ V Steel Heavy Wall Pressure Vessels for High Temperature, High Pressure Hydrogen Service - 2010
[4] ASTM A 380 - Standard practice for cleaning, descaling, and passivation of stainless steel parts, equipment, and
system
[5] ASTM G 146 - Standard practice for evaluation of disbonding of bimetallic stainless alloy/steel plate for use in
high-pressure, high-temperature refinery hydrogen service
[6] Underclad cracks - Their nature, detection and consequences - J. F. Enrietto, Westinghouse Electric Corporation
Pittsburgh, Pennsylania - MPC-16, ASME, 1981, pagg. 23-31
[7] Processo di placcatura ad elettroscoria: applicazione e principali problematiche metallurgiche e di controllo nella
fabbricazione di reattori in 2 ¼ Cr - 1 Mo - ¼ V di grosso spessore - M. Mandina, M. Magnasco, G. Zappavigna
- Giornate Nazionali di Saldatura - Genova (Italy) 26-27 Maggio 2011.
Giovanni ZAPPAVIGNA, laureato in Fisica presso l’Università di Genova nel 1991, ha lavorato dal 1993 al 1998 per
la CMC di Genova come Esperto Qualificato e Responsabile Garanzia di Qualità nei più importanti cantieri, sia in
Italia che all’estero. Dal 1998 è dipendente della GE Oil & Gas Nuovo Pignone - Massa dove è stato responsabile del
Controllo Qualità per le attività di Caldareria, all’interno dello stabilimento e presso i principali fornitori.
Al momento ricopre il ruolo di III livello nei metodi UT, RT, MT, PT e VT e responsabile NDE per tutto il gruppo
GE Oil & Gas.
349
/’afÀdabilità degli assemblaggi elettronici (°)
L. Moliterni *
Sommario / Summary
L’Istituto Italiano della Saldatura conduce, ormai da anni,
un’intensa attività di assistenza tecnica riferita al settore di
produzione dell’elettronica, parallela a quella di addestramento e formazione.
Questa attività ha consentito ai propri tecnici di riferimento di sviluppare un elevato grado di conoscenza delle problematiche che possono colpire gli assemblaggi elettronici
durante la loro produzione ed il loro esercizio.
Obiettivo di questo articolo è quello di presentare una
panoramica delle principali problematiche proprie dei
circuiti stampati, dei componenti elettronici ed infine dei
giunti brasati. Inoltre questo articolo descrive sistemi, procedure metodiche e suggerimenti votati alla prevenzione
dei guasti e delle “failure” negli assemblaggi elettronici.
The Italian Institute of Welding leads, for years, intensive
(°) Memoria presentata al Convegno IIS “La saldatura in elettronica: rincorsa
all’avanguardia”, Milano 13 Dicembre 2011
* Istituto Italiano della Saldatura - Genova
training and technical assistance related to the electronics
manufacturing companies. This has enabled their technicians to develop a high degree of knowledge of problems
occurring in electronic assemblies during manufacturing
and during their work environment. The aim of this paper is to present the major issues of printed circuit boards,
electronic components and, finally, the soldered joints.
Furthermore, this paper describes systems, procedures,
techniques and suggestions doomed to failure modes and
failure of electronic assemblies.
Components; corrosion; defects; electronic devices; fatigue
strength; fractures; integrated circuits; solder balls; soldering; solders; surface mounting.
351
/. Moliterni - /’afÀdabilità degli assemblaggi elettronici
1. Introduzione
L’industria elettronica può essere riconosciuta come quella
maggiormente esposta a mutamenti.
Questi mutamenti possono essere riconducibili soprattutto
al fisiologico, nonché inesorabile, avanzamento tecnologico,
derivante in modo prioritario da un celere sviluppo della
componentistica elettronica alla quale vengono sempre
maggiormente richiesti un aumento delle sue funzionalità,
della sua affidabilità ed una forte riduzione delle sue
dimensioni.
Oltre a tutto ciò occorre considerare le problematiche
relative alle normative ambientali quali, ad esempio:
r il trattato di Montreal (1996) che ha determinato
un radicale cambiamento tecnologico derivante dal
rinnovamento dei sistemi di pulizia o dall’impiego di
processi no-clean;
r la Direttiva 2002/95/CE, meglio conosciuta come RoHS,
che ha determinato una vera e propria rivoluzione
tecnologica confluita nel totale rinnovamento dei
processi tecnologici.
Infine, si deve ricordare che nell’ultimo decennio l’industria
elettronica ha dovuto, più di qualsiasi altra industria, fare
fronte a tre crisi economiche.
Nonostante tutti i sopracitati fattori, in Italia ci sono ancora
numerosissime aziende che si occupano di assemblaggi
elettronici, la maggior parte delle quali deve la propria
sopravvivenza al taglio dei costi della ricerca e dello
sviluppo, della qualifica dei processi, dell’analisi dei difetti e
della formazione del personale; caratteristiche fondamentali
ed imprescindibili per garantire la qualità e l’affidabilità di
un prodotto elettronico. Questo articolo intende effettuare
un’analisi dei difetti generalmente riscontrati in questi
anni da molti clienti, al fine di sensibilizzare le aziende
coinvolte nella produzione elettronica a non abbandonare
i criteri di qualità che per decenni hanno permesso loro di
contraddistinguersi nei mercati.
e che possono quindi essere eliminati, mentri i guasti
latenti sono quelli che vengono rilevati dall’utilizzatore
del prodotto elettronico e che ne possono determinare
una scarsa qualità. In un assemblaggio elettronico i guasti
possono avvenire:
r all’interno o sulla superficie di un circuito stampato;
r nei componenti elettronici;
r nei giunti brasati.
2.1
Guasti relativi ai circuiti stampati
Il circuito stampato generalmente è formato da un substrato
(materiale base) e da piste che corrono sulle sue superfici
(nei circuiti stampati cosiddetti a “doppia faccia”) e talvolta
all’interno di essi (circuiti stampati a “multistrati”).
In precedenza si è affermato che nei circuiti stampati
possono avvenire dei guasti sia all’interno degli stessi che in
superficie. Questo significa che i circuiti stampati possono
subire dei danneggiamenti:
r nel materiale base;
r sulle superfici;
r nei punti di giunzione tra piste superficiali e piste
interne.
2.1.1 Guasti inerenti al materiale base del circuito
stampato
Di seguito verranno elencati alcuni difetti e le relative cause
che si possono verificare nel materiale base di un circuito
stampato.
“Measling”, “crazing” and “haloing”
I “measling” appaiono come punti bianchi posti all’interno
del circuito stampato consistenti in un distacco tra le fibre di
vetro e la resina per effetto di una perdita di adesione.
Questi possono essere causati da un inserimento dell’umidità
all’interno del circuito stampato e fuoriescono quando
quest’ultimo subisce stress termici e/o meccanici.
2. Tipologie e modalità di guasti
Tutti i prodotti elettronici sono soggetti a rotture.
Il momento e la tipologia di rottura dipende dai seguenti
fattori:
r le condizioni ambientali di esercizio (p.e. vibrazioni,
variazioni di temperatura, presenza di condensa) del
prodotto;
r la qualità progettuale del prodotto;
r la qualità dei materiali utilizzati nella realizzazione del
prodotto;
r un attento ed efficace controllo dei processi coinvolti
nella realizzazione del prodotto;
r un’attenta e qualificata manodopera.
I guasti in un assemblaggio elettronico possono essere
immediati o latenti. I guasti immediati sono quelli che
vengono rilevati in azienda mediante controlli di processo
352
Figura 1 - Esempio di delaminazione
Quando diversi “measling” sono situati nella stessa area
vengono allora chiamati “crazing” (screpolature).
Quando i “measling” e/o i “crazing” sono situati attorno a
forature o a depanellizzazioni, questi si chiamano “haloing”.
I “measling”, i “crazing” e gli “haloing” non sono da
considerare difetti primari tranne che per applicazioni
particolari (ad es: alta tensione, alta frequenza, impedenza
controllata etc.).
Delaminazioni e “blistering”
La delaminazione si presenta come una vasta area di
separazione tra le fibre di vetro del circuito stampato e la
resina avvenuta negli strati interni.
Il “blistering”, invece, è una delaminazione localizzata
superficialmente in una piccola area del circuito stampato
(Fig. 1).
Tali difetti possono essere causati da:
r stress meccanici subiti dal circuito stampato;
r contaminazione presente all’interfaccia fibra di vetro /
resina del circuito stampato;
r errato processo di polimerizzazione (curing) durante
la formazione e/o la multistratizzazione del circuito
stampato;
r errati parametri (tempo, temperatura e pressione) di
multistratizzazione (associati ad una non ottimale
progettazione) del circuito stampato;
r eccessivo assorbimento di umidità del circuito stampato.
Spesso tali difetti vengono aggravati dalle operazioni di
saldatura. Le delaminazioni e i “blistering” si presentano
come difetti molto gravi.
2.1.2
Guasti inerenti le superfici del circuito stampato
Di seguito verranno elencati alcuni difetti e le relative cause
che si possono verificare sulle superfici dei circuiti stampati.
Corto circuiti / interruzioni (copper etch shorts / copper
etch opens)
I corto circuiti e le interruzioni dei conduttori sono da
considerarsi difettosità critiche in quanto incidono sulla
funzionalità elettrica del circuito stampato.
Le cause alla loro origine possono essere diverse, quali
baffi dovuti all’HASL, maneggiamento errato (handling),
fenomeni di corrosione etc.
Nella maggior parte dei casi però, soprattutto a fronte di
un difetto ripetitivo, ovvero presente in maniera identica
su più schede, la motivazione va ricercata nei processi di
fotostampa ed incisione dei conduttori.
Durante la fase di fotostampa si possono infatti generare
delle difettosità derivanti da un difetto presente sulla
pellicola (artwork) come un graffio, la presenza di sporcizia
nell’ambiente oppure il distacco di un frammento di
“dryfilm” che, in fase di incisione, si traducono in corti e/o
interruzioni dei conduttori (Fig. 2).
Figura 2 - Esempio di interruzione (copper etch open)
Figura 3 - Esempio di elettromigrazione
Problematiche di corrosione, elettromigrazione e di
formazione “tin whiskers”
Il fenomeno della corrosione, che può avvenire sulle
piste e/o piazzole presenti in un circuito stampato, è la
conseguenza di un attacco distruttivo causato da una
reazione chimica (o elettrochimica) che potrebbe avvenire
quando queste entrano in contatto con vari elementi chimici
(p.e. residui di flussante, residui di sostanze atte alla
lavorazione del circuito stampato, impronte delle dita).
Durante tale reazione, il metallo costituente le piste (o
le finiture superficiali delle piste) perde degli elettroni a
favore della sostanza reagente che a sua volta li guadagna
(fenomeno di ossido-riduzione).
Quando un fenomeno di corrosione avviene su una pista
conduttrice posta parallelamente ad un’altra, alle quali
viene applicata una differenza di potenziale, allora il
materiale corroso tende a migrare attraverso il dielettrico del
circuito stampato: questa dinamica comporta un fenomeno
conosciuto come elettromigrazione (Fig. 3). Alcune tra le
cause principali di fenomeni di corrosione possono essere:
r la natura del metallo che compone le piste conduttrici
del circuito stampato o che viene utilizzato come loro
finitura superficiale, infatti se questo metallo ossida
con maggiore facilità è più soggetto a fenomeni di
corrosione;
353
r
la qualità di deposizione del metallo costituente le
piste conduttrici del circuito stampato o la loro finitura
superficiale, in quanto se i processi di tale deposizione
sono stati errati o vittime di inquinamenti allora sono
soggetti a fenomeni di corrosione.
Alcune tra le cause principali di fenomeni di elettromigrazione
possono essere:
r quantità di umidità assorbita dal materiale base del
circuito stampato, che è direttamente proporzionale alla
tipologia e alla qualità del materiale che lo costituisce;
r temperatura ed umidità presenti durante le fasi di
trasporto, di immagazzinamento, di lavorazione e di
esercizio dell’assemblaggio elettronico;
r potenziale elettrico applicato.
Di conseguenza, per evitare fenomeni di corrosione ed
elettromigrazione è necessario attenersi alle seguenti
disposizioni:
r pulire gli assemblaggi elettronici dopo le fasi di
lavorazione o fare delle analisi di contaminazione
ionica su alcuni assemblaggi elettronici campioni di
processo;
r scegliere il materiale base del circuito stampato in
relazione a quelle che saranno le condizioni ambientali
di esercizio, corredato da una scelta di un opportuno
“solder mask”;
r scegliere le finiture superficiali delle piste e/o piazzole
dei circuiti stampati adeguate ai fenomeni di corrosione
che potrebbero presentarsi negli ambienti di esercizio;
r conoscere la natura dei flussanti che si utilizzano nella
realizzazione degli assemblaggi elettronici (anche se
vengono definiti no-clean);
r se le condizioni di esercizio lo richiedono, utilizzare un
“conformal coating”.
Il fenomeno di formazione dei “tin whiskers” consiste
nella formazione e nella crescita continua di piccoli baffi di
stagno laddove questo sia stato depositato galvanicamente
e/o chimicamente su piste conduttrici e/o piazzole presenti
su circuiti stampati. Durante la deposizione dello stagno,
questo tende a collocarsi in condizioni di compressione
dalla quale tende a svincolarsi formando sottili filamenti che
crescono con il tempo (Fig. 4). Per evitare la formazione di
“tin whiskers”, i quali possono diventare pericolose cause di
cortocircuiti, è necessario seguire le seguenti precauzioni:
r riscaldare l’assemblaggio elettronico alla temperatura
di circa 125 °C per un periodo di tempo di almeno 4
Figura 4 - Esempio di formazione di baffi di stagno
354
r
ore, immediatamente dopo l’operazione di deposizione
dello stagno sulle piazzole e/o piste conduttrici del
circuito stampato;
depositare lo stagno senza l’aggiunta di additivi
organici brillantanti o, in caso contrario, rimuoverli
attentamente.
2.1.3 Difetti che possono avvenire nei punti di giunzione
tra le piste superficiali e quelle interne del circuito
stampato
In un circuito stampato le piste conduttrici presenti sulle
sue facce comunicano con quelle presenti negli strati interni
che lo compongono mediante la metallizzazione dei fori
che lo attraversano: la qualità e l’affidabilità di questa
interconnessione viene garantita da un corretto processo
di foratura, da un corretto processo di pulizia dei fori dopo
l’avvenuta foratura (desmearing) e da un corretto processo
di metallizzazione. Di seguito sono riportati i difetti causati
da una non corretta esecuzione di tali processi.
Rugosità di foratura (drill roughness)
La rugosità delle pareti di un foro risulta individuabile
mediante lo strumento della sezione metallografica ed è
riconducibile alla fase di foratura del circuito stampato.
Il fenomeno è dovuto all’errata impostazione dei principali
parametri di foratura quali: la velocità di rotazione (n° di
giri del mandrino), la velocità di discesa e quella di risalita
(responsabile inoltre del riporto di resina bruciata lungo
le pareti del foro). Alle possibili cause già elencate va ad
aggiungersi anche lo stato di usura della punta, infatti se
il numero di fori realizzato dall’utensile, in funzione delle
riaffilature subite, è troppo elevato la qualità del foro inizia
a venir meno. La rugosità di foratura può presentarsi a
diversi livelli: se è blanda, non influisce sul corretto utilizzo
del circuito stampato, se pronunciata riduce lo spessore del
deposito di rame e del diametro del foro stesso.
Risalita capillare del rame (wicking)
Il fenomeno del “wicking” consiste nella risalita per
capillarità del rame galvanico lungo le fibre di vetro aperte,
costituenti i trefoli del tessuto di vetro (Fig. 5).
Lo strappo e la conseguente apertura dei trefoli di fibre di
vetro risulta essere una delle conseguenze di un processo di
foratura imperfetto.
Infatti l’utilizzo di parametri di foratura errati e/o di
punte usurate ha prodotto una tranciatura delle fibre e
la conseguente apertura del trefolo cui appartengono,
invece del corretto taglio, favorendo così la successiva
risalita per capillarità del rame galvanico durante la prima
metallizzazione.
Il difetto può risultare critico in quanto la risalita del
rame lungo le fibre può ridurre l’isolamento tra il foro ed
un conduttore attiguo od un altro foro (magari soggetto
anch’esso ad un fenomeno di wicking).
Figura 5 - Esempio di risalita capillare del rame (wicking)
Resina di foratura residua (smearing)
Il fenomeno definito come “smearing” consiste nella
presenza di un residuo di resina bruciata sulle pareti del
foro, naturale conseguenza del processo di foratura, ma non
completamente asportato prima della fase di metallizzazione.
Lo “smearing” impedisce la corretta adesione del rame
alle pareti del foro, indebolendo l’afferraggio del “barrel”
e favorendo così eventuali fenomeni di distacco della
metallizzazione, quali “PTH separation” o “pull away”,
a seguito di stress termici. Inoltre, la presenza di resina
degradata tra la metallizzazione del foro e gli “inner
layers” eventualmente presenti indurrebbe un isolamento
elettrico di questi ultimi e pertanto lo “smearing” va
considerato come una difettosità critica. La permanenza di
residui di resina sulle pareti del foro può essere ricondotta
ad un’insufficiente azione di “de-smearing” (attacco
chimico volto appunto alla rimozione della resina bruciata
prima della metallizzazione), ad un’eccessiva produzione
di “smearing” in fase di foratura, a causa di parametri
inadatti (soprattutto la velocità di risalita della punta da cui
dipende la spalmatura della resina sulle pareti) o da una
combinazione di entrambi questi fattori.
Vuoti nella metallizzazione (plating voids)
I vuoti nella metallizzazione di un foro (barrel plating voids)
sono da considerarsi come una difettosità critica dovuta ad
un errato processo di metallizzazione (Fig. 6).
I “plating voids” possono manifestarsi come un’assenza
di metallizzazione a 360 °C, con conseguente interruzione
della continuità elettrica del circuito stampato, oppure come
una parziale interruzione del “barrel”. In questo secondo
caso, per quanto la continuità elettrica risulti garantita, non
si possono escludere malfunzionamenti derivanti dallo stato
precario dei conduttori o addirittura successive interruzioni
del “barrel”, a seguito delle continue dilatazioni dovute ai
cicli di esercizio oppure ad un forte stress termico.
Figura 6 - Esempio di un vuoto nella metallizzazione (plating void)
Figura 7 - Esempio di deposito di rame insufficiente
Deposito di rame insufficiente
Il deposito di rame insufficiente è un difetto che si
manifesta a causa di un’errata impostazione dei parametri
di deposizione del rame, avvenuta elettroliticamente che,
a seguito di stress termici, potrebbe causare la rottura della
metallizzazione stessa, “plating cracking”, (Fig. 7).
2.1.4
Difetti relativi al “solder mask”
Il “solder mask” è un rivestimento protettivo posto su
entrambe le facce di un circuito stampato (tranne che su
quelle aree sulle quali si vuole effettuare la saldatura),
atto a proteggere le piste di rame e il materiale base del
circuito stampato dal calore di brasatura. Un “solder mask”
depositato correttamente è privo di difetti, quali:
r “blistering” o delaminazioni; i quali potrebbero
diventare letali se all’interno di essi si trovassero due
355
Figura 8 - Esempio di errata polimerizzazione del “solder mask”
r
r
piste conduttrici adiacenti: il rischio è la formazione di
corto circuiti;
scarsa “registrazione” nella deposizione: in questo caso
il “solder mask” potrebbe depositarsi sulle piazzole
dove devono essere realizzati i giunti brasati. Il risultato
è la scarsa o l’incompleta formazione dei giunti brasati;
tale fenomeno potrebbe diventare particolarmente
avverso nel caso si verificasse su piazzole destinate alla
saldatura di componenti del tipo BGA;
scarsa polimerizzazione, talvolta associata ad un’errata
composizione degli elementi costituenti il “solder
mask” o associata ad un’eccessiva fuoriuscita di umidità
proveniente dal laminato base del circuito stampato
durante la fase di polimerizzazione del “solder mask”,
(Fig. 8).
2.1.5
Saldabilità delle piazzole dei circuiti stampati
La saldabilità delle piazzole presenti sui circuiti stampati è
una condizione fondamentale per ottenere un assemblaggio
elettronico costituito da giunti brasati affidabili.
Se infatti la saldabilità delle piazzole è scarsa allora si
ottengono delle brasature chiamate fredde, cioè caratterizzate
dal contatto fisico con esse ma non dal contatto metallurgico.
L’assenza di legame metallurgico tra la lega brasante e la
rispettiva piazzola per effetto della sua scarsa saldabilità
portano, dopo alcune sollecitazioni, ad un “open”.
I fattori che determinano la saldabilità delle piazzole
sostanzialmente sono l’assenza dei difetti descritti nei
paragrafi precedenti, la natura del metallo che compone la
finitura superficiale delle piazzole e il loro stato superficiale,
ovvero l’assenza di ossidi o impurità.
L’assenza di ossidi ed impurità sulle piazzole dipende dallo
stato di mantenimento dei circuiti stampati e, per quanto
riguarda l’ossidazione, dalla tendenza del metallo che
compone le piazzole ad ossidarsi. Le piazzole dei circuiti
stampati sono, per la maggior parte dei casi, costituite in
rame; il rame però ha un’elevata affinità con l’ossigeno per
cui tende ad ossidarsi facilmente. Per questo motivo nella
maggior parte delle applicazioni, è richiesta una copertura
356
del rame (chiamata finitura superficiale) costituita da un
metallo capace di resistere maggiormente all’ossidazione,
alla corrosione e all’invecchiamento. Quando le finiture
superficiali delle piazzole sono costituite in stagno o in
stagno piombo ottenute mediante “hot air solder levelling”,
allora la loro saldabilità può permanere inalterata fino ad
un tempo di 18 mesi, purchè trattate in ambiente avente
temperatura compresa tra i 17 °C ed i 30 °C, ad un’umidità
relativa compresa tra 30% e 70%. Quando le finiture
superficiali delle piazzole sono costituite in stagno o in
stagno piombo, ottenute mediante elettrodeposizione, allora
la loro saldabilità può permanere inalterata fino ad un tempo
di 18 mesi purchè trattate in ambiente avente temperatura
compresa tra i 17 °C ed i 30 °C ad un’umidità relativa
compresa tra 30% e 70%.
In questo caso, però, la loro saldabilità viene compromessa se
non vi è un’adeguata pulizia da additivi organici brillantanti.
Quando le finiture superficiali delle piazzole sono costituite
in oro ottenute mediante elettrodeposizione, allora la loro
saldabilità può permanere inalterata fino ad un tempo di
18 mesi purchè trattate in ambiente avente temperatura
compresa tra 30% e 70%. In questo caso, però, la loro
saldabilità viene compromessa se la purezza dell’oro non
viene adeguatamente garantita (è necessario oro avente
purezza di almeno 99,8%). Quando le finiture superficiali
delle piazzole sono costituite in nichel/oro ottenute
mediante i metodi “electroless” ed “immersion”, allora la
loro saldabilità può permanere inalterata fino ad un tempo
di 12 mesi purchè trattate in ambiente avente temperatura
compresa tra 30% e 70%.
In questo caso, però, la loro saldabilità viene compromessa
se il nichel viene arricchito da un eccessivo quantitativo di
fosforo (fenomeno black pad). Quando le finiture superficiali
delle piazzole sono costituite in stagno o in argento ottenute
mediante il metodo “immersion”, allora la loro saldabilità
può permanere inalterata fino ad un tempo rispettivamente
di 3 mesi e di 6 mesi purchè trattate in ambiente avente
temperatura compresa tra i 17 °C ed i 30 °C ad un’umidità
relativa compresa tra 30% e 70%.
In questo caso, però, la loro saldabilità viene compromessa
se lo stagno non è adeguatamente pulito da additivi organici
brillantanti e se l’argento non è adeguatamente protetto da
reazioni coi solfuri.
Quando le finiture superficiali delle piazzole sono costituite
da un preservativo organico, allora la loro saldabilità può
permanere inalterata fino ad un tempo di 6 mesi purchè
trattate in ambiente avente temperatura compresa tra i 17 °C
ed i 30 °C ad un’umidità relativa compresa tra 30% e 70%.
2.2
Guasti relativi ai componenti elettronici
I componenti elettronici e i loro “packages” rappresentano
un elemento imprescindibile per qualsiasi assemblaggio
elettronico. Esistono una varietà di tipi, strutture, dimensioni,
costruzioni e forme di componenti elettronici; la loro
scelta dipende dalla funzione, dalle caratteristiche, dalla
disponibilità, dal costo e dalle specifiche di progetto.
I componenti elettronici si possono classificare in due
grandi famiglie: i componenti elettronici per tecnologia a
foro passante ed i componenti elettronici per tecnologia a
montaggio superficiale.
Di seguito verranno trattate le problematiche riscontrate in
entrambe le classificazioni di componenti anche se quelle
per tecnologia a montaggio superficiale, a causa della loro
natura, sono quelle che maggiormente riscontrano delle
problematiche.
2.2.1
“SMD chip tombstoning” (lapidazione) e
“skewing” (scivolamento)
Componenti discreti a montaggio superficiale quali resistori
e capacitori mostrano difetti chiamati “tombstoning” o
“skewing” a valle di un processo di brasatura automatico
a rifusione. L’effetto “tombstoning” consiste in un difetto
nel quale un componente può ruotare su se stesso oppure
risultare montato in posizione verticale su una piazzola.
Il motivo di questo fenomeno è uno sbilanciamento di forze
(tensioni superficiali della lega brasante) che agiscono sul
componente durante il processo di brasatura automatico a
rifusione, prima del raffreddamento dei giunti brasati.
Le forze che permettono e controllano il sollevamento di tali
componenti sono le seguenti:
r il peso del componente. Tenuto presente che il peso
del componente tende a tenerlo schiacciato verso la
superficie del circuito stampato, più questo è minore
maggiori sono le probabilità che il componente possa
rimanere sollevato;
r le tensioni superficiali della lega saldante a contatto
con le terminazioni metallizzate del componente che
tendono ad attirarlo verso di loro;
r quando il componente è disallineato nei confronti delle
piazzole corrispondenti, se possiede metallizzazioni
con differenti dimensioni, o se le piazzole sulle quali è
poggiato hanno diverse dimensioni o sono collegate con
differenti piani di massa, allora le tensioni superficiali
della lega saldante tendono ad attrarre il componente
in modo disomogeneo fino a sollevarne un lato e a
provocare l’effetto “tombstoning”.
Lo “skewing” consiste in una rotazione del componente
tra le sue piazzole per effetto delle stesse variabili che
potrebbero causare il “tombstoning”. Tale difetto non crea
“opens” e quindi, a differenza del “tombstoning”, non deve
essere considerato grave. Le seguenti possono essere cause
di “skewing” e/o “tombstoning”:
r differenti dimensioni delle piazzole;
r differente saldabilità delle terminazioni del componente;
r eccessivo disallineamento durante il posizionamento
del componente;
r
r
r
r
mancanza del “solder mask” su una pista connessa ad
una piazzola;
una delle due piazzole connessa a un piano di massa o
ad un foro di via;
differenti saldabilità tra le due piazzole;
differenti misure delle terminazioni dei componenti.
2.2.2
“SMD chip cracking”
Il fenomeno definito come “SMD chip cracking” rappresenta
un grave difetto che può avvenire a capacità, a resistenze o
a diodi per tecnologia a montaggio superficiale, dove il
componente si rompe in due parti durante o dopo il processo
di assemblaggio. I fattori che possono causare questo genere
di criccabilità sono:
r forze di posizionamento della componentistica;
r errata temperatura di brasatura (soprattutto apportata
dalla punta del saldatore manuale);
r shock termici in esercizio cui viene sottoposto
l’assemblaggio elettronico;
r stress meccanici dovuti alla movimentazione degli
assemblaggi o a tests.
Le forze di posizionamento possono essere applicate quando
il componente viene posizionato sul circuito stampato, è
necessario quindi che strumentazioni quali “pick-and-place”
e pinzette non producano tali forze. Le rotture determinate
dall’eccessiva applicazione del calore di saldatura,
solitamente, avvengono quando vengono realizzate
saldature manuali con temperature assai superiori rispetto a
quelle sopportabili dal componente elettronico, (Fig. 9). Le
fratture (o criccature) causate ai componenti elettronici da
shock termici avvengono mediante una concentrazione di
stress causati, per esempio, dalla differenza dei coefficienti
di espansione termica che potrebbe esserci tra circuiti
stampati e componenti. Tali shock possono essere limitati
cambiando, per esempio, tipologia di laminato base del
circuito stampato. Gli stress meccanici provocati agli
assemblaggi elettronici durante la loro movimentazione sono
Figura 9 - Esempio di rottura del corpo di un componente “chip capacitor” a causa di un’errata applicazione del calore di brasatura
357
quelli che maggiormente causano “failure” nei componenti
elettronici “chip” mediante meccanismi di frattura.
Principalmente tutto ciò accade durante test elettronici in
“circuits”, dove i puntali hanno molte volte scalfito il corpo
dei componenti che in esercizio hanno subito trasformazioni
sotto forma di fratture.
A volte è capitato di verificare tali scalfitture al momento
dell’approvvigionamento di questi componenti provocate
dal fornitore stesso. Inoltre le vibrazioni causate agli
assemblaggi elettronici mediante la loro movimentazione
di produzione e il loro trasporto spesso hanno causato
danneggiamenti a tali componenti elettronici.
2.2.3
“SMD package failure”
Una delle criticità riguardanti l’affidabilità del “package”
relativo ai componenti a montaggio superficiale integrati
(e anche quelli a “chip” trattati precedentemente) è
l’assorbimento dell’umidità (Fig. 10).
Tutto ciò vale soprattutto per i “packages” costituiti in
plastiche: infatti tali plastiche sono permeabili all’umidità
ed ai materiali gassosi. I componenti elettronici possono
chiaramente assorbire umidità nelle fasi di trasporto e di
immagazzinamento. Tale umidità assorbita fuoriesce durante
il processo di brasatura di tali componenti soprattutto in
quelli automatici dove il componente in 2 minuti circa
passa da 25 °C a 200 °C. A questo punto l’acqua assorbita
diventa “vapore ad alta pressione” e tende a fuoriuscire
dal “packaging” del componente creando una violenta
esplosione che lo danneggia.
le fasi produttive, è facile che alcune tipiche sorgenti
statiche possano provocare delle scariche verso superfici
metalliche. Tenuto conto che i reofori dei componenti
sono di natura metallica, questi possono essere colpiti da
una scarica elettrostatica. Le scariche elettrostatiche che
possono generarsi in un ambiente produttivo, possono
essere comprese dai 6000 V a 30.000 V, pertanto risultano
essere letali per gli assemblaggi elettronici, (Fig. 11).
2.2.4
2.3
Rottura per effetto ESD
Le scariche elettrostatiche (ESD), vengono definite come
il rapido trasferimento di un’energia elettrica non voluta
generata da una tipica sorgente statica verso un punto
a diverso potenziale elettrico. In poche parole, durante
Figura 10 - Esempio di sollevamento di un componente e della fuoriuscita di vapori generata dall’eccessivo assorbimento di umidità
358
Figura 11 - Esempio di rottura interna ad un componente elettronico
per effetto di una scarica elettrostatica
Rotture relative alle brasature
La qualità dei giunti brasati relativi agli assemblaggi
elettronici gioca un ruolo fondamentale nell’affidabilità a
lungo termine degli stessi, soprattutto nella tecnologia a
montaggio superficiale.
Infatti in tale tecnologia le terminazioni dei componenti non
vengono più inserite nei fori presenti nel circuito stampato
(così come avviene per la tecnologia a foro passante) ma
vengono posizionate direttamente sulle piazzole del circuito
stampato e vincolate ad esse mediante la saldatura.
Tale configurazione nega ai componenti elettronici per
tecnologia a montaggio superficiale l’ancoraggio meccanico
fornito dal foro del circuito stampato e quindi la saldatura
costituisce il loro unico mezzo di sostegno.
Oltretutto la differenza dei coefficienti di dilatazione termica
esistente tra circuito stampato e componenti elettronici crea
ai giunti saldati ripetuti stress meccanici.
Un giunto saldato difettoso a questo punto non è in grado di
garantire una determinata affidabilità nel tempo.
Di seguito descriveremo alcune tipologie di difetti di
saldatura che tipicamente si trovano in assemblaggi
elettronici e che a causa dei meccanismi sopra citati possono
provocare “failures”.
2.3.1
Vuoti nei giunti brasati
Uno dei difetti più comuni che possono avvenire nelle
brasature e raramente riscontrabili mediante ispezioni
visive è la presenza di vuoti all’interno dei giunti brasati.
Tipicamente questi vuoti sono causati da bolle gassose
che si generano durante il momento di bagnatura delle
superfici da saldare mediante la lega brasante fusa e la sua
conseguente solidificazione.
Tali bolle gassose possono essere generate da: flussanti,
residui volatili, scarsa saldabilità delle superfici da bagnare
(a sua volta causata da imperfezioni, contaminazioni e ossidi)
presenti sulle superfici che devono essere unite mediante il
giunto brasato. Piccoli vuoti distribuiti uniformemente nel
giunto brasato hanno un minimo impatto sull’integrità del
giunto stesso, ma vuoti di largo volume ed in numero eccessivo
riducono sensibilmente le caratteristiche meccaniche ed
elettriche del giunto brasato. Talvolta i vuoti nelle saldature
possono essere causati anche dall’errata impostazione di
alcuni parametri di funzionamento del processo di brasatura
utilizzato. Il meccanismo di formazione dei vuoti nei
giunti brasati (escludendo le imperfezioni, gli ossidi e le
contaminazioni delle superfici da brasare) è dipendente e
differente dal processo di brasatura utilizzato. Nel processo
di brasatura automatico ad onda, ad esempio, l’eccessiva
applicazione di flussante oppure l’errata attivazione dello
stesso (per effetto di un’errata impostazione dei profili di
brasatura), potrebbero causare dei vuoti soprattutto nei fori
del circuito stampato connessi a componenti per tecnologia
a foro passante. A volte in questa tecnologia di montaggio
mediante processo di brasatura automatico ad onda, cause
di formazione di vuoti possono essere i fori del circuito
stampato aventi dimensioni non adeguate rispetto ai reofori
dei componenti posizionati all’interno di essi. Nel processo
di brasatura automatico a rifusione, essenzialmente utilizzato
nella tecnologia a montaggio superficiale, i fattori causanti
la formazione di vuoti nei giunti brasati possono essere:
r le caratteristiche del flussante presente nella pasta
saldante;
r il contenuto metallico nella pasta brasante;
r il volume della pasta saldante depositato;
r il profilo di rifusione.
Per la componentistica di tipo “Ball Grid Array” i vuoti nei
giunti brasati sono generalmente dipendenti dalla volatilità
dei solventi, dal contenuto metallico della pasta brasante,
dalla temperatura di rifusione e dalla tipologia di sfere di
lega brasante presenti nella pasta brasante.
2.3.2
Fratture nei composti intermetallici
I composti intermetallici sono delle molecole che si formano
all’interfaccia tra le due superfici unite per formare il giunto
saldato: ovvero il materiale base e la lega brasante.
I composti intermetallici sono essenziali per ottenere
giunti saldati aventi una intima adesione metallurgica con
Figura 12 - Esempio di rottura di un giunto brasato causata da un
composto intermetallico stagno-oro molto fragile
un’elevata conducibilità elettrica; ma le loro caratteristiche
meccaniche, il loro spessore, ed il loro tasso di crescita nel
tempo possono rendere il giunto saldato poco affidabile e
facilmente criccabile. I composti intermetallici stagno-rame
ci appaiono i più affidabili fino a che non assumono la
formazione molecolare Cu6Sn5, la quale è assai fragile.
Per ottenere la sopra citata formazione molecolare abbiamo
stabilito (mediante le nostre esperienze) che il composto
intermetallico stagno-rame non debba raggiungere circa
i 30 Pm di spessore ottenibili, per esempio, a 120 °C di
temperatura dopo un anno, a 60 °C di temperatura dopo 5
anni, ed a 20 °C di temperatura oltre i 30 anni. I composti
intermetallici stagno-nichel sono assai più fragili di quelli
appena visti ma, negli assemblaggi elettronici, il loro tasso
di crescita è assai basso e si riduce sensibilmente quando il
loro spessore raggiunge i 2,5 Pm. I composti intermetallici
stagno-argento e stagno-oro sono quelli estremamente più
fragili che si possono formare negli assemblaggi elettronici:
ecco perché sconsigliamo vivamente di brasare direttamente
su superfici argentate e dorate di un certo spessore, (Fig. 12).
2.3.3
Rotture a fatica dei giunti brasati
Le rotture a fatica sono meccanismi di rottura identificabili
quando i circuiti stampati subiscono deformazioni dovute
a consistenti cicli di riscaldamento e di raffreddamento o
a vibrazioni. La differenza dei coefficienti di espansione
termica relativi ai materiali usati per l’assemblaggio
elettronico e le variazioni di temperature di esercizio a
cui vengono sottoposti gli assemblaggi elettronici possono
essere sufficienti a causare il fenomeno di frattura nei
giunti brasati (Fig. 13). Tale fenomeno risulta più frequente
per quei componenti che non possiedono reofori o, se li
possiedono, questi non sono opportunamente preformati.
Per evitare tale fenomeno di rotture a fatica dei giunti brasati
è necessario seguire le seguenti precauzioni:
1. utilizzare circuiti stampati aventi un coefficiente di
espansione termica lineare idoneo alle temperature
359
Figura 13 - Esempio di rottura a fatica di un giunto brasato
di esercizio cui verrà sottoposto l’assemblaggio
elettronico;
2. assicurarsi che i giunti brasati abbiano una struttura
metallurgica cosiddetta “a grano fine”: per ottenere
ciò è necessario evitare che i giunti brasati lavorino
costantemente ad elevate temperature;
3. evitare eccessivi surriscaldamenti della lega brasante
formante i giunti brasati, durante la fase di brasatura:
per fare ciò è necessario effettuare i giunti brasati a
temperature e in tempi controllati, utilizzando flussanti
aventi temperature di attivazione opportune;
4. nel caso di utilizzo di paste brasanti evitare fenomeni
di fusioni parziali tra le sfere di lega brasante che le
compongono: per ottenere ciò è necessario utilizzare
temperature e tempi di brasatura corretti e paste saldanti
non alterate da condizioni esterne che possano variarne
le prestazioni;
5. utilizzare leghe brasanti prive di inquinanti che
generalmente durante la formazione dei giunti
brasati si depositano ai bordi dei grani rendendoli
meccanicamente poco resistenti;
6. effettuare giunti brasati con le geometrie opportune:
è necessario quindi progettare piazzole di corrette
dimensioni e/o depositare paste saldanti mediante telai
serigrafici opportunamente studiati etc.
Da non dimenticare che, così come evidenziato nel paragrafo
che tratta la rottura del corpo dei componenti a “chip”, stress
meccanici provocati agli assemblaggi elettronici durante la
loro movimentazione e/o durante le fasi di test o collaudo,
possono determinare la rottura dei giunti brasati.
2.3.4
Formazione di “solder balls”
La problematica delle “solder balls” è uno dei più frequenti
fenomeni che si verificano negli ambienti dedicati alla
produzione elettronica. Le “solder balls” sono delle fini
sfere di lega brasante che si creano durante la formazione dei
giunti brasati sia durante il processo di brasatura automatico
ad onda, sia durante il processo di brasatura automatico
360
a rifusione. Le “solder balls” sono da considerarsi difetti
reali, in quanto possono diventare causa di corto-circuiti
se posizionate tra due conduttori elettrici (p.e. piazzole di
circuiti stampati, reofori di componenti elettronici, etc.).
Se dopo il processo di assemblaggio ne è previsto uno
di lavaggio allora la maggior parte delle “solder balls”
vengono rimosse; laddove tale processo di lavaggio non è
previsto, le “solder balls” diventano un grosso problema da
risolvere. Nel processo di brasatura automatico ad onda le
“solder balls” possono essere causate da:
r scarsa attivazione dei flussanti (soprattutto se questi
sono a base acquosa);
r utilizzo di lega brasante a scarsa purezza;
r circuiti stampati aventi eccessiva umidità interna;
r circuiti stampati aventi “solder mask” depositato
erroneamente;
r scarsa saldabilità delle superfici da saldare.
Nei processi di brasatura automatici a rifusione le “solder
balls” possono essere causate dai seguenti fattori:
r pasta brasante con eccessivo assorbimento di umidità;
r pasta brasante scaduta;
r pasta brasante avente un’errata viscosità;
r pasta brasante composta da numerose sfere di lega
brasante più piccole rispetto alle loro dimensioni
nominali;
r pasta brasante depositata sul circuito stampato da
troppo tempo;
r presenza sui circuiti stampati di residui chimici non
rimossi durante la loro fabbricazione;
r scarsa saldabilità delle superfici da brasare;
r errata “registrazione” della pasta brasante durante il
processo di deposizione;
r eccessivo deposito di volume della pasta brasante sulle
parti da unire;
r eccessiva umidità assorbita dai circuiti stampati prima
dei processi di assemblaggio;
r errati profili di temperature (soprattutto asciugatura e
preriscaldo) durante i processi automatici di brasatura a
rifusione;
r scarsa pulizia dei telai serigrafici;
r errato processo di posizionamento della componentistica
elettronica (p.e. eccessivo schiacciamento).
2.3.5
Difetti causati da brasature fredde
La brasatura fredda è il difetto in assoluto più critico e più
controverso tra quelli sopra citati. La brasatura fredda si
presenta come una scarsa o inesistente adesione tra la lega
brasante e le terminazioni metallizzate dei componenti
elettronici o dei circuiti stampati; tra questi quindi ci
potrebbe essere un contatto elettrico ma non quell’adesione
meccanica garantita dai composti intermetallici.
Le brasature fredde quindi, potrebbero essere non rilevate
durante i test elettrici ma rivelarsi come “failures” latenti.
Le cause di formazione delle brasature fredde sono dovute
a due motivi specifici: una non idonea temperatura delle
superfici da unire durante la fase di brasatura o da scarsa
saldabilità delle stesse.
3. Prevenzione dai guasti
Come si può notare da quanto descritto finora, i fattori che
possono causare guasti agli assemblaggi elettronici sono
molteplici, di varie nature e di diversi meccanismi.
Per questo motivo, a seguito dell’esperienza maturata
dall’Istituto Italiano della Saldatura in oltre dieci anni di
attività svolta presso le aziende produttrici di elettronica
applicata a tutti i settori ed ubicate in tutta Europa, riteniamo
i punti descritti di seguito come requisiti necessari ad
un’azienda al fine di fornire dei prodotti di qualità ed
affidabili.
3.1
Formazione del personale
Tutto il personale coinvolto nella produzione elettronica
dovrebbe essere adeguatamente formato in merito a quelle
che sono le caratteristiche, le problematiche ed i criteri
di qualità relativi ai materiali coinvolti nella produzione
elettronica ed ai processi di assemblaggio: tale invito è
rivolto a quel personale operante nei reparti di progettazione,
di ricerca e sviluppo e di assicurazione/controllo qualità.
Per quanto riguarda il personale coinvolto nei reparti di
produzione, collaudo, accettazione materiali e controllo
qualità è necessario un vero e proprio periodo di
addestramento centrato sulla realizzazione degli assemblaggi
elettronici, sui loro criteri di accettabilità e sulla conoscenza
dei materiali e dei processi coinvolti.
Un ruolo fondamentale nell’azienda può essere svolto dalla
Figura Professionale del Tecnologo ovvero colui che è
esperto delle tecnologie, dei materiali, dei processi e dei test
di verifica atti alla realizzazione di assemblaggi elettronici;
questa Figura deve anche essere messa in condizione di
operare in sinergia con tutti i reparti sopra citati.
Il materiale didattico é di grosso aiuto per quelle aziende che
non hanno le disponibilità economiche e la struttura atte a
realizzare studi e/o ricerche: questo può essere rappresentato
da libri e riviste specializzate nel settore e da normative.
Inoltre la formazione del personale avviene anche con la
partecipazione a convegni, conferenze, fiere anche presso
paesi esteri.
3.2
Realizzazione di capitolati tecnici relativi alla fornitura dei materiali coi quali viene prodotto l’assemblaggio elettronico
Nella maggior parte dei casi i rapporti tra aziende produttrici
di assemblaggi elettronici ed i loro fornitori di materiali
sono regolati da un semplice ordine di fornitura.
Ebbene, tale ordine non vincola in nessun modo i fornitori
da responsabilità connesse alla qualità e soprattutto
all’affidabilità dei loro prodotti; ne consegue che a fronte
di un problema le due parti declinano le responsabilità
ottenendo come risultato finale la perdita di tempo, soldi e
la mancata risoluzione del problema.
Per evitare simili problematiche è bene che il compratore
rediga un capitolato tecnico di fornitura al quale i fornitori
si devono attenere dimostrandone la fedeltà mediante
periodiche prove (a forniture o a lotti) così come alcuni
esempi descritti qui di seguito. I circuiti stampati dovrebbero
essere corredati da rapporti indicanti i risultati di test quali,
ad esempio:
r test elettrici;
r analisi dimensionali:
r prove di saldabilità delle piazzole;
r analisi metallografiche;
r avvenuto processo di “baking”.
Le leghe brasanti dovrebbero essere approvvigionate con
rapporti di analisi chimica indicanti l’esatta percentuale
dei metalli che le compongono e le percentuali relative agli
elementi inquinanti presenti in esse.
I flussanti dovrebbero essere corredati da rapporti indicanti
i risultati di test quali, ad esempio:
r “wetting balance” (al fine di verificarne l’attivazione);
r verifica del contenuto solido (al fine di verificarne la
vera parte attiva);
r “copper mirror” (al fine di verificarne la corrosività);
r “surface insulation resistance” (al fine di verificare
l’eventuale decadenza di resistività dei suoi residui
dopo un certo periodo di tempo in ambienti di esercizio
particolarmente umidi).
Le paste brasanti dovrebbero essere corredate da rapporti
indicanti i risultati di test quali, ad esempio:
r prove di “caduta” (al fine di garantire un tempo di
deposizione delle stesse sulle piazzole senza che siano
cambiati i parametri di deposito);
r prove di “appiccicatura” (al fine di garantire un tempo
di deposizione delle stesse sulle piazzole con sopra
montati i componenti in fase di saldatura, senza che
queste collassino al fine di favorire la formazione di
corto circuiti);
r tempo di resistenza alle condizioni ambientali esterne;
r prova di bagnabilità;
r prova di verifica della percentuale e della composizione
del contenuto metallico.
I componenti elettronici dovrebbero essere corredati da
rapporti indicanti informazioni o i risultati di test quali, ad
esempio:
r saldabilità di reofori o metallizzazioni;
r resistenza al calore di saldatura;
r massima variazione di temperatura nel tempo;
r livello di assorbimento umidità;
r gamma di temperature per le quali sono in grado di
lavorare senza danneggiarsi.
Se le aziende non possiedono un’organizzazione strutturale
atta a redigere simili capitolati tecnici allora è possibile
361
adottare normative come ad esempio: IPC, IEC, CEI, EN,
ISO, ESA, NASA, MIL, etc.
3.3
Realizzazione di test in ingresso sui materiali coi
quali viene prodotto l’assemblaggio elettronico
E’ importante prevedere sui materiali utilizzati nella
realizzazione di assemblaggi elettronici test di ingresso
a magazzino così come quelli descritti nel paragrafo
precedente. Tali test devono essere gli stessi (o almeno una
parte) di quelli effettuati dai fornitori al fine di verificare che
i materiali non abbiano subito deterioramenti durante le fasi
di trasporto. Se i test descritti nel paragrafo precedente non
fossero eseguiti dal fornitore, allora sarebbe bene effettuarli
in azienda al fine di accertare la qualità dei prodotti utilizzati
per il proprio prodotto.
3.4
Immagazzinamento e maneggiamento dei materiali
Tutti i materiali devono essere immagazzinati e lavorati in
ambienti aventi temperatura ed umidità controllate per un
periodo massimo così come raccomandato dal fornitore.
Se suddette procedure non vengono rispettate, allora è
bene verificare l’integrità dei materiali impiegati negli
assemblaggi elettronici, sottoponendoli ai test descritti nel
Paragrafo 3.2.
3.5
Controllo rigoroso dei processi e qualifica degli
stessi
Tutte le fasi di lavorazione relative alla produzione
elettronica devono essere procedurizzate da documenti di
qualità opportuni e gli assemblaggi usciti di produzione
devono essere qualificati. La qualifica dei processi utilizzati
per la realizzazione degli assemblaggi elettronici consiste
nel sottoporre almeno un assemblaggio di produzione alle
seguenti prove:
r test ambientali (che possono essere prove di ciclatura
termica, prove di shock termico, prove di umidità,
prove di vibrazione, etc.);
r ispezione visiva;
r ispezione metallografica (la quale può testimoniare la
perfetta integrità dei giunti brasati, della componentistica
elettronica e dei circuiti stampati sia dopo le fasi di
lavorazione, sia dopo i test ambientali).
Una volta che i processi di lavorazione degli assemblaggi
elettronici hanno superato le suddette prove si possono
considerare opportunamente qualificati: a tal punto la
produzione degli assemblaggi elettronici può iniziare purchè
vengano rigorosamente seguite le procedure che hanno
portato alla loro qualifica.
Al fine di assicurarsi che la produzione venga esercitata
sempre in conformità ai requisiti di qualità per cui è stata
qualificata, è necessario prevedere l’ispezione (visiva o AOI
o X-ray) degli assemblaggi elettronici e la ripetizione ciclica
della qualifica del processo.
4. Conclusioni
L’industria elettronica negli ultimi decenni è stata soggetta a
mutamenti talvolta fisiologici, dovuti ad un rapido sviluppo
della componentistica, talvolta indotti da costrizioni di tipo
ambientale od economico.
Nonostante ciò, se l’Italia possiede ancora oggi un patrimonio
di aziende che si occupano di assemblaggi elettronici,
questo risulta possibile esclusivamente grazie alle risorse
investite nella qualifica dei processi, nell’analisi dei difetti
al fine di identificare azioni correttive e/o investimenti e
nell’addestramento del personale.
Infatti, in accordo a quanto delineato dallo studio qui
presentato, appare chiaro come, per poter mantenere una
posizione di mercato garantita non tanto dalla continua
riduzione dei prezzi, ma piuttosto dalla costanza (o
dall’incremento) della qualità offerta, occorra investire su
questi aspetti.
Le criticità messe in luce da questo articolo rendono
evidente la necessità di sviluppare capitolati che definiscano
preventivamente materie prime, metodologie di stoccaggio
e test da applicare, al fine di evitare “failure” durante il
processo. Tuttavia ciò risulterebbe assolutamente fine a se
stesso se il personale chiamato a gestire materiali, procedure
ed informazioni non fosse formato in merito al come, ma
soprattutto al perché di determinate operazioni.
Pertanto anche la formazione iniziale e l’addestramento
continuo degli “addetti ai lavori” ricoprono un ruolo
importante nell’effettivo grado di competitività presentato
dalla propria azienda di appartenenza.
Chiaramente alla luce di queste considerazioni il primo
aspetto che viene immediatamente preso in considerazione
risulta essere l’incidenza economica di tutto ciò
sull’andamento aziendale. Tuttavia, talvolta, occorrerebbe
giungere ad un secondo livello di valutazione, più profondo
del precedente: quanto possono realmente incidere, in
negativo, la scelta di materiali economici, lo scarso livello
di controllo del processo o di formazione del personale,
all’insorgere di una grave “failure” nel proprio prodotto?
Luca MOLITERNI, diplomato Perito Elettronico nel 1998, è dipendente dell’Istituto Italiano della Saldatura dal 1999. E’
attualmente Responsabile dell’Area Microsaldatura in Elettronica della Divisione Formazione; svolge mansioni di Istruttore/
Esaminatore di Saldatura in Elettronica secondo le specifiche dell’ESA (European Space Agency) e Master Instructor
secondo lo Standard ANSI/IPC-A-610. Svolge inoltre attività di assistenza tecnica per le aziende coinvolte nella produzione
di assemblaggi elettronici e di ricerca sulla saldatura in elettronica.
362
15-17 NOVEMBRE 2012
PIACENZA
www.ttexpo.it
Segreteria Organizzativa: tel. 0523.602711
CON IL PATROCINIO DI
Associazione Italiana
Ingegneri dei Materiali
Corso di 4ualiÀcazione ad International Welding Technologist (IWT)
Corso di 4ualiÀcazione ad International Welding Engineer (IWE)
Torino 2012-2013
L’Istituto Italiano della Saldatura terrà a partire da Ottobre 2012 presso la sede di Bytest Srl a
Volpiano (TO), un corso per International Welding Engineer / Technologist, con struttura modulare. La formula ha riscosso nel recente passato il gradimento del pubblico, poiché non prevede
assenze prolungate dal posto di lavoro garantendo, al tempo stesso, condizioni ideali all’apprendimento.
Il materiale didattico fornito durante il corso comprende, oltre alle dispense a colori ed al CD
Rom UNI-SALDATURE contenente oltre 300 norme europee relative alla saldatura (aggiornate
al 2011), il nuovo calibro di saldatura di tipo “Bridge Cam” realizzato appositamente da IIS.
Requisiti di ingresso
3HUFKLGHVLGHULDFFHGHUHDOODTXDOLÀFD]LRQHDG
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
DOWHUQDWLYD ODXUHD LQ DOWUH IDFROWj VFLHQWLÀFKH DEELQDWD DG XQD FRPSURYDWD HVSHULHQ]D GL
saldatura.
Sono ammessi alle lezioni, in qualità di uditori, anche persone non in possesso dei titoli suddetti.
Programma didattico
Il Corso prevede quattro materie di tipo teorico (svolte nelle Parti 1 e 3) ed una fase dedicata
all’addestramento pratico (Parte 2).
,QSDUWLFRODUHOHOH]LRQLWHRULFKH3DUWLHVDUDQQRULIHULWHD
metallurgia generale e della saldatura, saldabilità dei materiali metallici;
tecnologie e processi di saldatura convenzionali ed avanzati;
concezione, progettazione e calcolo dei giunti per strutture saldate nei diversi campi di
applicazione (caldereria, piping, carpenteria pesante e leggera)
aspetti generali di fabbricazione, controllo qualità, esempi applicativi.
Faranno parte della parte pratica (Parte 2) dimostrazioni ed addestramento di base nei principali
processi manuali e semiautomatici e due giornate di stage presso i laboratori dell’Istituto Italiano
della Saldatura a Genova con dimostrazioni di processi automatizzati e robotizzati.
Calendario ed orario delle lezioni e sede di svolgimento
Le lezioni teoriche (Parti 1 e 3) saranno svolte a tempo pieno nelle giornate di giovedì e venerdì
con cadenza bisettimanale; l’inizio delle lezioni è previsto a partire da Ottobre 2012, il termine
HQWURLOPHVHGL/XJOLR,O&RUVRVDUjVYROWRFRQRUDULR¸
La programmazione didattica prevede anche lo svolgimento di uno stage riferito a prove
distruttive e non distruttive (Parte 2), dimostrazioni ed esercitazione di saldatura, che sarà
svolto in una settimana continuativa nel mese di dicembre, presso la sede principale dell’IIS, in
via Lungobisagno Istria 15, a Genova.
(VDPLÀQDOL
*OLHVDPLÀQDOLUHODWLYLDLTXDWWURPRGXOLGLGDWWLFLWHRULFLSRWUDQQRHVVHUHVRVWHQXWLVLDSUHVVR
la sede di svolgimento del corso, sia nelle altre sessioni, sia nelle date programmate e tabulate
nell’Attività Didattica dell’IIS.
Informazioni
Per ulteriori informazioni è possibile rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura (Via LungobisaJQR,VWULD*HQRYD'LYLVLRQH)RUPD]LRQHDOQXPHURID[
www.formazionesaldatura.it, oppure all’indirizzo di posta elettronica [email protected].
Iscrizioni
Le iscrizioni dovranno pervenire entro venerdì 28 settembre 2012 utilizzando il modulo
cartaceo scaricabile anche dal sito www.formazionesaldatura.it.
Lo svolgimento del corso è subordinato al raggiungimento del numero minimo di partecipanti.
Quote di iscrizione
/DTXRWDGLSDUWHFLSD]LRQHDO&RUVRHGHOODFROODQDFRPSOHWDGHOOHSXEEOLFD]LRQLqSDULD
6.450,00 €, per i Welding Technologist
½SHUL:HOGLQJ(QJLQHHU
GDFRUULVSRQGHUVLPHGLDQWHERQLÀFREDQFDULRVXOOHFRRUGLQDWHGHOOD%DQFDGL/HJQDQR*UXSSR
%DQFD 3RSRODUH 0LODQR ,%$1 ,7: LQWHVWDWR DOO·,VWLWXWR ,WDOLDQR
della Saldatura.
Questi corsi sono svolti in regime di esenzione IVA (Rif. punto 20, Art. 10 del '35
Istituto Italiano della Saldatura
Relazione della Presidenza
riguardante la gestione
nel 2011*
1. Risultato complessivo
Il risultato complessivo conseguito dall’Istituto Italiano
della Saldatura – Ente Morale nel 2011, pari a Euro 171.108
é da ritenersi soddisfacente, a fronte di un contesto generale
largamente incerto.
2. Attività nel 2011
I ricavi della produzione per vendite e prestazioni di servizi,
relativi all’esercizio 2011, ammontano a Euro 6.443.969
e, in termini percentuali per attività, sono distribuiti come
segue:
2.1 Studi e Normazione
La “Commissione Saldature” dell’UNI, la cui Segreteria e
Presidenza sono affidate all’Istituto Italiano della Saldatura,
ha svolto nel 2011 una intensa attività rivolta principalmente
alla gestione dei documenti elaborati dalle Unità di Lavoro
del CEN TC 121 “Welding” e dell’ISO TC 44 “Welding
and allied processes” (550 documenti: 221 CEN-550 ISO),
all’espletamento delle azioni per la definizione del voto
nazionale sulle proposte di norma EN ed ISO (in numero
di 49) e all’adempimento dell’iter di recepimento delle
norme europee emesse (in numero di 29). In particolare è
da segnalare la partecipazione di delegati dell’IIS alle
riunioni dell’ISO TC 44 plenaria e dei Sottocomitati
TC 44/SC 5 “Testing and inspection of welds”, TC 44/SC 10
*
Relazione riguardante la gestione dell’IIS nel 2011 (redatta ai sensi dell’art.
2428 c.c.), presentata all’Assemblea Generale dei Soci, tenutasi a Genova
nella Sala Conferenze “Ugo Guerrera” dell’IIS, il 10 Maggio 2012.
“Unification of requirements in the field of metal welding”
e TC 44/SC 11 ”Qualification requirements for welding and
allied processes personnel” svoltesi a Genova presso la sede
dell’Istituto dal 24 al 27 Novembre 2011.
Per quanto riguarda le attività di normazione a livello
nazionale, è proseguita la revisione delle norme riguardanti
la saldatura delle materie plastiche, elaborate dalla
Sottocommissione mista SALDATURE / UNIPLAST, sulla
base anche delle nuove normative europee sull’argomento
recentemente emesse dal CEN e dall’ISO. In questo settore è
da segnalare l’attività del gruppo europeo CEN TC 249 WG 16
“Thermoplastic Welding”, il cui coordinamento è stato affidato
all’Istituto.
Per quanto riguarda le attività internazionali, sono stati
seguiti i lavori del CEN riguardanti i Comitati Tecnici: 54
“Unfired Pressure Vessels”, 135 “Steel Structures” e 138
“Non Destructive Testing”, nonché i lavori dell’European
Welding Federation (EWF) e dell’International Institute of
Welding (IIW).
E’ da segnalare infine la partecipazione “attiva” di quattro
Ingegneri all’Assemblea Annuale dell’International Institute
of Welding (IIW), svoltasi dal 17 al 22 Luglio 2011 a
Chennai (India).
2.2 Ricerca
L’anno 2011 sì è rivelato per l’Istituto Italiano della
Saldatura - Ente Morale un anno particolarmente attivo,
rispetto al precedente, per quanto riguarda l’ottenimento di
finanziamenti di progetti di ricerca sia a livello europeo che
nazionale.
Volendo analizzare i risultati in dettaglio, con riferimento
ai progetti europei di durata biennale facenti parte della
famiglia di progetti Leonardo Da Vinci, si è concluso
il progetto di ricerca europeo EU-JOINTRAINING
nell’ambito del programma di apprendimento permanente.
Il progetto ha conseguito con successo gli obiettivi di
promozione dell’adeguamento, dell’armonizzazione e
della qualificazione professionale, secondo le linee guida
dell’EWF (European Welding Federation), nell’ambito della
giunzione di materie plastiche.
Proseguono invece le attività di ricerca dei progetti
DISTOOLWELD, ACCESSWELD e WELDIMP.
365
Relazione della Presidenza riguardante la gestione dell’Istituto Italiano della Saldatura nel 2011
Lo scopo di DISTOOLWELD è quello di produrre uno
strumento educativo interattivo, in formato CD-Rom, già
collaudato in Germania e tradotto nelle 4 lingue dei paesi
partecipanti (portoghese, italiano, rumeno e polacco). Tale
impegno è finalizzato all’armonizzazione delle conoscenze
rispetto alle tematiche della saldatura.
ACCESSWELD ha come obiettivo principale la divulgazione
tra i giovani di informazioni relative alle opportunità di
lavoro nell’ambito della saldatura, attraverso lo sviluppo
di un video-game. L’impatto principale atteso da questo
progetto sarà una maggiore consapevolezza degli studenti
riguardo l’esistenza della qualificazione in saldatura e del
sistema armonizzato, i cui diplomi sono riconosciuti in 29
paesi europei.
Il terzo progetto, infine, costituisce l’evoluzione di una serie di
precedenti progetti della famiglia WELDICTION, finalizzati
alla realizzazione di dizionari multimediali in diverse lingue
e specificamente in quelle dei Paesi partner. Un nuovo
progetto WELDIMP intende in particolare integrare le parti
precedentemente sviluppate con una sezione riguardante le
imperfezioni di saldatura, considerando la loro terminologia
e le descrizioni fornite nelle norme europee EN ISO 6520-1
ed EN ISO 6520-2.
È importante inoltre tener presente il continuo impegno
dell’Istituto per quanto riguarda lo sviluppo di nuovi
progetti volti alla formazione ed alla promulgazione delle
pari opportunità nel mondo della saldatura. In particolare,
sono stati proposti, nell’ultimo bando LLP, conclusosi il
2 Febbraio 2012, i progetti LADYTECH (di cui l’IIS è il
primo proponente), WETWELD, WELDTRAIN-HSE e
WELDTRAIN-HTWJ.
Riguardo ai progetti di livello nazionale, nel corso dell’anno
2011 è stata approvata la richiesta di erogazione presentata da
IIS ai sensi del Programma Operativo Regionale POR-FESR
(2007-2013) – Asse 1, Innovazione e competitività, Bando
D.L.T.M. Azione 1.2.2 “Ricerca Industriale e sviluppo
sperimentale a favore delle imprese del distretto Ligure
per le tecnologie marine (DLTM)”, riguardante il progetto
“Studio e sviluppo di una stazione di saldatura pilota per
applicazione del processo di saldatura innovativo Friction
Stir Welding, per la realizzazione di componenti navali
in lega di titanio”, che si propone di favorire lo sviluppo
e la diffusione di un innovativo ed efficiente processo di
saldatura in un settore di grande interesse potenziale, quale
quello navale.
Un ulteriore successo riguarda l’ottenimento del
finanziamento del progetto FLEXPROD, sviluppato in
collaborazione con diversi partner del settore “automotive”
(tra i quali si ricordano COMAU ed il Centro Ricerche Fiat),
il cui scopo è quello di realizzare due “TOTEM” : uno per
l’assemblaggio di componenti di carrozzeria ed uno per
l’assemblaggio di componenti di meccanica, con un piano
di business che prevede una robusta e relativamente rapida
industrializzazione. Le ricadute previste sono di beneficio
diretto per tutta la filiera industriale coinvolta.
366
Il grande impegno dell’IIS nel campo della ricerca è
sottolineato inoltre dalle numerose attività “near market”
che ogni anno vengono commissionate direttamente da
Clienti. In particolare, tra i progetti di ricerca terminati
nel 2011 è importante ricordare: il progetto ALASCA,
riguardante l’applicazione di riporti in Inconel 625 su corpi
valvole mediante tecnologia Laser in fibra; un’attività di
caratterizzazione di giunti saldati, commissionata da un
azienda legata all’ambito del piping (Snam Rete Gas);
le prove condotte per Nuovo Pignone per la saldatura di
giranti; uno studio relativo al processo robotizzato CMT
per Electrolux; uno studio di fattibilità del processo Friction
SW condotto per TecnoAl e le prove di saldatura su acciai
alto resistenziali, richieste da Tenaris Dalmine. Sono stati
condotti anche diversi studi di sviluppo, commissionati da
importanti aziende del settore automotive, quali Ambrosetti,
TRW Italia e Ferrari.
Fra i progetti avviati nel corso del 2011, si ricordano quello
in svolgimento per Mares, inerente lo studio di brasatura per
la realizzazione di un nuovo manometro; quello per Grand
Equipment, relativo allo sviluppo di un processo di saldatura
Tig automatico e quello per ADR, riguardante la saldatura a
frizione di assili per mezzi pesanti.
2.3 Manifestazioni Tecniche
Nel 2011 l’Istituto è stato impegnato nell’attuazione di un
intenso programma di manifestazioni tecniche (con 24 eventi,
fra seminari e convegni, alcuni dei quali in collaborazione
con altri Enti) che ha visto la partecipazione complessiva di
oltre 1.800 tecnici.
Oltre ai seminari didattici organizzati a Genova (dedicati a:
i difetti di saldatura, le prove non distruttive, la saldatura di
acciai strutturali, di leghe di Alluminio, di acciai inossidabili,
la saldatura per progettisti e uffici tecnici di fabbricazione,
la saldabilità degli acciai per servizio ad alta temperatura, la
progettazione di giunti saldati in regime di fatica), sono stati
organizzati anche quattro convegni all’interno di importanti
eventi fieristici (SEATEC/Carrara Fiere, Teknomotive/
Fiera di Brescia, Expo Meccanica/Centro Fiera del Garda,
SALDAT Forum/Milano).
Un seminario sulla guida all’applicazione della norma
UNI EN ISO 3834 e all’ottenimento della certificazione
dell’Istituto Italiano della Saldatura si è svolto a Brescia
in collaborazione con AQM, mentre altri due seminari
sulla certificazione del processo di fabbricazione mediante
saldatura, sempre secondo la norma UNI EN ISO 3834 sono
stati organizzati rispettivamente presso (e in collaborazione
con) le sedi Confindustria di Padova e di Vicenza.
Per la prima volta l’IIS ha organizzato un seminario
presso Tecnolab a Civitavecchia (sui metodi avanzati per
la valutazione della vita residua di componenti eserciti in
regime di creep/creep fatica) e un seminario presso l’Ufficio
Regionale Emilia Romagna a Modena, sulla qualificazione
dei saldatori e delle procedure di saldatura di acciai secondo
UNI EN 287-1 e UNI EN ISO 15614-1.
Un convegno sulla placcatura nella fabbricazione di
apparecchiature in pressione è stato organizzato in ottobre a
Genova, con la partecipazione di oltre 70 tecnici provenienti
dalle più prestigiose aziende di settore, mentre dicembre
è stato il mese del convegno sulla saldatura in elettronica,
svolto a Milano con oltre cinquanta partecipanti.
Per il CEC è stato organizzato un convegno a Milano sugli
aggiornamenti nel settore della costruzione e dell’esercizio
delle attrezzature e degli impianti a pressione, con circa 300
iscritti. Impegno topico del 2011 sono state indubbiamente
le GNS 6, svolte ai Magazzini del Cotone di Genova, che
hanno visto la presenza di circa 1.100 partecipanti.
Da ricordare infine che l’Istituto ha ospitato per un’intera
settimana, mettendo a disposizione anche il proprio
supporto logistico e organizzativo, i lavori dell’ISO TC 44
(Commissione Saldature) per la prima volta in Italia, con
rappresentanti provenienti da ogni parte del mondo.
2.4 Pubblicazioni
Nel corso del 2011 sono stati pubblicati due volumi inediti
riguardanti gli Atti dei Convegni organizzati dall’Istituto,
rispettivamente sulla “Placcatura nella fabbricazione
di apparecchiature in pressione” e sulla “Saldatura in
elettronica: rincorsa all’avanguardia”. Sempre nello stesso
periodo è iniziata una completa ed approfondita opera di
aggiornamento della Collana di volumi editi dall’Istituto
sulla metallurgia, sulla saldabilità, sulla tecnologia della
saldatura; sulla fabbricazione e sulle prove non distruttive.
Nel corso del 2012, continuerà l’attività di rinnovamento,
in particolare è in programma l’integrale modifica e
riorganizzazione, in tre volumi, dell’unico testo dedicato
all’integrità strutturale delle costruzioni saldate e alla
progettazione delle giunzioni.
La Biblioteca dell’Istituto nel 2011 ha iniziato un processo
di innovazione riguardante principalmente la Banca
Dati Bibliografica “IIS-DATA”, aggiornando l’attuale
software, con un nuovo sistema di archiviazione elettronica,
permettendo la ricerca e la consultazione dei documenti
raccolti, in formato pdf, direttamente dagli utilizzatori.
Allo stato attuale IIS-Data è consultabile solamente dai
funzionari IIS della Sede di Genova, entro il 2012 è pianificata
l’estensione a tutti gli Uffici regionali dell’Istituto.
Sempre nel corso del 2012 è programmata la messa in rete di
IIS-Data sul Sito della Biblioteca www.weldinglibrary.com.
Obbiettivo principale del progetto è quello di diffondere e
di rendere il più possibile visibile l’ampia e vasta raccolta
di letteratura tecnica mondiale, nel campo delle costruzioni
saldate, presente nella Biblioteca dell’Istituto.
2.5 Formazione
Nel corso del 2011 la Divisione Formazione ha ottenuto
un significativo miglioramento del risultato economico
raggiunto nell’anno precedente, con incrementi interessanti
tanto per le attività di tipo teorico come per quelle di tipo
pratico: considerando i ricavi per attività, l’incremento
complessivo supera il 30%, con un dato parziale del 37%
per la Formazione Teorica e superiore al 25% per la Pratica).
L’area “Formazione teorica in saldatura” ha basato la
propria attività soprattutto sui corsi di qualificazione
per le Figure Professionali in Saldatura, riconosciuti
dall’International Institute of Welding (IIW) e dall’European
Welding Federation (EWF). Ad integrazione delle attività
programmate, a loro volta più strutturate rispetto all’anno
precedente, si sono affiancati numerosi corsi straordinari,
parte dei quali proseguirà nel primo segmento del 2012; per
tale anno, inoltre, è già stato acquisito (tra l’altro) l’ordine
per la seconda edizione del Master di I livello, per conto
di una primaria azienda operante nella fabbricazione di
apparecchi in pressione del centro Italia, la cui prima
edizione fu completata nel 2010.
L’area “Formazione nelle prove non distruttive” ha
confermato l’andamento già positivo del precedente
esercizio, basando la propria proposta sui tradizionali
corsi di qualificazione nei cinque metodi fondamentali
(RT, UT, MT, PT e VT), secondo la normativa europea
(UNI EN 473:2001), internazionale (ISO 9712) e la
Raccomandazione ASNT SNT-TC-1A, significativamente
integrati, però, da attività di formazione svolte nell’ambito
di tecniche di controllo non convenzionali (UT avanzati,
radiografia digitale, tra gli altri).
L’area “Formazione nella saldatura in elettronica” ha
proseguito le proprie attività, con incrementi superiori
al 15%, nelle tre filiere di attività tradizionali: i corsi di
qualificazione secondo le specifiche dell’European Space
Agency (ESA), quelli secondo le procedure dell’Association
Connecting Electronic Industries (IPC) e quelli secondo
le norme nazionali. Malgrado il perdurare di scenari di
mercato non ideali, l’area ha saputo rinnovare parte della
propria proposta, sostenendo tra l’altro il Laboratorio nel
proprio processo di accreditamento presso l’ESA, per lo
svolgimento di esami micrografici.
L’area “Formazione nella saldatura delle materie plastiche”,
ha basato la propria proposta didattica prevalentemente
sulla normativa italiana (UNI 9737), relativa alla saldatura
di tubazioni e raccordi di polietilene per la distribuzione di
fluidi in pressione, consolidando e migliorando (di circa il
6%) il risultato raggiunto nel precedente 2010.
Per quanto concerne infine l’area “Formazione pratica nella
saldatura delle leghe metalliche”, sono state confermate
le buone sensazioni emerse al termine dell’esercizio
precedente, con un incremento, per attività, superiore al
35%.
2.6 Laboratorio
Il processo di riorganizzazione della Divisione Laboratorio
è proseguito anche nel 2011, portando ad un ulteriore
miglioramento dei risultati in termini di offerta di servizi
e di fatturato rispetto all’anno precedente. Infatti il numero
totale di prove eseguite ha avuto un ulteriore incremento,
pari a circa il 10%, a confronto con il 2010. Migliore
367
dell’anno precedente è stato anche il rapporto fra le attività
direttamente acquisite dal laboratorio (prove tradizionali,
prove speciali, analisi di danneggiamento, caratterizzazione
materiali, indagini metallografiche, di suscettibilità alla
corrosione, microelettronica, ecc) con quasi il 75% del
fatturato complessivo, rispetto alla quota derivante dalle
attività legate alla pura certificazione delle procedure di
saldatura o dei saldatori, che si è ridotta al 25% del fatturato
totale. In particolare si deve notare un sostanziale aumento
delle attività di “failure analysis” che hanno raggiunto, a fine
2011, un totale di interventi superiore a 160, distribuiti su
una ampia gamma di settori merceologici e talvolta inseriti
in contesti assicurativi e forensi. Si è invertito soprattutto il
rapporto tra le attività tradizionali (comprensive delle prove
di certificazione procedure e saldatori) e quelle speciali del
laboratorio che si sono attestate rispettivamente intorno al
40% ed al 60% del fatturato totale, evidenziando un’ulteriore
crescita dei lavori di carattere tecnico/scientifico legati, oltre
alle analisi di rotture e/o avarie, a prove di scorrimento
viscoso (soprattutto con metodo “Omega test”) e prove di
meccanica della frattura (“CTOD” per i settori strutture
di carpenteria e caldareria). E’ stata iniziata inoltre una
importante collaborazione con IIS Cert per l’esecuzione delle
prove di qualifica dei processi di rivestimento superficiale
di assili ferroviari. Queste attività rientrano nel progetto di
diversificazione delle attività e miglioramento della qualità
del servizio tecnico e scientifico fornito dal Laboratorio.
Per quanto concerne le attività del Settore Laboratorio
Saldatura, si è confermata una crescita, rispetto all’anno
precedente, superiore al 30%. A questo riguardo si può
evidenziare il sensibile aumento delle attività di messa
a punto di processi di saldatura a livello industriale e
la presentazione ed acquisizione di finanziamenti, dal
Principali aggregati di Conto
Economico
Ricavi delle vendite e delle prestazioni
368
Anno
2011
Ministero dello Sviluppo Economico e dalla Regione
Liguria, su tre progetti di ricerca. Fra questi, quello relativo
allo “Studio e sviluppo di una stazione di saldatura pilota per
l’applicazione del processo di saldatura innovativo Friction
Stir Welding alla realizzazione di componenti navali in lega
di Titanio” è iniziato già a Settembre 2011.
3. Bilancio e personale
Le poste dello Stato Patrimoniale e del Conto Economico
sono commentate, ai sensi dell’art. 2427 c.c., nella
Nota Integrativa al Bilancio. Il valore della produzione
dell’esercizio 2011 ammonta, a seguito della partizione,
a Euro 14.606.080 e i relativi costi ad Euro 14.277.978
generando un avanzo di Euro 328.102. Ai sensi dell’art.
2428 cod. civ. e del Dlgs 32/2007 viene esposta nel seguito
la sequenza dei principali aggregati del conto economico
relativi agli ultimi 5 esercizi.
Di seguito viene esposto il conto economico riclassificato
secondo il criterio della pertinenza gestionale ed alcuni
indicatori di redditività.
I crediti verso Clienti ammontano ad Euro 3.123.276 e
comprendono Euro 837.689 di ricavi per fatture da emettere
al 31/12/2011.
I debiti, che in totale ammontano ad Euro 4.674.014,
comprendono Euro 1.746.838 di debiti verso Fornitori e
Euro 1.626.909 di debiti verso imprese controllate.
Nell’anno 2011 l’Istituto ha investito in immobilizzazioni
materiali per Euro 1.776.317, suddivise come segue:
r Euro 1.616.810 in immobili (281.980 sede Genova,
78.186 sede ufficio regionale a Taranto, 1.256.644
immobilizzazioni materiali in corso per sede Legnano);
r Euro 125.560 per impianti macchinari e attrezzature;
Anno
2010
Anno
2009
Anno
2008
Anno
2007
6.444
25 982
23 828
24 084
21 288
Valore della produzione (A)
14.606
26 389
24 087
24 368
21 419
Costi della produzione (B)
14.278
24 549
22 735
20 667
19 637
3URYHQWLHRQHULÀQDQ]LDUL&
298
217
248
490
479
5HWWLÀFKHGLYDORUHDWWLYLWjÀQDQ]LDULH'
-55
-1
-1
12
0
Proventi ed oneri straordinari (E)
-33
-63
13
85
10
Risultato lordo prima delle imposte
538
1 993
1 612
4 288
2 271
CONTO ECONOMICO
(in migliaia di Euro)
Ricavi delle vendite e delle
prestazioni
Variazione delle rimanenze
GHLSURGRWWLÀQLWLHODYRULLQ
corso su ordinazione
Anno 2011
Anno 2010
Anno 2009
6 174
95,8%
25 982
99,1%
23 828
270
4,2%
227
0,9%
-109
100,5%
-0,5%
Anno 2008
24 084
99,4%
142
0,6%
Valore della produzione
operativa
6 444
100,0%
26 209
100,0%
23 719
100,0%
24 226
100,0%
-
Costi del personale
4 440
68,9%
13 839
52,8%
14 036
59,2%
13 111
54,1%
-
Acquisti di servizi
esterni e materiali
967
15,0%
9 092
34,7%
7 266
30,6%
6 007
24,8%
1 037
16,1%
3 278
12,5%
2 417
10,2%
5 108
21,1%
EBITDA caratteristico
+/- Risultato area accessoria
241
3,7%
-54
-0,2%
198
0,8%
62
0,3%
+/- Risultato dell’area
ÀQDQ]LDULD
311
4,8%
231
0,9%
265
1,1%
535
2,2%
EBITDA
1 589
24,6%
3 455
13,2%
2 880
12,1%
5 705
23,5%
1 038
16,1%
1 384
5,3%
1 264
5,3%
1 385
5,7%
551
8,5%
2 071
7,9%
1 616
6,8%
4 320
17,8%
13
0,2%
79
0,3%
4
0,0%
32
Risultato prima delle
imposte
538
8,3%
1 992
7,6%
1 612
6,8%
4 288
17,7%
Imposte sul reddito
d’esercizio
367
5,7%
1 119
4,3%
970
4,1%
1 839
7,6%
Risultato netto
171
2,6%
873
3,3%
642
2,7%
2 449
Patrimonio netto
26 912
26 041
25 168
24 526
Capitale investito
33 067
36 250
35 278
34 119
-
Ammortamenti /
Accantonamenti
EBIT
2QHULÀQDQ]LDUL
0,1%
10,1%
Indicatori di redditività
ROE (Risultato netto /
Patrimonio netto)
0,6%
3.4%
2,6%
10,0%
52,(%,7'$FDUDWWHULVWLFR
– ammortamenti /
accantonamenti / Capitale
investito)
0,0%
5,2%
3,3%
10,9%
526(%,7'$FDUDWWHULVWLFR
– ammortamenti
accantonamenti / Ricavi di
vendita)
0,0%
7,3%
4,8%
15,5%
369
r
r
Euro 13.496 per automezzi;
Euro 20.451 per macchinari ufficio e arredi ed in
immobilizzazioni immateriali per Euro 277.187,
suddivise come segue:
Euro 34.562 per software;
Euro 242.625 costi di impianto e ampliamento.
Le dismissioni di cespiti ammontano ad Euro 2.819.291 e
riguardano:
r costruzioni leggere Euro 11.825,
r attrezzatura Euro 121.606 di cui Euro 26.562 conferiti
alle imprese partecipate,
r macchinari Euro 1.877.668 di cui Euro 1.761.382
conferiti alle imprese partecipate,
r impianti Euro 26.717 di cui Euro 25.940 conferiti alle
imprese partecipate,
r software Euro 9.079 conferiti alle imprese partecipate,
r automezzi Euro 148.950 di cui Euro 112.522 conferiti
alle imprese partecipate,
r macchinari ufficio e arredi Euro 623.446 di cui Euro
404.029 conferiti alle imprese partecipate.
L’Istituto ha svolto attività di ricerca che è commentata al
Paragrafo 2.2.
Nei confronti delle società ed organismi partecipati i saldi
a credito rappresentativi di prestazioni di servizi sono i
seguenti:
r CEC - Consorzio Europeo Certificazione Euro 18.949.
Inoltre l’Istituto vanta crediti derivanti dalla concessione di
finanziamenti infruttiferi nei confronti di ANCCP Service
Srl per Euro 37.500.
I saldi a debito, rappresentativi di prestazioni di servizi, sono
i seguenti:
r CEC - Consorzio Europeo Certificazione Euro 1.253;
r Laboratorio T.O.S.I. Srl Euro 1.098.
Le imposte dell’esercizio sono state calcolate in Euro
149.282 per I.RE.S. corrente ed in Euro 49.406 per I.RE.S.
anticipata (totale I.RE.S. di competenza dell’esercizio 2011
a conto economico Euro 198.688) ed in Euro 162.526 per
I.R.A.P. corrente ed in Euro -3.940 per I.R.A.P. anticipata
(totale I.R.A.P. di competenza dell’esercizio 2011 a conto
economico Euro 158.586) nonché per Euro 9.885 quale
imposta sostitutiva dell’imposte sui redditi calcolata nella
misura del 12,5% sui proventi di natura finanziaria maturati
sui premi liquidati relativi alla polizza assicurativa stipulata
a copertura TFR. L’organico dell’Istituto al 31 dicembre
2011 contava 82 dipendenti fra cui 19 laureati e 55 diplomati.
Nell’anno 2011 non si sono registrati infortuni mortali né
infortuni gravi che abbiano comportato una responsabilità
da parte dell’Istituto. Analogamente nel suddetto esercizio
2011 non sono stati arrecati danni all’ambiente né sono state
irrogate, da parte delle Autorità competenti, sanzioni o pene
definitive per reati o danni ambientali.
4. Evoluzione prevedibile della gestione per il 2012
Nel 2012 è previsto, anche sulla base dei risultati conseguiti
nel primo trimestre, un livello di attività dell’Istituto
Italiano della Saldatura – Ente Morale da ritenersi non
insoddisfacente, a fronte di una situazione generale
particolarmente incerta.
Ai Sigg. Associati si propone per approvazione il seguente
preventivo per l’anno 2012:
r Valore della produzione: Euro 6.800.000
r Costi della produzione: Euro 6.550.000
r Proventi finanziari al netto degli oneri: Euro 250.000
r Risultato prima delle imposte: Euro 500.000
D’altro canto, fino alla data odierna, non si sono verificati
fatti di rilievo che possano influire in maniera significativa
sull’andamento suddetto.
5. Destinazione del risultato di esercizio
Si propone ai Sigg. Associati di approvare il Bilancio
dell’esercizio 2011 e di destinare l’utile netto dell’esercizio,
pari ad Euro 171.108 ad incremento dell’Attività Netta.
IIS ENTE MORALE CONTO ECONOMICO CONSOLIDATO
(in migliaia di Euro)
CONSUNTIVO
2011
CONSUNTIVO
2010
9$/25(352'8=,21(
27 222
26 389
&267,'(//$352'8=,21(
24 762
24 549
2 460
1 840
3529(17,('21(5,),1$1=,$5,
175
216
3529(17,('21(5,675$25',1$5,
- 95
- 64
5,68/7$7235,0$'(//(,03267(
2 540
1 992
,03267('(//·(6(5&,=,2
1 335
1 119
5,68/7$721(772'(//·(6(5&,=,2
1 205
873
',))(5(1=$75$9$/25,(&267,'(//$352'8=,21(
I Soci non intervenuti all’Assemblea Generale del 10 Maggio 2012, tenutasi presso la sede IIS di Genova,
possono richiedere il Bilancio 2011 IIS - Ente Morale al seguente indirizzo: XI¿FLRVWDPSD#LLVLW
370
IIS SERVICE dell’Istituto Italiano della Saldatura
riguardante la gestione di
IIS SERVICE Srl
nel 2011*
Il risultato complessivo conseguito da IIS SERVICE nel
2011 è pari ad Euro 658.125; in un contesto economico nazionale ed internazionale oggettivamente difficile, è da ritenersi ragionevolmente soddisfacente.
I ricavi della produzione per l’esercizio 2011 ammontano a
Euro 14.883.249 e, in termini percentuali per attività, con
riferimento ai settori esistenti (DPN: Diagnostica e prove
non Distruttive; AST: Assistenza Tecnica, suddivisa in CAR
– Carpenteria e CAL – Caldareria; ING: Ingegneria), sono
distribuiti come segue:
Di seguito vengono descritte le principali attività svolte dai
settori suddetti.
2.1 Ingegneria
Nel 2011 l’impegno nell’area dell’affidabilità degli impianti
(in particolare con gli studi di Risk Based Inspection - RBI),
nell’area delle verifiche di calcolo, della vita residua dei
componenti, degli studi di Fitness for Service - FFS, è stato
consolidato a livelli significativi.
Da segnalare per il servizio RBI l’acquisizione di contratti
pluriennali con importanti clienti nazionali e, per le valutazioni regolamentari delle attrezzature operanti in regime di
scorrimento viscoso e per gli studi FFS, un’intensa attività a
supporto del servizio di ispezione di impianto.
Rispetto al 2010 si è registrata una ripresa delle attività di
*
Relazione riguardante la gestione di IIS SERVICE Srl nel 2011 (redatta
ai sensi dell’art. 2428 c.c.), presentata all’Assemblea Generale dei
Soci, tenutasi a Genova nella Sala Conferenze “Ugo Guerrera” dell’IIS,
il 10 Maggio 2012.
validazione ingegneristica per quanto concerne l’assistenza
alle richieste di deroga al Ministero competente, finalizzate
all’estensione dei periodi previsti per le verifiche periodiche
o alla attuazione di modalità di ispezione alternative per le
attrezzature a pressione, in particolare per le verifiche di integrità. Questa ripresa è motivata da un lato dall’esigenza da
parte degli utilizzatori di riallineare le tradizionali modalità
ispettive con le nuove prescrizioni e dall’altro da una migliore chiarezza ed efficienza del percorso procedurale richiesto
da parte dello stesso Ministero.
Fra le attività svolte dall’Area delle verifiche di calcolo si segnala lo studio condotto mediante valutazioni di meccanica
della frattura per la determinazione della relazione fra pressione massima ammissibile e temperatura, che è necessario
adottare al fine di limitare opportunamente il rischio di rottura fragile, durante le fasi transitorie di “start up” di reattori
caratterizzati da elevato spessore di parete, appartenenti ad
impianti di raffineria.
Nell’ambito delle infrastrutture e trasporti, si segnala lo studio per la valutazione della frequenza delle attività di ispezione e controllo dei dettagli saldati delle strutture di supporto ai sistemi di via per trasporto metropolitano leggero, con
riferimento alla possibile propagazione di difetti di fatica.
Fra le numerose valutazioni di idoneità all’esercizio o “Fitness for Service”, si segnala lo studio condotto per la valutazione di idoneità di componenti appartenenti ad un impianto
di processo, interessati da un evento di incendio esterno.
In evidenza sono anche le attività svolte dall’area Ingegneria
di Processo nell’ambito dei servizi sviluppati per i sistemi di
protezione delle attrezzature a pressione: scelta e dimensionamento delle valvole di sicurezza, specifiche di approvvigionamento e verifiche in esercizio della pressione di scatto
nell’ambito delle verifiche di funzionamento previste dalla
regolamentazione vigente.
Infine è stata arricchita la gamma dei servizi forniti dal settore Ingegneria con la predisposizione di applicativi informatici a supporto della gestione delle verifiche ispettive per
le attrezzature a pressione e delle valutazioni di affidabilità.
2.2 Assistenza Tecnica
Nel corso del 2011 l’attività dei funzionari di IIS SERVICE
nel Settore della “Carpenteria” è proseguita a ritmo intenso,
371
Relazione della Presidenza riguardante la gestione di IIS SERVICE Srl nel 2011
con l’assistenza alla costruzione in officina ed in cantiere
dei ponti stradali della Variante di Valico sull’Appennino
Emiliano dell’Autostrada del Sole, dei viadotti sull’Autostrada del Brennero e sulla strada a grande comunicazione
tra Agrigento e Caltanissetta. Sempre nel comparto della
viabilità, fra le altre opere seguite dalle fasi di progettazione
dei giunti saldati fino alla realizzazione e al collaudo, si cita
il nuovo ponte sul Po costruito a tempo di record in località
San Rocco al Porto, a seguito del crollo di parte del vecchio
ponte. Per quanto attiene ad altre opere di ingegneria civile,
si devono citare la costruzione in officina ed in cantiere di
strutture saldate per le barriere mobili della laguna di Venezia (progetto Mose) ed altre opere di ripristino di manufatti
di pregio architettonico come i ponti dell’Accademia e della
Costituzione sempre in Venezia; inoltre sono state completate le attività di supervisione e controllo dei giunti saldati e
della qualità della protezione superficiale del nuovo Stadio
della Juventus che prende il posto del “Delle Alpi’’, la costruzione del quale era stata seguita dall’Istituto in occasione
dei mondiali di calcio di Italia ’90. Si vogliono infine segnalare, per la loro importanza e particolarità due opere: per
primo il grattacielo della nuova sede della Banca Intesa Sanpaolo a Torino, con progetto architettonico di Renzo Piano;
per la costruzione di questa torre di oltre 166 m di acciaio
IIS SERVICE è stata impegnata in tutte le fasi di progetto
esecutivo e di costruzione; infine nel 2011 è stata avviata
la realizzazione delle paratoie del nuovo Canale di Panama,
opera ciclopica che verrà interamente realizzata in Italia con
la collaborazione di tutte le società del Gruppo IIS.
Nel settore della ''Caldareria'' è continuata l’importante attività di supervisione alla costruzione di reattori e separatori
di grosso spessore, scambiatori ad alta pressione, radianti
e convettive di forni, tubi catalitici e collettori di impianto
per la produzione di idrogeno, colonne ed “air-cooler” per
l'industria petrolchimica. Questa attività di supervisione alla
costruzione è stata condotta principalmente nell’ambito del
Progetto EST di ENI R&M di Ferrera Erbognone (PV) e della nuova realizzazione dell’impianto Idrogeno 3 della Raffineria RAM di Milazzo, in qualità di consulente tecnico della
Committente. Per lo stesso Progetto EST è iniziata l’attività
di supervisione al montaggio di forni e tubazioni c/o il cantiere di Ferrera Erbognone (PV).
E’ stata portata a termine l’attività di assistenza tecnica continuativa nell’ambito della costruzione di una centrale a ciclo combinato ad Aprilia. Infine sono proseguiti gli interventi nelle fasi di manutenzione in fermata presso le principali
raffinerie italiane e vari impianti chimici e petrolchimici.
Per quanto riguarda i lavori all’estero, ispettori del Settore “Assistenza tecnica in saldatura” sono stati impegnati in
interventi di sorveglianza/ispezione nell’ambito di attività
di manutenzione c/o due centrali nucleari EDF in Francia
(Cruas e Fessenheim), in attività di sorveglianza e controllo
in costruzione del “thermopocket” (in lega d’alluminio) di
una grande unità galleggiante di stoccaggio e rigassificazione di gas naturale per conto di SAIPEM (Milano) nell’ambi372
to del progetto FSRU di Livorno e, inoltre, in un intervento
di assistenza tecnica e controllo su due apparecchiature di
grosso spessore c/o impianto UREA di Baruch (India). E’
proseguita infine l’attività di sorveglianza in campo c/o il
cantiere di Bayet (Francia) nell’ambito della realizzazione
di una centrale a ciclo combinato.
2.3 Diagnostica e Controlli non Distruttivi
L’anno 2011 è stato per il Settore “Diagnostica e controlli
non distruttivi” di IIS SERVICE un anno di notevole intensità. Gli impegni, principalmente nel settore petrolchimico, si
sono susseguiti senza soluzione di continuità, avendo come
oggetto l’indagine sia su componenti nuovi che eserciti.
Per quanto concerne gli apparecchi in costruzione, sono stati
condotti, principalmente, controlli in preservizio su apparecchiature a pressione destinate al nuovo impianto EST della
Raffineria ENI di Sannazzaro, oltre ad alcuni items destinati
alle Raffinerie di Taranto, Gela e RAM Milazzo.
Gli ispettori sono stati coinvolti in 8 fermate di impianto
presso le principali raffinerie italiane (ENI Sannazzaro, ENI
Gela, ENI Taranto, ENI Livorno, ENI Venezia, ENI Viggiano, SARPOM Trecate ed IPLOM Busalla).
Nel corso dell’anno, le campagne di controlli non distruttivi
avanzati per il monitoraggio dei danneggiamenti indotti dal
servizio (ad esempio il controllo ultrasonoro per la ricerca di
difetti indotti dall’ambiente H2S umido) hanno interessato
la Raffineria di Roma e le Raffinerie ENI di Livorno, Sannazzaro e Taranto. Particolarmente interessante è risultata
l’indagine svolta sui degasatori operanti presso centrali per
la produzione di energia elettrica, soggetti ad un danneggiamento indotto da fenomeni di corrosione – fatica, riscontrato
su diverse unità appartenenti a questa tipologia di apparecchio. Sono proseguiti, inoltre, gli interventi di controllo periodici di serbatoi interrati, sferici e di linee di trasferimento
prodotti pericolosi.
Nel settore distribuzione (depositi di stoccaggio e linee), IIS
SERVICE ha proseguito la collaborazione con ENI nei principali siti italiani, fornendo assistenza tecnica durante l’ispezione e la manutenzione dei serbatoi.
Le attività di indagine hanno previsto l’utilizzo di tecniche avanzate come il Floorscanner e l’emissione acustica;
quest’ultima in particolare è stata applicata per la ricerca di
corrosione e perdite dal fondo dei serbatoi senza la necessità
della loro messa fuori servizio. In particolare, è proseguita
l’attività di collaudo idraulico di oleodotti e serbatoi principalmente per ENI.
Oltre ai clienti tradizionali, IIS SERVICE ha iniziato una
collaborazione con Esso Italiana per le attività citate.
I serbatoi dei depositi di Napoli, Palermo, Augusta, Chivasso e Arluno sono stati ispezionati da ispettori qualificati in
accordo alla norma API 653, per individuare le principali
problematiche alla continuazione del servizio.
IIS SERVICE ha anche svolto, utilizzando la tecnologia delle onde guidate, controlli presso clienti abituali (ENI, ISAB)
e presso nuovi clienti. Particolare interesse si è evidenziato
nel controllo degli attraversamenti stradali.
Il Settore DPN ha collaborato, inoltre, con Ingegneria e Assistenza tecnica per quanto concerne i controlli sulle apparecchiature esercite in regime di scorrimento viscoso, presso
la Yara Ferrara, le Raffinerie ENI di Livorno e Venezia e la
Polimeri Europa di Brindisi. I tecnici del settore hanno infine proseguito con le consuete attività durante la posa di metanodotti e nel coordinamento sicurezza. L’attività all’estero
ha avuto uno sviluppo notevole grazie alla consulenza continuativa nel campo dei controlli ultrasonori automatizzati
(AUT) in Kazakistan per conto di AGIPKCO.
Nel settore della carpenteria, alcuni funzionari hanno effettuato una estesa campagna di controlli sulle strutture saldate di uno scaricatore di carbone operante presso la Centrale ENEL di Brindisi. Da segnalare, con particolare rilievo,
una importante attività di ricerca per l’impiego dei controlli
ultrasonori automatici in sostituzione della radiografia, per
conto di ENI E&P.
2.4 Patrimonializzazione della conoscenza
Circa il 2,5% delle ore lavorate nell’anno dai dipendenti,
sono state dedicate alla formazione ed alla circolazione delle
competenze nel Gruppo IIS; questo impegno è stato rivolto
principalmente all’aggiornamento tecnico, alla formazione
di base in saldatura e controlli non distruttivi, allo sviluppo
di nuove competenze, sia attraverso attività formative specifiche, sia mediante partecipazione a convegni ed a gruppi di
lavoro nazionali ed internazionali.
In particolare sono da segnalare:
r il corso controlli ultrasonori avanzati: Wave Maker,
TOFD, Phased Array;
r il corso API 653 Storage Tanks Inspection (UK);
r il corso API 510 Pressure Vessel Inspection (UK);
r il corso NACE Corrosion (USA);
r il meeting API-RBI User’s Group (USA);
r il corso Modellazione Elementi Finiti ANSYS
Workbench;
r l’Assemblea Annuale dell’IIW (India);
r il Convegno Applicazione dei Codici ASME in ambito
PED;
r l’ECCS Progettazione strutture civili (D);
r la sesta edizione delle giornate Nazionali di Saldatura
(GNS 6) a Genova.
Per l’anno 2012 si prevede un impegno in formazione di circa il 3,5% delle ore lavorate. Oltre agli argomenti di base
(saldatura e controlli non distruttivi), saranno affrontati temi
specialistici quali:
r il corso ASME VIII Div. 2 (NL);
r il corso NACE Corrosion (UK);
r il corso NACE Coating Inspector (USA);
r il corso RCM (Reliability Centered Maintenance);
r il corso Mathcad;
r la partecipazione alla Conferenza Mondiale NDT
(Sudafrica);
r la partecipazione all’Assemblea Annuale dell’IIW (USA).
sono commentate, ai sensi dell'art. 2427 c.c., nella Nota Integrativa al Bilancio.
Il valore della produzione dell’esercizio 2011 ammonta a
Euro 14.883.249 e i relativi costi ad Euro 13.445.146 generando un avanzo di Euro 1.438.103.
secondo il criterio della pertinenza gestionale ed alcuni indicatori di redditività.
I crediti verso Clienti ammontano ad Euro 6842.439 e comprendono Euro 1.180.018 di ricavi per fatture da emettere al
31/12/2011.
I debiti, che in totale ammontano ad Euro 8.159.077, comprendono Euro 837.423 di debiti verso Fornitori.
Nell’anno 2011 la società ha investito in immobilizzazioni
materiali per Euro 134.937, relative ad acquisti di macchinari e macchine da ufficio.
Le dismissioni di cespiti ammontano ad Euro 73.378 e riguardano automezzi.
Nei confronti delle società ed organismi partecipati, i saldi
a debito, rappresentativi di prestazioni di servizi, sono i seguenti:
CEC - Consorzio Europeo Certificazione Euro 1.879.
421.729 per I.RE.S. corrente, in Euro 16.693 per I.RE.S.
differita ed in Euro -55.000 per I.RE.S. anticipata (totale
I.RE.S. di competenza dell'esercizio 2011 a conto economico Euro 383.422) ed in Euro 294363 per I.R.A.P. corrente ed in Euro -3.900 per I.R.A.P. anticipata (totale I.R.A.P.
di competenza dell'esercizio 2011 a conto economico Euro
290.463).
L’organico della società al 31 dicembre 2011 contava 94 dipendenti fra cui 28 laureati e 53 diplomati.
da parte della società.
Analogamente nel suddetto esercizio 2011 non sono stati
arrecati danni all’ambiente né sono state irrogate, da parte
delle Autorità competenti, sanzioni o pene definitive per reati o danni ambientali.
Nel 2012 si è posto come obiettivo, anche sulla base dei risultati conseguiti nel primo trimestre, un livello di attività
analogo a quello del 2011.
Si propone al Socio per approvazione il seguente preventivo
per l’anno 2012, relativo all’attività caratteristica:
r Risultato prima delle imposte: Euro 1.300.000.
373
CONTO ECONOMICO (in migliaia di Euro)
Anno 2011
14.818
9DULD]LRQHULPDQHQ]HSURGRWWLÀQLWLHODYRULLQFRUVRVXRUGLQD]LRQH
100,18%
-26
-0,18%
14.792
100,0%
- Costi del personale
7.125
48,17%
$FTXLVWLGLVHUYL]LHVWHUQLHPDWHULDOL
5.871
39,69%
1.796
12,14%
Valore della produzione operativa
5LVXOWDWRDUHDDFFHVVRULD
5LVXOWDWRGHOO
DUHDÀQDQ]LDULD
EBITDA
- Ammortamenti / Accantonamenti
73
0,49%
-94
-0,63%
1.775
12,00%
438
2,96%
1.337
9,04%
5
0,03%
1.332
9,01%
,PSRVWHVXOUHGGLWRG·HVHUFL]LR
674
4,56%
Risultato netto
658
4,45%
Patrimonio netto
1.876
Capitale investito
10.651
EBIT
2QHULÀQDQ]LDUL
Risultato prima delle imposte
52(5LVXOWDWRQHWWR3DWULPRQLRQHWWR
35,07%
ROI (EBITDA caratteristico – ammortamenti / accantonamenti /
&DSLWDOHLQYHVWLWR
12,75%
ROS (EBITDA caratteristico – ammortamenti / accantonamenti /
5LFDYLGLYHQGLWD
9.16%
5. Destinazione del risultato di esercizio
r
In relazione alla destinazione del realizzato utile di esercizio, il Consiglio di Amministrazione, formula la proposta di
seguito esposta :
r quanto a Euro 32.906,00, pari alla ventesima parte di essi
374
r
sia destinata a Riserva di Legge ex articolo 2430 C.C.;
quanto a Euro 1.879,14, ad integrale copertura perdita a
nuovo sofferta nell’esercizio precedente;
quanto alla parte residua, pari a complessivi Euro 623.339,62
ad incremento del patrimonio della società mediante il suo
conferimento in riserva straordinaria facoltativa.
IIS CERT dell’Istituto Italiano della Saldatura
riguardante la gestione
di IIS CERT Srl
nel 2011*
Il risultato complessivo conseguito da IIS CERT nel 2011 è
pari ad Euro 376.280, in un contesto economico nazionale
ed internazionale oggettivamente difficile, è da ritenersi ragionevolmente soddisfacente.
I ricavi della produzione per l’esercizio 2011 ammontano a
Euro 6.220.024 e, in termini percentuali per attività, con riferimento ai Centri di Profitto esistenti, sono distribuiti come
segue:
L’aggregazione dei dati permette di affermare che il 73,8%
del valore prodotto nell’anno è riconducibile ad attività di
Certificazione nel settore “Volontario”, mentre la restante
parte è relativa ad attività di Certificazione nel settore “Cogente”.
2.1 Certificazione Volontaria
Nel corso del 2011 tutte le autorizzazioni EWF/IIW e gli accreditamenti di ACCREDIA, già dell’Istituto Italiano della
Saldatura - Ente Morale (personale, procedure, processi e
sistemi aziendali), sono stati trasferiti ad IIS CERT, senza
*
Relazione riguardante la gestione di IIS CERT Srl nel 2011 (redatta ai sensi
dell’art. 2428 c.c.), presentata all’Assemblea Generale dei Soci, tenutasi a
Genova nella Sala Conferenze “Ugo Guerrera” dell’IIS, il 10 Maggio 2012.
alcuna interruzione delle attività operative connesse; ciò ha
comportato una imponente razionalizzazione dell’impianto
documentale che afferisce alle attività.
La Divisione Certificazione Volontaria, in un contesto industriale molto critico, è riuscita complessivamente a mantenere il “trend” positivo già registrato nel 2010.
In particolare, nel 2011, l’attività di “certificazione delle
procedure di saldatura” è migliorata rispetto al 2010, così
come per l’attività di “certificazione del personale”, è proseguito l’andamento positivo degli anni precedenti sia nel
campo delle Figure Professionali di saldatura che dei controlli non distruttivi.
L’attività di “certificazione dei saldatori e degli operatori di
saldatura” si è, invece, ridotta con un decremento rispetto
all’anno precedente pari a circa il 10%, determinato principalmente dalla crisi economica e finanziaria che ha investito
in particolar modo le piccole e medie imprese operanti nel
terziario dell’industria metalmeccanica.
La flessione relativa alle attività di certificazione dei saldatori è stata ampiamente compensata da un incremento pari
a circa il 25% delle certificazioni emesse nell’ambito della
“Certificazione dei sistemi aziendali”, rispetto al totale cumulato nel decennio precedente (di questo incremento, circa il 70%
è riconducibile alle norme di processo UNI EN ISO 3834 e
UNI EN 15085).
E’ infine proseguita l’attività inerente la procedura di accreditamento da parte di ACCREDIA, a fronte della norma
OHSAS 18001 relativa alla certificazione del sistema di gestione della salute e sicurezza sul luogo di lavoro; l’ottenimento dell’accreditamento si prevede sia raggiunto entro il
primo semestre del 2012.
2.2 Certificazione Cogente
Nel primo trimestre del 2011 si è realizzato l’ingresso di IIS
CERT nel Consorzio Europeo Certificazione (CEC), garantendo la continuità lavorativa nelle attività di valutazione di
conformità per le quali il CEC stesso è autorizzato ad operare.
Inoltre IIS CERT si è fatta parte attiva per la istanza presentata dal CEC ai Ministeri competenti al fine di potere operare come Soggetto Preposto per le verifiche periodiche sulle
attrezzature di lavoro di cui all’art. 71 del D. Lgs. 81/2008;
l’iter autorizzativo è ancora in corso.
375
Relazione della Presidenza riguardante la gestione di IIS CERT Srl nel 2011
Per quanto riguarda il passaggio da IIS a IIS CERT delle
autorizzazioni già concesse a IIS, si è concluso positivamente l’iter riguardante il trasferimento dell’autorizzazione
quale Terza Parte incaricata per l’approvazione del personale addetto alla realizzazione ed al controllo delle giunzioni
permanenti secondo la Direttiva 97/23/CE – PED; è ancora
in corso la procedura di trasferimento relativa alla Direttiva
2009/105/CE – SPV.
Nel 2011 sono state infine presentate ai Ministeri competenti
due nuove istanze, quella relativa al DPR 462/01 (verifiche
periodiche degli impianti elettrici e di messa a terra) per la
quale è già stata ottenuta l’autorizzazione, e quella riguardante la Direttiva 89/106/CEE (CPD - Direttiva Prodotti da
Costruzione), per la quale si è in attesa della conclusione
dell’iter autorizzativo.
Nel 2012 si procederà necessariamente con le domande di
accreditamento ad ACCREDIA per tutte le attività CEC ed
IIS CERT riconducibili alle Direttive Europee.
La “Certificazione di prodotto” ha mantenuto complessivamente il proprio volume di attività, relativa alla valutazione
di conformità dei prodotti nel contesto del CEC a fronte delle Direttive per le quali il CEC stesso è autorizzato ad operare, comprendendo anche alcune certificazioni riguardanti
impianti realizzati all’estero. Sono inoltre proseguite le attività di servizio integrato nei confronti dei grandi Utilizzatori di impianti industriali, in particolare per le applicazioni
riguardanti l’art. 10 (deroghe alle frequenze delle verifiche
periodiche) del DM n. 329/2004 ed al supporto tecnico nelle
attività di verifiche periodiche di funzionamento ed integrità.
Infine sono state svolte alcune attività di ispezione e collaudo per conto di IIS SERVICE nella fabbricazione di importanti impianti industriali.
2.3 Patrimonializzazione della conoscenza
Circa il 5% delle 70.000 ore complessive lavorate nell’anno
dai dipendenti, sono state dedicate alla formazione ed alla
circolazione delle competenze nel Gruppo IIS; questo impegno è stato rivolto principalmente all’aggiornamento tecnico
ed allo sviluppo di nuove competenze, sia attraverso attività
formative specifiche, sia mediante la partecipazione a convegni ed a gruppi di lavoro nazionali ed internazionali.
I principali temi trattati, per i quali si prevede un analogo
impegno anche nel 2012 (circa 4200 ore tra formazione, sviluppo e consolidamento nuove attività), sono i seguenti:
r messa a punto e qualificazione di processi di giunzione
“advanced”, volti a supportare lo sviluppo industriale in
termini di automazione ed a ottimizzare il controllo dei
processi produttivi;
r messa a punto di criteri nazionali per la qualificazione
di personale e processi dedicati alla protezione superficiale;
r verifiche degli impianti elettrici e di messa a terra ai
sensi del DPR 462/01;
r valutazione del sistema di gestione della salute e sicurezza
con riferimento ai requisiti della norma OHSAS 18001;
376
r
r
r
valutazione di conformità di componenti relativi alla
fabbricazione ed alla manutenzione del rotabile ferroviario;
valutazione del “Factory Production Control” dei fabbricanti di strutture metalliche saldate secondo i requisiti della UNI EN 1090;
sviluppo software per fornire servizi tecnici via web.
sono commentate, ai sensi dell'art. 2427 c.c., nella Nota Integrativa al Bilancio.
Il valore della produzione dell’esercizio 2011 ammonta a
Euro 6.220.024 e i relativi costi ad Euro 5.526.363 generando un avanzo di Euro 693.661.
secondo il criterio della pertinenza gestionale ed alcuni indicatori di redditività.
I crediti verso Clienti ammontano ad Euro 1.957.501 e comprendono Euro 509.998 di ricavi per fatture da emettere al
31/12/2011.
I debiti, che in totale ammontano ad Euro 3.386.635, comprendono Euro 733.479 di debiti verso Fornitori.
Nell’anno 2011 la società ha investito in immobilizzazioni
materiali per Euro 3.604, relative ad acquisti di macchinari
e macchine da ufficio.
Le dismissioni di cespiti ammontano ad Euro 9.481 e riguardano automezzi.
Nei confronti delle società ed organismi partecipati e/o equiparati, i saldi a credito rappresentativi di prestazioni di servizi sono i seguenti:
IIS Service Srl Euro 201.715;
I saldi a debito, rappresentativi di prestazioni di servizi, sono
i seguenti:
IIS Service Srl Euro 49.800;
183.410 per I.RE.S. corrente, in Euro 22.426 per I.RE.S.
differita ed in Euro - 11.000 per I.RE.S. anticipata (totale
I.RE.S. di competenza dell'esercizio 2011 a conto economico Euro 194.836) ed in Euro 100.270 per I.R.A.P. corrente
ed in Euro -1.560 per I.R.A.P. anticipata (totale I.R.A.P. di
competenza dell'esercizio 2011 a conto economico Euro
98.710).
L’organico della società al 31 dicembre 2011 contava 38 dipendenti fra cui 9 laureati e 21 diplomati.
da parte della società.
Analogamente nel suddetto esercizio 2011 non sono stati
arrecati danni all’ambiente né sono state irrogate, da parte
delle Autorità competenti, sanzioni o pene definitive per
reati o danni ambientali.
Relazione della Presidenza riguardante la gestione di IIS CERT Srl nel 2011
CONTO ECONOMICO (in migliaia di Euro)
Anno 2011
9DULD]LRQHULPDQHQ]HSURGRWWLÀQLWLHODYRULLQFRUVRVXRUGLQD]LRQH
6.174
99,34%
41
0,66%
Valore della produzione operativa
6.215
100,0%
- Costi del personale
2.378
38,26%
$FTXLVWLGLVHUYL]LHVWHUQLHPDWHULDOL
3.053
49,13%
784
12,61%
5LVXOWDWRDUHDDFFHVVRULD
-18
-0,29%
5LVXOWDWRGHOO
DUHDÀQDQ]LDULD
-15
-0,24%
751
12,08%
EBITDA
- Ammortamenti / Accantonamenti
73
EBIT
678
2QHULÀQDQ]LDUL
8
1,17%
10,91%
0,13%
Risultato prima delle imposte
670
10,78%
,PSRVWHVXOUHGGLWRG·HVHUFL]LR
294
4.73%
Risultato netto
376
6.05%
Patrimonio netto
794
Capitale investito
4.507
52(5LVXOWDWRQHWWR3DWULPRQLRQHWWR
47,36%
ROI (EBITDA caratteristico – ammortamenti / accantonamenti / Capitale
LQYHVWLWR
15,78%
ROS (EBITDA caratteristico – ammortamenti / accantonamenti / Ricavi di
YHQGLWD
11,52%
5. Destinazione del risultato d’esercizio
Nel 2012 si è posto come obiettivo, anche sulla base dei risultati conseguiti nel primo trimestre, un livello di attività
analogo a quello del 2011.
Si propone al Socio per approvazione il seguente preventivo
per l’anno 2012, relativo all’attività caratteristica:
r Risultato prima delle imposte: Euro 550.000.
Nel 2012 è previsto inoltre un investimento pari a Euro
70.000 per lo sviluppo di un software dedicato alla fornitura
di servizi specialistici “on line”.
In relazione alla destinazione del predetto realizzato utile di
esercizio pari ad Euro 376.279,63, il Consiglio di Amministrazione, formula la proposta di seguito esposta:
r
r
r
quanto a Euro 18.814,00, pari alla ventesima parte di essi
sia destinata a Riserva di Legge ex articolo 2430 c.c.;
quanto a Euro 2.003,84, ad integrale copertura perdita a
nuovo sofferta nell’esercizio precedente;
quanto alla parte residua, pari a complessivi Euro
355.461,79, ad incremento del patrimonio della società mediante il suo conferimento in riserva straordinaria
facoltativa.
377
Pubblicazioni IIS
Corso per tecnici specialisti in saldatura
Quest’opera, in un unico volume, riprende, aggiorna e ristruttura radicalmente
il ben noto “Corso per Tecnici Specialisti in Saldatura” che nel 1995 sostituì la
vecchia edizione del “Corso Celere di Saldatura”, la cui prima stesura fu preparata dall’Istituto Italiano della Saldatura più di trent’anni fa.
Il volume è il risultato di una completa ed approfondita opera di aggiornamento,
avente, tra l’altro, l’obiettivo di attualizzare i riferimenti normativi alla luce della
grande evoluzione, tecnologica e organizzativa, che ha notevolmente interessato il mondo delle costruzioni saldate.
In particolare, il testo, oltre a rappresentare un riferimento completo, ma di non
GLIÀFLOHDFFHVVLELOLWjSHUTXDQWLVLDYYLFLQLQRSHUODSULPDYROWDDOOHSUREOHPDWLFKHGHOODVDOGDWXUDqDQFKHXQYDOLGRVXSSRUWRGLGDWWLFRSHUODTXDOLÀFD]LRQH
di tre importanti Figure Professionali: International Welding Specialist (IWS),
International Welding Inspector - Comprehensive (IWI-C) ed International
Welding Inspector - Standard (IWI-S).
,QTXHVWRYROXPHVRQRWUDWWDWLGRSRXQ·LQWURGX]LRQHJHQHUDOHLSULQFLSDOLSUREOHPLGLVDOGDELOLWjGHOOHOHJKHPHWDOOLFKHIHUURVHHQRQIHUURVHLSULQFLSLIRQGDPHQWDOLGHLSURFHVVLGLVDOGDWXUDWUDGL]LRQDOLGLTXHOOLDGHQHUJLDFRQFHQWUDWD
HVSHFLDOLODVDOGDWXUDDUHVLVWHQ]DODEUDVDWXUDHGLOWDJOLRWHUPLFR,QÀQHDPSLR
spazio è dedicato al controllo del processo di fabbricazione mediante saldatura.
6LWHQJDSUHVHQWHFKHLFRQWHQXWLGHOSUHVHQWHWHVWRSHUXQ·HIÀFDFHD]LRQHGLGDWWLFDÀQDOL]]DWDDGXQDTXDOLÀFD]LRQHSURIHVVLRQDOHGHYRQRHVVHUHYDQWDJJLRsamente integrati dalle lezioni, dimostrazioni ed esercitazioni, svolte dagli Istruttori dell’Istituto, i soli in grado di trasferire l’insieme delle esperienze teoriche
HSUDWLFKHGHOO·,,6GHULYDQWLGDOODVXDFRQWLQXDDWWLYLWjVXEDVHLQWHUQD]LRQDOHGL
ricerca, normazione e assistenza tecnica all’industria.
INDICE:
Settore DDC
Maura Rodella
Lungobisagno Istria, 15
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
Email: [email protected]
www.weldinglibrary.com
www.iis.it
1. 6WUXWWXUDHSURSULHWjPHFFDQLFKHGHLPHWDOOL
2. Termologia della saldatura
3. Leghe ferro carbonio: gli acciai
4. Struttura e difettologia del giunto saldato
5. 6DOGDWXUDGHJOLDFFLDLDOFDUERQLRPDQJDQHVHHDGDOWDUHVLVWHQ]DERQLÀFDWL
6. Saldatura degli acciai basso-legati al cromo-molibdeno ed al nichel
7. Saldatura degli acciai legati inossidabili
8. La saldatura dei materiali non ferrosi
9. Preparazione dei lembi
10. 3URFHVVRGLVDOGDWXUDDOODÀDPPDRVVLDFHWLOHQLFD
11. Arco elettrico e generatori di saldatura
12. Saldatura manuale ad arco con elettrodi rivestiti
13. *HQHUDOLWjVXLSURFHVVLGLVDOGDWXUDDGDUFRVRPPHUVRHÀORFRQWLQXR
14. Processo di saldatura ad arco sommerso
15. 3URFHVVRGLVDOGDWXUDDÀORFRQWLQXRFRQHVHQ]DSURWH]LRQHGLJDV
16. Processo di saldatura ad elettrodo infusibile in protezione di gas inerte
17. saldatura ad energia concentrata: arco plasma, fascio elettronico e laser
18. Saldatura elettrica a resistenza
19. Altri processi di saldatura
20. Taglio termico dei metalli
21. Brasatura forte
22. Controllo del processo di fabbricazione mediante saldatura
Appendice A. Saldatura delle ghise.
2010, 514 pagine, Codice: 101002, € 100,00
Soci IIS - Membri IIS Club € 80,00
International Institute of Welding
L. Silva et al. - Non-destructive inspection of ITER PF jacket welds
Non-destructive
inspection of ITER PF
jacket welds (°)
L. Silva *
P. Barros **
R. M. Miranda **
L. Coutinho ***
1. Introduction
The jacket of the ITER PF Conductor
is made up of modified stainless steel
316L jacket sections with minimum
length of 6 m which are butt-welded
together for almost 900 m [1].
The seamless tubes are produced by
extrusion and drawing. The jacket
assembly is leak tight to helium and
able to sustain pressure rise in case of
a quench [2].
2. Material
Figure 1 presents the cross-section
of the “round-in-square” jacket for
PF conductor. The jacket sections are
assembled by butt welding, using Gas
Tungsten Arc Welding (GTAW).
(°) Doc. IIW-2046, Recommended for Publication
by Commission V “Quality Control and Quality
Assurance of Welded Products.”
* ISQ – Instituto de Soldadura e Qualidade,
Porto Salvo, and FCT-UNL, Faculty of Sciences and Technology, Universidade Nova de
Lisboa, Monte da Caparica (Portugal).
** FCT-UNL, Faculty of Sciences and Technology - Mechanical and Industrial Engineer
Department.
*** IST-UTL, Instituto Superior Técnico, Universidade – Secção de Tecnologia Mecânica,
Lisboa (Portugal).
Summary / 6RPPDULR
The magnet system for ITER consists of 18 toroidal Àeld (TF) coils, a central solenoid
(CS), 6 poloidal Àeld (PF) coils and 18 correction coils (CC). The PF coils are comple[
in design with a geometry jacket so-called “round-in-square”. R&D studies have been
developed to evaluate the suitability of several non-destructive testing methods to be
implemented on this jacket during the manufacturing stage as a quality assurance
method. Until now none of the techniques applied had a 100% capability of detection.
This paper presents the results of a study where three radiographic techniques were
tested on samples of the jacket and these were: Industrial Radiography, Computed Radiography and Computed Tomography. The combination of the different radiographic
techniques proved to be efÀcient as no other technique had been before.
/DFRQÀJXUD]LRQHPDJQHWLFDGL,7(5FRQVLVWHLQFDPSLWRURLGDOL7)SURGRWWL
GD ERELQH XQ VROHQRLGH FHQWUDOH &6 FDPSL SRORLGDOL 3) H ERELQH GL
FRUUH]LRQH&&/HERELQH3)KDQQRXQGHVLJQFRPSOHVVRFDUDWWHUL]]DWRGD
XQDJXDLQDODFXLIRUPDqGHWWDÚRXQGLQVTXDUHµ6RQRVWDWLHODERUDWLVWXGLSHU
YDOXWDUHO·HIÀFDFLDGLGLYHUVLFRQWUROOLQRQGLVWUXWWLYLGDHVHJXLUHVXTXHVWDJXDLQD
GXUDQWHODIDVHGLSURGX]LRQHFRPHPHWRGRSHUODJDUDQ]LDGHOODTXDOLWj
)LQRDGRJJLQHVVXQDGHOOHWHFQLFKHDSSOLFDWHKDDYXWRXQDFDSDFLWjGLULOHYD]LRQH
GHLGLIHWWLGHO4XHVWRDUWLFRORSUHVHQWDLULVXOWDWLGLXQRVWXGLRQHOTXDOH
VRQR VWDWH WHVWDWH WUH WHFQLFKH UDGLRJUDÀFKH VX FDPSLRQL GHOOD JXDLQD TXDOL
5DGLRJUDÀD,QGXVWULDOH&RPSXWHG5DGLRJUDSK\H7RPRJUDÀD&RPSXWHUL]]DWD
/DFRPELQD]LRQHGHOOHGLYHUVHWHFQLFKHUDGLRJUDÀFKHGLPRVWUDGLHVVHUHHIÀFDFH
FRPHQHVVXQ·DOWUDWHFQLFDSULPDG·RUD
Computers; Eddy current testing; Phased Array techniques; Process variants; TOFD
techniques; Ultrasonic testing; Radiography.
379
Table 1 – Chemical composition of the PF conductor jacket material [1]
Element [wt. %]
C
Si
Mn
P
S
Cr
Ni
Mo
Co
0RGLILHG/
Table 2 – Introduced flaws in the welds
Flaws
Length
Width
Depth
Thickness
1RWFK>1@
PP
PP
PP
RIWKHZDOO
1RWFK>1@
PP
PP
PP
RIWKHZDOO
1RWFK>1@
PP
PP
PP
RIWKHZDOO
1RWFK>1@
PP
PP
PP
RIWKHZDOO
1RWFK>1@
PP
PP
PP
RIWKHZDOO
Flaws
Diameter
Depth
Thickness
Position
+ROH>+@
PP
PP
RIWKHZDOO

+ROH>+@
PP
PP
RIWKHZDOO

3. NDT requirements for ITER
PF conductors
ITER organization defined that the
NDT supplier must establish and
qualify an appropriate Non-Destructive Examination procedure (NDE) to
detect surface and sub-surface defects
on each jacket section [2].
For the qualification and demonstration process of a non-destructive
method or technique it is necessary for
the production and the related mandatory tests of specimens to benchmark
examinations with machined defects.
For the demonstration, the samples
must have the following machined
defects:
Figure 1 – Geometry and dimensions of
“round-in-square” jacket for PF Conductor
380
r
semi-circular notches of 2 mm
length and 0.5 mm depth, aligned
along the section axis and perpendicular to it;
r a blind hole of 0.5 mm diameter
at a depth of 90% of the minimum
wall thickness.
In the case of ultrasonic test the final
acceptance level must be less than
Figure 2 – Jacket section with PF Conductor
[Courtesy: F4E]
50% of the signal level determined
from machined defects.
For the ITER organization, different
methods shall be applied to guarantee
the quality assurance of the jacketing.
These methods are: visual examination, dye penetrant test, radiographic
or ultrasonic examination.
3.1 Visual examination
The visual examination is carried out
inside and outside in all welded joints
between jacket sections. The required
acceptance criterion is full penetration with complete fusion of the base
material.
3.2 Dye penetrant test
After welding a dye penetrant test is
applied on butt-welds. A welded joint
is not acceptable if it exhibits any type
of linear indication or rounded isolated
indication larger than 1 mm or with 4
or more rounded indications in a line
separated by 1.5 mm maximum.
3.3 Radiographic or ultrasonic
examination of butt-welds
Radiographic or ultrasonic examinations must be applied. For both
methods, a data record in digital format is required. A reference specimen
with machined holes must be manufactured to demonstrate the sensitivity
of the selected examination method.
4. Previous R&D studies
The Japan Atomic Energy Agency
and European Union Domestic Agency involve research groups for NonDestructive Testing of this particular
geometry. All weld volume and base
material must be inspected according
to the NDT requirements previously
established by ITER organization.
Figure 2 presents a real cross-section of the jacket with the conductors
inside. Table 1 presents the chemical composition of the jacket material. With the purpose of studying
Figure 3 – Location of the introduced flaws
the detectability of each method and
technique, samples were prepared and
representative flaws were introduced
in the welds.
The artificial flaws were made by electric discharge machining.
Table 2 presents the dimensions for
each type of flaw reproduced and Figure 3 indicates its position in the jacket. The Japan Atomic Energy Agency
based on their existing inspection system has developed an Eddy Current
probe to study the applicability of the
Eddy Current Inspection (ET) and the
detectable flaw size in the base material. In the Eddy Current Inspection
system, JAEA used an ET probe for
outer and inner surface inspection with
a frequency of 120 kHz achieving a
penetration depth close to 1.5 mm.
For the welded joint, the applicability
of conventional ultrasonic inspection
(UT) and radiographic test (RT) have
been studied.
For UT inspection two techniques
were used: single probe angle beam
reflection technique and double probe
transmission technique, both using
a 5 MHz probe with a transducer
size of 5 × 5 mm and a refraction
angle of 45°. For the RT an X-ray
machine was used, with double wall
method for 0° and 45° positions.
The voltage ranged from 200 to
300 kV and the exposure times
from 2.5 to 20 min for the higher
thicknesses with high definition
films. The results of JAEA on RT
shows that flaws with a depth of 5%
thickness (5% t) positioned at 0° and
45° were not detected. The detection of flaws at a depth of 10% t was
shallow and at 2% t was not detected.
Conventional UT showed that its sensitivity is almost the same as that of
RT. The same difficulty was observed
to detect notches of 2 mm length.
In Europe, ENEA Casaccia studied
the applicability of ET inspection,
TOFD and X-rays. For the Eddy Current inspection of the outer surface, a
high resolution flexible TR (transmitreceive) probe with 64 elements from
ZETEC was used. This probe allows
defect detection in all directions.
The Eddy Current technique with
these characteristics limited the resolution to 1 mm diameter hole defect.
For inner surface a single element
rotating probe was used.
381
The applicability of UT due to “roundin-square” shape has shown that it
is not able to achieve the detection
requirements established by the ITER
organization. ENEA used different
techniques with single probes, creeping waves, phased array and TOFD.
The creeping waves technique has
the particularity to detect surface and
subsurface defects and oriented perpendicularly to the probe beam.
The application of creeping waves
alone has been shown to be insufficient for defects characterization and
revealed the need to be complemented
with other technique. PA shows unsuccessful application due to the thickness
change. The application of ET testing
presents good detection capabilities
for surface defects on both internal
and external surfaces, as creeping
waves, but is limited to a maximum
depth thickness, around up to 2 mm.
From all UT techniques studied by
ENEA, TOFD was the one which had
a detection rate of 90% of defects but
with limited reliability due to irregular
back wall echo. UT inspection carried
out by TOFD allowed good detection
of subsurface defects with accurate
location and sizing of these. However,
it did not guarantee 100% detection
because of surface roughness and the
deterioration of the TOFD signal when
inspecting the welded zones [3].
5. ISQ R&D studies
Based on the previous R&D studies,
X-ray seems to have additional advantages over competitive techniques for
welding inspection.
Thus, in the present study radiographic
tests were privileged.
The tests performed at ISQ were: Conventional Radiography with high sensitivity film, Computed Radiography
and Computed Tomography. Figure 4
and Figure 5 show the machined flaws
manufactured in the jacket samples.
5.1 Conventional radiography – RT
Figure 4 – Images of the notches introduced in the testing samples
382
For the conventional RT a portable
X-Ray device was used, a Smart
Figure 5 – Holes with 0.5 mm diameter and
depth of 90% of thickness introduced at 0º
and 90º position
Figure 6 – Scheme of the different expsures
for Conventional RT and Computed Radiography
Table 3 - Parameters used for conventional RT
Method
'RXEOHZDOO'RXEOHILOP
'RXEOHZDOO'RXEOHILOP
6LQJOHZDOO'RXEOHILOP
'RXEOHZDOO6LQJOHILOP
6LQJOHZDOO6LQJOHILOP
Position
[degrees]
Andrex 300Hp from YXLON which
can achieve a voltage of 300 kV, a tube
current of 3.0 mA, with a focal point
of 3.0 mm and a penetration capability
of 65 mm on steel.
To detect the above-mentioned defects,
a detailed study was carried out on the
type of films and its position in order
to identify the best method to be used.
Table 3 presents a summary of the
parameters tested.
The selection of films as D3 from
GE and R2 from Foma NDT System,
allowed to obtain a very high contrast,
a very high detail and perceptibility
and an excellent sharpness, suitable
for radiography in this type of material. The D3 is an ultra fine grain film
Film
''
''
'
D2
D2
Exposure
time
PLQ
PLQ
PLQ
PLQV
PLQV
Voltage
and R2 is an extremely fine grain film
with low sensitivity and low speed.
These types of films are ideal for
exposures requiring the finest possible
detail rendering and detection of critical small-sized defects.
Figure 6 shows the different configurations used for the Conventional
Radiography and Computed Radiography in order to have a higher probability of detection.
The number of exposures to cover
all the welded volume depends on
whether the examination will be done
from outside or inside the jacket.
Figure 7 presents images representative of some results regarding the conventional RT.
5.2 Computed Radiography – CR
For the application of Computed
Radiography or Digital Radiography
system, the same X-Ray generator was
used as in the conventional RT.
The main difference is the use of
reusable Storage Phosphor Image
Plates, which offers a convenient and
reliable way to replace the conventional films. When compared to conventional RT, the main advantage of
using the CR is the efficiency because
the scanning time is, usually, less than
the development of the traditional film
and the exposure time is drastically
reduced, typically 80% to 90% [4] less
than with conventional films.
Several developments were made
to improve the image quality of the
plates, which have a wide dynamic
range of 65000 grey levels (16 bit),
enabling the possibility of inspecting
multiple thickness in one shot.
The Digital Data can be stored on a
database which can be available online
and easy to access, allowing the analysis and sharing of the information for
long-term use.
383
Table 4 – Parameters used in CR
Method
Position
[degrees]
Type of
Film
Exposure
time
Voltage
'RXEOHZDOO
+',3[
PLQ
'RXEOHZDOO
,3[
PLQV
6LQJOHZDOO
+',3[
PLQ
6LQJOHZDOO
+',3[
PLQ
Figure 7 – Conventional radiographic images
Figure 8 – Digital radiographies of the introduced flaws
384
Figure 9 [Courtesy of YXLON]
This is a set of high importance advantages and benefits of a digital radiography system.
The use of a super sensitive digital
image plates (High Definition Image
Plates) enables the increasing of the
detection capabilities. More defects
and details can be identified and the
analysis is improved.
For the jacket inspection a High Definition Image Plate HD-IP10x24 from
Dürr was used to obtain a better image
quality.
For these image plates longer exposure time is needed when compared
with normal IP, but with high definition phosphor screens it is possible to
scan and achieve higher resolutions.
To scan the images a high definition
scanner from DÜRR HD-CR35 NDT
was used, as well as a workstation
with appropriate software, digitalizing at 25 μm and 12.5 μm of resolution
and the visualization was made in black
and white LCD monitor of 20.8’’ with
10 bits per pixel and 3 Mpx.
The digital radiographies obtained are
presented in Figure 8.
Due to their size, it is not possible to
visualize that the image quality indicators achieve the quality required by
the codes.
For the CR the exposure parameters
need to be adapted to the IP behaviour
which is different from traditional
films. Table 4 presents the parameters
tested with the Image Plates.
of information regarding the items
to be inspected occurs when radiographic images are made from different angles, to obtain a precise image
of the inner and outer geometry of an
object to be inspected.
For this, it is necessary to make X-ray
images at as many angles as possible,
preferably 360°.
A cross-sectional image - tomogram
(reconstruction) - is later computed by
mathematical models.
Figure 9 presents the basic set-up of
the Computed Tomography.
The CT system consists of an X-ray
source for beam generation, a manipulator to position the object to be
inspected, a detector to capture the
5.3 Computed Tomography – CT
The Computed Tomography is not
usually applied to non-destructive
welding inspection, mainly due to the
high costs of the system.
However, the CT shows a good
improvement on the sensitivity for
both volumetric and planar defects [5].
The Computed Tomography creates a
set of cross-sectional images (slices)
of three-dimensional objects using
X-rays. In conventional RT the object
is placed between the X-ray source
and the detector is reproduced in the
X-ray image on a two-dimensional
surface. The three-dimensional gain
Figure 10 - Sequence of images obtained in Computed Tomography testing
385
radioscopic image and a computer unit
for image generation (reconstruction),
image depiction and analysis.
The experimental studies have been
made to investigate the detectability
of CT. For the CT testing the equipment used was an YXLON. CT, with
450 kV, with a payload of 30 kg, a
maximum leak dose rate of 1.0 μSv/h.
The data acquisition was made by
slices with 0.2 mm spacing.
The results of Computed Tomography
are shown in Figure 10.
smallest notch revealed itself to be
the hardest defect to detect due to its
location. It is positioned in the corner
(position 45°), and hidden by hole
1 from the outside. Furthermore the
thickness here is higher. Computed
Tomography was the only technique
to attain the required detection level.
All defects were possible to detect.
This fast and high-resolution system
has shown the most suitable technique
up to date.
More steps for qualification and demonstration are needed, with validation
of testing parameters on mock-ups
with representative material structures,
containing other planar notches and
cylindrical holes.
Acknowledgements
6. Conclusions
The experimental investigations of
radiography applications carried out
to improve the detection of defects
located in the stainless steel specimen
showed that the corner areas of the PF
jacket are the most difficult to inspect.
In those areas there was a reduced
contrast due to higher thickness, and
consequently higher X-ray penetration
depth. Until this study, any individual
or integrated NDT system had accomplished a complete detection of all the
existing defects in testing samples.
Concerning the conventional RT, the
inspection was done with a D2 type
film, which has a higher sensitivity
and allowed the detection of notch N5,
the smallest and most difficult defect
to detect.
This notch was detected tough shallow.
The results of Computed Radiography
were very similar to conventional RT:
Notch 5 was clearly detectable with
the application of image filters.
One of the important advantages of
the computed radiography is its image
processing capabilities.
Through the application of image processing filters and/or the adjustment
of the image brightness and contrast
it is possible to enhance some features
of the defects, which are not visible in
traditional radiography, improving the
inspection efficiency. Notch 5 – the
386
The authors wish to acknowledge ITER Organization and Fusion for
Energy – F4E for all information and to YXLON International for all support with Computed Tomography.
About the authors
Ms. Liliana SILVA ([email protected]), Engineer and Ph.D. candidate is with
ISQ - Instituto de Soldadura e Qualidade, Porto Salvo, and with FCT-UNL,
Faculty of Sciences and Technology, Universidade Nova de Lisboa, Monte
da Caparica (Portugal). Mr. Pedro BARROS ([email protected]), Engineer,
is also with ISQ. Prof. Dr. Rosa Maria MIRANDA ([email protected])
is also with FCT-UNL, Faculty of Sciences and Technology - Mechanical and Industrial Engineer Department and Prof. Luísa COUTINHO
([email protected]) is with IST-UTL, Instituto Superior Técnico, Universidade – Secção de Tecnologia Mecânica, Lisboa (Portugal).
References
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
ITER Organization: ITER Technical Basis – Magnets, Plant Description Document, Chapter 2.1, G A0 FDR 1 01-07-13 R1.0.
Vostner A.: Jacket for PF Conductor, Fusion for Energy, Feb. 2009.
Vostner A., Vesprini R., Della Corte A.: NDT Requirements for
ITER PF Conductors, 24th March 2009, ITER Cadarache.
Herold F.: Image registration combining digital radiography and
computer-tomography image data, 17th World Conference on Nondestructive Testing, 25-28 Oct. 2008, Shanghai, China.
Redmer B., Robbel J., Ewert U., Vengrinovich V.: Mechanised weld
inspection by tomographic computer aided radiometry, Journal of
Nondestructive Testing, December 2002, vol. 7, no. 12, pp. 1-7.
IIS Didattica
Introduzione alle
leghe a memoria di forma
(Shape Memory Alloys, SMA)
ed alla loro saldatura*
1. Premessa
Come ben noto anche agli utilizzatori
non industriali, i metalli e le leghe da
essi derivati sono caratterizzati da proprietà meccaniche e fisiche come resistenza alla trazione, duttilità, conducibilità elettrica e termica. Nel caso delle
leghe a memoria di forma, a tali proprietà si possono aggiungere le qualità afferenti alla memoria della forma
precedentemente assunta, per le quali
esse presentano il cosiddetto effetto
memoria di forma. Di fatto, se queste
leghe sono deformate plasticamente ad
una determinata temperatura, possono
recuperare completamente la loro forma originale, una volta portate ad una
temperatura ad essa superiore. Quando
recuperano la loro forma precedente,
tali leghe osservano deformazioni in
funzione della temperatura, che rendono possibili variazioni della forma
dei metalli di interesse industriale, in
numerosi settori, aventi come unico attivatore la presenza di un determinato
apporto termico.
*
Redazione a cura della Divisione Formazione
dell’Istituto Italiano della Saldatura, Genova.
Le caratteristiche principali di prodotti
che possiedono questa proprietà sono
l’elevata resistenza durante il cambiamento di forma, deformazioni di
notevole entità a fronte di piccole variazioni di temperatura, applicazioni
industriali semplici, poiché non sono
necessari attrezzi o dispositivi speciali
per la loro lavorazione, la capacità di
assumere molte possibili forme e configurazioni, la facilità d’uso, dato che
è sufficiente un determinato apporto
di calore. A causa di queste proprietà,
le leghe a memoria di forma possono
fornire soluzioni funzionali, come ad
esempio raccordi per tubazioni idrauliche o pneumatiche.
Tali leghe sono inoltre state sfruttate
in sistemi di controllo meccanici ed
elettromeccanici per fornire, per esempio, una precisa risposta meccanica a
piccole variazioni della temperatura.
Leghe a memoria di forma sono anche
utilizzate in una vasta gamma di applicazioni mediche ed odontoiatriche
(ad esempio, per la terapia di fratture
scomposte).
2. Cenni storici
Le prime notizie relative alle SMA risalgono secondo alcuni al 1932, anno
in cui Ölander pubblicò uno studio relativo a campioni di lega Cu - Cd intitolato "Effetto simile alla gomma";
successivamente, nel 1938, Greninger
e Mooradian studiarono invece alcuni ottoni (Cu - Zn). Molti anni dopo
(1951), Chang e Read introdussero l’espressione “recupero della forma", lavorando a loro volta su leghe Cu – Cd.
Nel 1962, William J. Buehler e suoi
collaboratori, presso il Naval Ordnance Laboratory, scoprirono un effetto di
memoria forma in una lega di nickel e
titanio, che chiamarono NiTiNOL.
In realtà, lo scopo delle attività di
Buehler era trovare una lega con un
elevato punto di fusione e significative proprietà di resistenza ad urto per
il cono di missili della Marina Militare
statunitense denominati SUBROC. Tra
oltre sessanta combinazioni, Buehler
aveva selezionato dodici leghe per misurarne la resistenza agli urti; egli osservò che una lega di Ni - Ti sembrava
possedere la maggiore resistenza agli
urti, oltre a soddisfacenti proprietà di
elasticità, duttilità e resistenza a fatica.
Durante la proprie indagini, egli stese
un giorno alcune barre di NiTiNOL,
appena solidificate, su una tavola a
raffreddare: per curiosità, appena possibile, ne lasciò cadere una per terra
intenzionalmente, sentendo un suono
simile a quello prodotto da una campana. Successivamente, corse a raffreddare la barra calda con acqua fredda,
lasciando quindi cadere la barra sul pavimento una seconda volta, ottenendo
in questo caso un suono sordo, simile a
quello del piombo. Buehler sapeva che
una variazione della risposta acustica è
indice di un cambiamento nella microstruttura cristallina, che può essere attivata e disattivata dal semplice riscal-
387
Introduzione alle leghe a memoria di forma (Shape Memory Alloys, SMA) ed alla loro saldatura
damento e raffreddamento a temperatura ambiente, ma non sapeva ancora
che questo riassetto nella microstruttura avrebbe potuto portare ad ottenere l'effetto di memoria di forma. Nel
1960, Raymond Wiley si unì al gruppo
di ricerca di Buehler, lavorando sulle
indagini delle cause di rottura di vari metalli e leghe, occupandosi della
resistenza a flessione di fili in NiTiNOL. Durante un meeting, i partecipanti presenti all’incontro si passarono
di mano in mano un campione, sottoponendolo più volte a flessione, restando colpiti dal suo comportamento.
Uno di loro, David Muzzey, decise di
vedere come si sarebbe comportato a
fronte di un riscaldamento: egli era un
fumatore di pipa, per cui sottopose la
striscia compressa di NiTiNOL all’effetto della fiamma del suo accendino.
Con grande stupore di tutti, la striscia
riprese immediatamente una configurazione completamente distesa.
Quando Buehler ne ebbe notizia, comprese che l’accaduto doveva essere
correlato al comportamento acustico
che aveva osservato in precedenza.
Da quel momento, le leghe Ni - Ti ebbero crescente interesse per lo sviluppo di applicazioni basate su materiali a
memoria di una forma.
3. DeÀnizione delle leghe a
memoria di forma
Le leghe a memoria di forma sono una
tipologia particolare di leghe metalliche che possono recuperare deformazioni apparentemente permanenti una
volta riscaldate oltre una certa temperatura caratteristica. Le leghe a memoria di forma presentano due fasi stabili:
una fase, ad alta temperatura, di tipo
austenitico (dal nome del noto metallurgista inglese William Chandler
Austen, con reticolo cubico) ed una
fase stabile a bassa temperatura, denominata martensite (dal nome del metallurgista tedesco Martens Adolf, con
reticolo monoclino).
Caratteristica fondamentale di tutte le
leghe a memoria di forma è la presenza
di una trasformazione di fase martensitica che comporta il completo riassetto
della microstruttura. La trasformazione martensitica è associata ad una
deformazione anelastica del reticolo
cristallino, senza processi di tipo diffusivo. La trasformazione di fase scaturisce da una movimento simultaneo
e collettivo di atomi per distanze inferiori ai parametri reticolari: cristalli
di martensite possono svilupparsi a
velocità che si avvicinano a quella del
Figura 1 – Leghe a memoria di forma, rappresentazione schematica della matrice austenitica (a
sinistra), martensitica gemellata (al centro) e deformata (a destra)
Figura 2 – La cella cubica B2 (in grigio, a sinistra) della lega NiTi e la cella denominata B19’
(a destra)
388388 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012
suono nell’acciaio (fino a 1100 m/s).
Considerando anche che la trasformazione martensitica può verificarsi a
bassa temperatura, condizione che limita la mobilità atomica, ne deriva che
la trasformazione martensitica si realizza in assenza di diffusione atomica,
almeno nell’arco temporale caratteristico della trasformazione stessa.
L'assenza di diffusione rende la trasformazione di fase martensitica quasi
istantanea. Quando una lega a memoria di forma subisce una trasformazione martensitica, significa che si
trasforma dalla sua forma austenitica
(generalmente cubica, caratterizzata
da un notevole numero di piani di simmetria) ad una fase di bassa simmetria
martensitica (struttura monoclina fortemente gemellata, che presenta invece
un basso indice di simmetria).
Tecnicamente parlando, la fase caratteristica in presenza di temperature
elevate per il NiTiNOL (acromino di
Nichel Titanium Naval Ordinance Laboratory) è detta B2 mentre a bassa
temperatura è detta B19’: trascurando
la distinzione tra soluto e solvente, nella matrice, si osserva che la microstruttura cristallina B2 è semplicemente cubica a corpo centrato mentre la B19 ha
reticolo esagonale compatto. In questo
caso, data la distorsione causata nella
cella da due specie di atomi, la struttura è resa pressoché tetragonale: di fatto, si parla di reticolo tipo B19’ come
di una forma leggermente distorta del
tipo B19 (Fig. 2). Una caratteristica di
tutte le trasformazioni martensitiche è
che esiste un dato numero di direzioni
equivalenti di taglio attraverso il quale
la martensite si può nucleare partendo
dalla fase originaria, fatto che comporta la formazione di diverse varianti di
martensite all'interno della microstruttura così trasformata. Nella Figura 1
(fase martensitica gemellata) si possono vedere due tipologie di martensite cristallograficamente equivalenti,
create attraverso meccanismi di scorrimento tra diversi piani cristallini dalla fase originaria. Due scorrimenti tra
piani di segno opposto possono mantenere la forma macroscopica del cristallo precedente alla variazione.
Volendo approcciare la questione dal
punto di vista matematico ed associando al suddetto comportamento (isteresi
termoelastica) una legge di tipo sinusoidale, è possibile dimostrare che la
frazione relativa alla fase martensitica
attuale è data dalla relazione:
X = (Xo/2) * [cos (S(T −As)/(Af - As)) + 1]
Figura 3 – Schema della trasformazione reversibile tra martensite gemellata ed austenite
In fase di raffreddamento ed in assenza di sollecitazioni meccaniche,
il reticolo si trasforma da austenite in
martensite gemellata. Allo stesso modo, la martensite gemellata – in fase
di riscaldamento – presenta la trasformazione contraria, per cui la martensite gemellata si trasforma in austenite
(questo processo è schematizzato nella
Figura 3).
Più in dettaglio, ci sono quattro temperature critiche definite temperatura
di inizio trasformazione martensitica o
martensite start (Ms) che è la temperatura alla quale il materiale comincia
la trasformazione da austenite a martensite. In secondo luogo, è definita
la temperatura di fine trasformazione
martensitica (Mf), in cui la trasformazione suddetta è completa e la matrice
diventa completamente martensitica.
Analoghe temperature sono definite per la trasformazione contraria: la
Figura 4 - Ciclo di isteresi della trasformazione termoelastica reversibile tra martensite
ed austenite. (X indica la frazione relativa
alla fase martensitica, Xo e To le condizioni
iniziali del materiale)
temperatura di inizio trasformazione
austenite (As) è la temperatura alla
quale inizia la trasformazione inversa
e la temperatura di fine austenite (Af)
quella alla quale la trasformazione inversa è terminata ed il materiale è in
fase completamente austenitica.
Questo comportamento può essere
riassunto nel cosiddetto ciclo di isteresi, associato nella Figura 4 alla suddetta trasformazione martensitica, di tipo
termoelastico. L’intervallo di temperatura in cui si compie l'isteresi complessiva tra i percorsi di trasformazione
in un senso e nell’altro, nelle leghe a
memoria di forma, è complessivamente ridotto, tipicamente tra 10 e 50 °C.
Le trasformazioni termoelastiche di
tipo martensitico formano la base del
comportamento delle leghe a memoria
di forma e possono essere ripetute indefinitamente, a condizione di evitare
riscaldamenti ad elevata temperatura.
dove Xo è la frazione relativa alla fase
martensitica iniziale.
Dal punto di vista sperimentale si osserva che la tensione agente sulla microstruttura comporta una variazione
delle temperature di trasformazione
caratteristiche, come indicato qualitativamente nella Figura 5.
Quantitativamente, indicando con D e
E la pendenza delle curve che rappresentano la dipendenza funzionale tra le
grandezze suddette, assunte di eguale
valore, si osserva che le trasformazioni tendono ad avvenire a temperature
maggiori in presenza di una tensione
crescente, fatto che può essere valutato
quantitativamente per determinare la
correlazione tra la tensione applicata,
appunto, e le temperature critiche di
trasformazione, con opportuni modelli matematici. Rappresentando questo
effetto attraverso il ciclo di isteresi
termoelastico di cui alla Figura 4, si
osserverebbe una traslazione del ciclo
Figura 5 – Variazione qualitativa delle temperature di trasformazione caratteristiche in
funzione della tensione
Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 389389
Figura 8 - Aspetto micrografico mediante esame TEM di una struttura martensitica twinned (lega Ni – Ti, fase B19’)
Figura 6 - Correlazione tra resistività elettrica e temperature critiche di trasformazione
(leghe Au – Cd e Fe – Ni)
verso temperature maggiori, in corrispondenza ad una variazione proporzionale della tensione applicata.
Dal punto di vista sperimentale, può
essere utile osservare che le temperature critiche possono essere determinate
mediante la misurazione di specifiche
proprietà fisiche, come ad esempio la
resistività elettrica, considerata per il
caso della Figura 6, di seguito riportata, relativa alle leghe Au – Cd e Fe – Ni.
4. Tipologie di lega a memoria
di forma
4.1
Leghe a memoria di forma
ad una via (One Way Shape
Memory Alloys – OWSMA)
In termini macroscopici, nelle leghe a
memoria di forma ad una via il mate-
riale è in grado di “ricordare” soltanto
la forma che aveva durante la permanenza ad alta temperatura: dallo stato
martensitico deformato è possibile far
riacquistare alla lega la sua struttura austenitica, riscaldandola sopra la sua Af
con il ritorno alla forma iniziale (Fig.
7). Come accennato, applicando uno
sforzo di taglio in presenza di martensite termoelastica è possibile mettere
in moto il bordo dei geminati, ottenendo una variazione di forma netta con
un meccanismo chiamato detwinning.
La struttura martensitica che abbia
subito questo tipo di trasformazione è
detta, di conseguenza, detwinned.
Durante l’effetto memoria unidirezionale, si verificano cambiamenti microstrutturali: in particolare, quando si
Figura 7 – Leghe con memoria di forma ad una via (schema)
applica la sollecitazione alla martensite (detta, come vedremo, self - accomodated), questa struttura si deforma
attraverso successive modificazioni,
che comportano un cambiamento netto
della sua forma macroscopica.
Quando la lega viene scaricata questa
struttura rimane deformata, per cui ne
consegue una deformazione permanente apparente.
Se tale lega viene quindi riscaldata a
una temperatura superiore all’intervallo di trasformazione martensitica,
vengono ripristinati la microstruttura
originale della fase madre e la relativa
geometria macroscopica.
Se la lega viene nuovamente raffreddata a temperatura di fine trasformazione martensitica, una microstruttura
martensitica detta self – accomodated
si forma e la geometria originale precedente alla deformazione viene mantenuta, ottenendo così una memoria
di forma unidirezionale. La deformazione massima recuperabile attraverso
questo processo dipende dallo specifico sistema metallurgico: tipicamente, la deformazione longitudinale è
nell'intervallo da 1 a 7%, in alcuni casi
fino al 10%.
Le microstrutture martensitiche denominate twinned presentano un caratteristico aspetto metallografico, illustrato nella Figura 8, relativa ad una lega
Ni – Ti (fase B19’).
5. Leghe a memoria forma
commerciali
TABELLA 1 – Principali leghe a memoria di forma (fonte; ASM Handbook, Vol. 2)
Lega
Intervallo di
trasformazione
Composizione
chimica
Isteresi
°C
°F
¨ °C
¨ °F
Ag-Cd
44/49% Cd
-190 ÷ -50
-310 ÷ -60
§
§
Au-Cd
46.5/50% Cd
30 ÷ 100
¸
§
§
Cu-Al-Ni
$O
3/4.5% Ni
-140 ÷ 100
¸
§
§
3/4.5% Ni
Cu-Sn
§6Q
¸
-185 ÷ 85
Cu-Zn
38.5/41.5% Zn
-180 ÷ -10
¸
§
§
Cu-Zn-X
(X=Si, Sn, Al)
Una ridotta %
di X
¸
¸
§
§
In-Ti
7L
60 ÷ 100
¸
§
§
Ni-Al
36/38% Al
-180 ÷ 100
¸
§
§
Ni-Ti
49/51% Ni
-50 ÷ 110
¸
§
§
Fe-Pt
§3W
§
§
§
§
4.2
a due vie (Two Way Shape
Memory Alloys – TWSMA)
Nel caso di effetto memoria unidirezionale vi è una sola forma ricordata
dalla lega.
Questa può essere definita come la forma genitore (tipica della permanenza
a caldo).
In realtà, è possibile ottenere leghe a
memoria di forma in grado di ricordare la forma assunta sia a caldo che a
freddo, commutando tra una e l’altra,
per effetto di sole variazioni di temperatura ma non della sollecitazione
applicata.
Le leghe a memoria di forma a due
vie (dette anche a doppia memoria di
forma o ad effetto di memoria doppio)
passano da una forma (stabile) all’altra
quando vengono portate al di sopra o
al disotto della temperatura di transizione. Tale effetto di memoria di forma
è reversibile: tuttavia, non è una proprietà intrinseca del materiale ma è un
comportamento che il materiale deve
apprendere con appositi trattamenti
termomeccanici, ottenendo così un
materiale che cambia forma in funzione della temperatura.
Il trattamento termico che viene utilizzato prende il nome di ciclaggio termico forzato della martensite: il pezzo
viene deformato a temperatura inferiore ad Mf, quindi vincolato in modo che
non modifichi mai il suo stato deformato durante i successivi trattamenti
termici.
Il grosso limite dell’effetto di memoria di forma a due vie consiste nel fatto
che esiste un numero finito di cicli che
può compiere prima di tornare a comportarsi come una lega OWSMA, che
dipende dal trattamento di ciclaggio
termico forzato.
Inoltre, la percentuale di forma che
viene recuperata passando da austenite
a martensite è inversamente proporzionale al numero massimo di cicli massimi richiesti al materiale.
Un secondo è rappresentato dall’esistenza di una temperatura critica oltre
la quale la lega perde la sua caratteristica di effetto di memoria di forma a
due vie, vanificando così il trattamento
di ciclaggio termico forzato.
Malgrado l’elenco delle leghe che presentano effetto di memoria di forma
sia in continua espansione (si veda,
a titolo comunque non esaustivo, la
Tabella 1), solo due sistemi di leghe
hanno raggiunto ad oggi un significativo successo commerciale: essi sono il sistema Ni - Ti (nichel - titanio)
e le leghe base rame. Data la diversa
analisi chimica, le proprietà dei due
sistemi appaiono molto diverse: le leghe a memoria di forma Ni - Ti hanno
un maggiore campo di deformazione
(fino all’8%, rispetto al 4 ÷ 5% circa
delle leghe base rame), tendono ad
essere molto più stabili termicamente, presentano un'eccellente resistenza
alla corrosione e posseggono una duttilità molto più elevata. D'altra parte,
le leghe base rame sono molto meno
costose, presentano temperature di
attivazione più elevate (approssimativamente nel campo -200 ÷ 200 °C)
rispetto alle leghe Ni - Ti e sono a volte
l'unica soluzione per le applicazioni ad
alta temperatura (indicativamente sopra 100 °C). Sfortunatamente, queste
leghe base rame presentano normalmente bassa resistenza meccanica e
scarsa resistenza alla corrosione.
5.1
nichel - titanio
Le leghe tipo nichel - titanio hanno di
gran lunga i maggiori intervalli di deformazione tra le leghe a memoria di forma disponibili in commercio, (Tab. 2).
Intervalli in cui il comportamento è
completamente reversibile sino al 7%
sono facilmente ottenibili con queste
leghe. La temperatura a cui avviene il
cambiamento di fase associato con
l'effetto di memoria può variare da
-200 °C a 100 °C alterando il tenore
di nichel e titanio attorno alla proporzione bilanciata 50% e 50% (si osservi
come differenze di appena lo 0,1% nel
tenore di uno dei due elementi possano
cambiare la temperatura di trasformazione di 20 °C o più. Per questo motivo
la produzione e la lavorazione di leghe
Ni - Ti devono essere rigorosamente
controllati. La fabbricazione di leghe
TABELLA 2 – Principali proprietà fisiche delle leghe a memoria di forma Ni – Ti (fonte; ASM Handbook, Vol. 2)
Proprietà
Valore caratteristico
Temperatura di fusione °C (°F)
Densità, g/cm3 (lb/in.3)
5HVLVWLYLWjøFP
Conduttività termica, W/m °C (Btu/ft h °F)
Austenite
§
Martensite
§
Austenite
18 (10)
Martensite
8.5 (4.9)
Analoga agli acciai della serie AISI 300 o
alle leghe di titanio
Resistenza alla corrosione
Modulo di Young, GPa
(106 psi)
Modulo di Young, GPa
Resistenza a snervamento MPa (ksi)
Austenite
§§
Martensite
§§
Austenite
Martensite
Resistenza a rottura MPa (ksi)
895 (130)
Temperature di trasformazione, °C (°F)
¸¸
Calore latente di trasformazione, kJ/kg atom (cal/g atom)
Deformazione massima
Ni - Ti ricalca le procedure di fabbricazione convenzionali delle leghe di titanio: poiché il titanio forma facilmente
ossidi, carburi e nitruri, è essenziale
adottare processi di fusione sotto vuoto, che garantiscano una buona omogeneità della lega e permettano temperature di trasformazione controllate con
una tolleranza di 5 °C. Ne derivano,
8.5%
tuttavia, costi di fabbricazione piuttosto elevati. Il più grande vantaggio
delle leghe Ni - Ti rispetto ad altre leghe commerciali a memoria di forma è
l’eccellente resistenza alla corrosione.
Il biossido di titanio (TiO2) che passiva
la loro superficie conferisce loro una
resistenza alla corrosione paragonabile a quella di un acciaio inossidabile
grado 316L. La formazione di questa
pellicola avviene con modalità del tutto analoghe al caso del titanio puro; il
film è molto stabile e resistente a molte
forme di attacco potenzialmente corrosivo. La resistenza alla corrosione delle leghe Ni - Ti ha favorito studi sulla
loro bio-compatibilità e, di conseguenza, un numero significativo di applicazioni in ambito medicale. Ad oggi, si
è appurato mediante studi approfonditi
che la bio-compatibilità è eccellente:
gli organi ed i tessuti (Fig. 9) non evidenziano segni di contaminazione da
metalli (si ritiene che gli ossidi superficiali, ricchi di titanio, impediscano la
diffusione del nichel, potenzialmente
dannoso).
5.2
Figura 9 – Aspetto della superficie di un inserto di Ni – Ti prima dell’impianto e 17 mesi dopo
(non si osservano segni visibili di corrosione)
Leghe a memoria di forma base
rame
Le leghe rame - zinco (ottoni) sono
note per possedere una memoria di
forma, a partire dal 1930. Queste leghe
posseggono un tenore di rame compreso nell’intervallo 68 ÷ 80%, mentre la
TABELLA 3 – Principali proprietà fisiche delle leghe a memoria di forma base rame (fonte; ASM Handbook, Vol. 2)
Valore caratteristico
Proprietà
Cu-Zn-Al
Cu-Al-Ni
Temperatura di fusione, °C (°F)
Densità, g/cm (lb/in. )
5HVLVWLYLWjøFP
11-13
Conduttività termica, W/m °C (Btu/ft h °F)
Capacità termica, J/kg °C (Btu/lb °F)
400 (0.096)
Modulo di Young,
GPa
E-phase
D
Martensite
D
80 (11.6)
Resistenza a
snervamento MPa
(ksi)
E-phase
350 (51)
400 (58)
Martensite
80 (11.5)
130 (19)
Resistenza a rottura MPa (ksi)
Temperature di trasformazione, °C (°F)
,QWHUYDOORGWHPSHUDWXUHGLLVWHUHVL¨&¨)
Deformazione massima, %
4
4
3
restante parte è costituita da zinco ed alluminio, in varie proporzioni, (Tab. 3).
A temperature elevate la struttura martensitica tende a diventare instabile e
la temperatura superiore caratteristica
della trasformazione è di circa 150 °C.
Tali leghe hanno una deformazione
massima recuperabile di circa il 5%.
Le leghe a memoria di forma base rame hanno il vantaggio di essere fabbricate da materie prime relativamente economiche, adottando processi metallurgici convenzionali come la fusione
per induzione. Azoto o altri gas inerti
devono essere utilizzati per realizzare
una protezione inerte durante la colata e per prevenire l'evaporazione dello
zinco. Un handicap, d’altro canto, è la
stabilizzazione della fase martensitica
a seguito di invecchiamento, a temperatura ambiente.
Ciò provoca un aumento della temperatura di trasformazione, nel corso del
tempo. In genere, piccole quantità di
boro, cerio, cobalto, ferro, titanio, zirconio e vanadio (meno dell'1%) sono
aggiunte per controllare la dimensione
del grano a valori di circa 50 ÷ 100 Pm.
Senza l'aggiunta di affinanti del grano,
3
le dimensioni medie di quest’ultimo
possono salire anche a valori attorno al
millimetro, con conseguente, notevole
fragilità. D’altra parte, ogni variazione
dell’analisi chimica deve essere attentamente controllata, per non alterare
in modo significativo le caratteristiche
funzionalità di queste leghe.
6. Applicazioni
Le leghe a memoria di forma sono
ormai presenti nei campi più diversificati: giunti per sistemi di tubazione
idraulici per aerei, dispositivi di fissaggio dei circuiti stampati, interruttori elettrici in dispositivi di sicurezza,
sensori e/o attuatori, senza trascurare
le applicazioni in campo biomedicale,
gli impianti dentali ed ortopedici, la
strumentazione biomedicale.
Nel campo idraulico, si fabbricano anelli, studiati per essere applicati nei
campi più svariati, che vengono applicati sui pezzi che devono essere uniti
e poi riscaldati. Tipicamente si ha un
inizio di trasformazione, quindi di diminuzione del diametro, a circa 50 °C.
Allo stesso modo, l'uso di attuatori in
leghe a memoria di forma è sempre
stato ritenuto il mercato più potenzialmente interessante. Una molla a
memoria di forma può essere attuata
termicamente o elettricamente (riscaldamento per effetto Joule), consentendo l'azionamento di un dispositivo.
Gli attuatori elettrici hanno un grande
potenziale nelle applicazioni in robotica, come ad esempio nella mano artificiale. Nel campo medicale, un esempio oramai tipico è rappresentato dai
filtri per vene: come noto, gli emboli
sono grumi di sangue o piccoli residui
di interventi chirurgici, i quali possono portare conseguenze gravissime, se
raggiungono il cervello. Un modo per
evitare che queste particelle raggiungano il cervello e’ usare appositi filtri
detti filtri transvenerei (Fig. 10), che
vengono guidati nelle vene, per poi
assumere la forma finale a seguito del
riscaldamento.
Fin dagli anni ‘70 le leghe a memoria
di forma sono inoltre utilizzate per favorire la giunzione degli arti rotti.
Si realizzano delle apposite graffette
che vengono deformate a 0 °C e successivamente impiantate: la tempe-
Figura 10 – Filtro transvenereo
ratura corporea (con eventuale aiuto
fornito da un bagno salino) fa sì che la
graffetta riacquisti la sua forma iniziale, forzando le due estremità a unirsi:
la presenza dello sforzo di compressione fa si che non si abbia una eccessiva
ricrescita ossea ed il tempo per la saldatura risulta minore. Restando in ambito medicale, l’occlusione di piccoli
canali presenti nei polmoni, può essere
un fatto molto negativo per la respirazione di una persona: nel 1994 è stato
realizzato un nuovo tipo di catetere in
lega a memoria di forma, utile per allargare le vie respiratorie.
Viene lavorata una lamina di NiTiNOL
dello spessore di 0.8 mm (larghezza
1.8 mm) in modo da ottenere una spirale del diametro di 7.2 mm e lunga 3.3
mm a temperatura corporea (austenite), ma che si riduce in diametro
a 2.2 mm quando viene portata a
4 ÷ 6 ºC: in questo modo si può inserire facilmente il catetere, riscaldarlo
per farlo espandere e successivamente
toglierlo usando un sistema di raffreddamento. L’applicazione in ortodonzia
delle leghe a memoria di forma e’ stato
il primo uso che ne ha fatto conosce-
re meglio le potenzialità. Sicuramente
l’applicazione più nota è stata sfruttare
la superelasticità delle SMA per ottenere apparecchi dentali. L’uso di una
lega dotata di superelasticità e’ necessario, in quanto deve poter disporre di
un ampio campo di deformazione e la
possibilità di avere uno sforzo costante
applicato alla dentatura nel tempo.
Infatti, la dentatura non rimane ferma
ma si adatta allo sforzo applicato: l’uso di SMA e’ molto utile in quanto non
si necessita di sistemi regolabili mediante viti. Un’applicazione sviluppata
alla fine degli anni ‘80 in Giappone fa
uso di una SMA per sostituire i denti
persi: vengono inseriti nella mandibola
degli impianti (Fig. 11a) e quando si
porta il sistema ad una T maggiore di
42 °C, si consente agli angoli alla base
di aggrapparsi perfettamente all’osso.
Un ulteriore campo di applicazione é
quello che riguarda la sostituzione di
parte della dentatura: normalmente si
fa uso di opportuni espandenti o ponti a vite, i quali però presentano l’inconveniente di durare poco e di essere
visibili. Ecco quindi la necessità di
realizzare questi componenti con una
dimensione inferiore a quella dei den-
Figura 12 – Occhiali realizzati con leghe a
memoria di forma
Figura 11 a (sinistra) e b (destra) – Impianti ossei per ortodonzia
ti, realizzando una prima parte in normale porcellana (che rappresenterà la
dentatura esterna) mentre una seconda
parte è realizzata appunto con leghe a
memoria di forma SMA e fissata alla mandibola dalla parte non visibile
(Fig. 11b). Con opportune variazioni
della temperatura è inoltre possibile rimuovere facilmente il ponte. Lo
stesso campo dell’ottica è da tempo un
buon utilizzatore di queste leghe: per
questa applicazione viene sfruttata la
superelasticità delle leghe a memoria
di forma; in questo modo è possibile
realizzare montature per occhiali particolarmente leggere e con eccezionali
caratteristiche di resistenza alla deformazione le quali, nel contempo, risultano particolarmente confortevoli da
indossare (Fig. 12).
7. Linee guida per la giunzione
delle leghe a memoria di forma
I processi di giunzione caratterizzati
da una significativa esperienza applicativa sono la saldatura ad arco, la saldatura ad energia concentrata, la brasatura, l’incollaggio ed altri processi
come la saldatura ad attrito (frizione),
a resistenza, ad esplosione e per diffusione atomica.
La saldatura di SMA mediante processi ad arco o processi di saldatura ad energia concentrata appare tecnicamente possibile, ma tende a produrre giunzioni fragili, il cui comportamento può
essere migliorato mediante trattamenti
di distensione, i quali tuttavia tendono
a peggiorare l’effetto di memoria della
forma a causa delle temperature necessarie. In ogni caso, la saldatura deve
anche essere effettuata con protezione di gas inerti per evitare l’eccessiva
ossidazione. La saldatura può inoltre
causare una modificazione delle temperature di trasformazione di fase del
materiale base, che possono ridurne il
campo di applicazione.
L’esecuzione di cicli di apprendimento dopo saldatura (chiamati in questo
modo in quanto necessari alla lega ad
assumere la forma desiderata in condizioni di servizio) può aumentare l'effetto memoria di forma rispetto allo
stato come saldato ed il comportamen-
to superelastico.
La saldatura laser tende a generare
giunti caratterizzati da ridotte sezioni
trasversali e può pertanto essere preferibile alla saldatura ad arco, rispetto alla quale genera microstrutture più fini
e minori livelli di tensioni residue dopo
saldatura. La saldatura delle SMA ad
altri metalli può essere problematica, a
causa della possibilità di formazione di
composti intermetallici, i quali tendono ad avere un comportamento molto
fragile. In tali casi, potrebbe essere utile utilizzare consumabili atti a prevenire tale fenomeno ma ad oggi non sono disponibili riferimenti, al riguardo,
seppure tali informazioni sarebbero di
grande interesse per aumentare le possibilità di giunzione delle leghe SMA
ad altre leghe o metalli, (Figg. 13-14).
Sono stati studiati diversi processi di
brasatura, compresi quelli con forni a
raggi infrarossi, laser ed a microonde.
Il vantaggio principale della brasatura
è che i metalli di base non arrivano a
fusione e che vi sono numerosi consumabili per brasatura disponibili in
commercio, principalmente basati sul
sistema Ag-Cu, (Fig. 15).
Come nel caso della saldatura, una
certa riduzione delle caratteristiche
rispetto al materiale base deve essere
previsto, anche per la probabile formazione di composti intermetallici all'interfaccia tra il metallo di base e lega
brasante, fenomeno che consente di
Figura 13 – Un caso di criccabilità nella
zona di transizione nella saldatura di leghe
SMA tipo Ni – Ti ad acciaio inossidabile austenitico
Figura 14 – Microstruttura del giunto tra una lega Ni – Ti ed un acciaio tipo AISI 304
ottenere una resistenza meccanica significativa, ma può anche comportare
problemi, dovuti alla natura fragile di
numerose di queste fasi. La fase XTi2
(dove X indica Cu, Ni e/o Ag) è considerata molto fragile. In generale, la
brasatura di SMA ad altri metalli favorisce fenomeni di interdiffusione complessi attraverso la linea di fusione.
L'uso di un’opportuna imburratura può
essere una buona scelta per impedire la
diffusione eccessiva e per assorbire le
deformazioni di natura termica.
Come accade nella saldatura, la brasatura dolce delle leghe nichel - titanio
può essere problematica per effetto
della formazione di ossido. Pur essendo complessa, può essere affrontata
con consumabili base SnAg oppure
AuSn ed un flusso aggressivo.
In alternativa, una placcatura con nichel oppure oro prima della brasatura
dolce può favorire la realizzazione di
brasature adeguate. La temperatura di
fusione di questi consumabili è ovviamente bassa, indicativamente tra 200 e
300 °C.
La brasatura per diffusione atomica
utilizza eutettici bassofondenti ed il
processo prevede l’impiego di un ciclo
di temperatura e di pressione. L’eutettico necessario è ottenuto utilizzando
interstrati che contribuiscono alla formazione della fase eutettica a bassa
fusione. Sono documentati recuperi
della forma fino al 91% dei valori del
materiale base.
La saldatura ad attrito, sia essa la tec-
Figura 15 – Immagine micrografica di un
giunto brasato tra leghe tipo NiTi
nica convenzionale che per Friction
Stir, è stata sperimentata in vari programmi sperimentali.
Si tratta di processi allo stato solido,
ma la deformazione caratteristica che
si realizza in prossimità della saldatura può causare la degradazione delle
proprietà di superelasticità memoria di
forma e modificare le temperature di
trasformazione di fase.
La saldatura per resistenza è stata a sua
volta testata nelle prime fasi di sviluppo delle SMA: per quanto il metodo
abbia dato risultati promettenti durante
prove di resistenza a trazione, ad oggi
non è stato ancora pienamente esplorato. Il processo ad esplosione è stato
applicato nella produzione di laminati
NiTi - NiTi.
La tecnica è applicabile anche nella
saldatura o placcatura di leghe tipo NiTi ad altri metalli o leghe, anche se vanno considerate alcune limitazioni nelle
prestazioni rispetto al materiale base.
Le leghe a memoria di forma possono
essere unite mediante incollaggio, ma
è spesso necessario il pre-trattamento
della superficie per aumentare l'area
effettiva di incollaggio.
Adesivi come cianoacrilati, resine epossidiche, ecc., possono essere utilizzati, conoscendone la suscettibilità alla
degradazione, in differenti condizioni
di servizio.
In sintesi, ad oggi è stata applicata una
grande varietà di processi di giunzione
alle leghe a memoria di forma.
Tuttavia, in qualche modo, vi è ancora
una certa carenza di studi sistematici
che analizzino gli effetti dei parametri
dei processi: c'è ancora quindi molta
strada da fare per affinare il processo
di ottimizzazione delle prestazioni negli anni a venire.
Va notato infine che, sebbene abbia
luogo una certa degradazione delle proprietà per effetto termico nella
maggior parte dei processi di giunzio-
ne, questo deterioramento si verifica in
genere in forma localizzata. L’effetto
delle variazioni locali di resistenza e
duttilità nei confronti delle prestazioni
di un componente non è chiara e vi è
talvolta la necessità di modellazione
agli elementi finiti per simularne l'impatto sull'integrità del dettaglio strutturale. Inoltre, con materiali fragili o in
presenza di composti fragili in forma
localizzata, è stata osservata la formazione di microcricche in prossimità
della zona fusa, specialmente quando
si collegano leghe tipo Ni - Ti ad altri
materiali.
Il significato di tali microcricche dovrebbe essere valutato, quando necessario, mediante approcci tipici della
meccanica della frattura. Alcuni studi
al riguardo sono stati effettuati (Chen
et al., 2005; Daymond et al., 2007;
Wang, 2007; Maletta et al., 2009), ma
l'argomento merita in futuro una maggiore attenzione.
BibliograÀa
[1] Odd M. Akselsen, Joining of shape memory alloys, SINTEF Materials and Chemistry.
[2] Darjan Cimpriþ, Shape memory alloys, Univerza v Ljubljani Fakulteta za Matematiko in Fiziko Oddelek za
Fiziko.
[3] Alan R. Pelton, PHD and Roy K. Greenberg, MD, Carotid Stents and Embolic Protection Devices, Mechanisms
of failure and current requirements for preclinical analyses.
[4] Prof. Diego Colombo e Ing. Marco Brugnara, Corso di metallurgia dei metalli non ferrosi, Teoria ed applicazioni
delle leghe a memoria di forma, Università degli Studi di Trento.
[5] Ludovica Rovatti, Leghe a memoria di forma e principali applicazioni, Università degli Studi di Roma
“Tor Vergata”.
396
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Scienza
e
Tecnica
Proprietà del nuovo acciaio inossidabile duplex LDX 2404® (*)
Il nuovo duplex grado LDX 2404 ®
(EN 1.4662, UNS S82441) ha un insieme di proprietà progettato per colmare il divario tra gli esistenti gradi
2304 e 2205. La maggiore resistenza
meccanica rispetto agli altri gradi austeno-ferritici, in particolare per coil
laminati a caldo, è un apprezzabile
vantaggio in termini di diminuzione
dello spessore di parete, ad esempio
per la fabbricazione di serbatoi di
stoccaggio, con riduzione di peso e dei
costi. In questo articolo le proprietà
del nuovo acciaio duplex LDX 2404®
vengono confrontate con quelle dei
gradi 316L e 2205 e descritte mediante esempi di applicazione per meglio
illustrarne i vantaggi ottenibili.
In particolare, la resistenza alla corrosione localizzata è illustrata mediante
test secondo ASTM G 48 (vaiolatura e
corrosione interstiziale in cloruro ferrico), ASTM G 150 (test elettrochimico
in NaCl), ASTM G 36 (tensocorrosione in MgCl2) e ASTM G 123 (SCC in
NaCl) per una gamma di prodotti.
Vaiolatura e corrosione interstiziale
sono particolarmente rilevanti sia nel
caso degli scambiatori di calore che di
sistemi di tubazioni per acqua potabile
o raffreddamento ad acqua, per cui sono presentati di seguito i risultati sulle
prestazioni a lungo termine mediante
prove condotte in acqua clorurata.
La corrosione in ambienti acidi è critica per l'immagazzinamento e trasporto di specifici prodotti chimici, tra cui
l'acido solforico e fosforico sono alcuni tra i più importanti. E’ stata condotta una valutazione principalmente
(*)
in termini di temperature critiche di
corrosione, valutate secondo il metodo
MTI-1 (ASTM G 157) come la più bassa temperatura a cui la velocità di corrosione estrapolata superi 0.127 mm/
anno. La resistenza alla corrosione atmosferica è importante inoltre in ogni
uso strutturale ed architettonico degli
acciai inossidabili: i risultati mostrano una forte differenziazione tra i gradi dopo tempi di esposizione “on site”
inferiori a un anno. Infine, considerando l’importanza della saldabilità,
va osservato che il grado LDX 2404®,
con il suo ridotto contenuto in lega, è
meno soggetto a precipitazioni di fasi intermetalliche rispetto al 2205 e
mostra anche ottime caratteristiche di
austenitizzazione, rendendo possibile
la saldatura autogena in specifiche applicazioni. Sono riportati esempi delle
proprietà di giunti saldati eseguiti con
Traduzione dell’articolo “Properties of the new duplex grade LDX 2404®”, di
C. Canderyd, R. Pettersson, M. Johansson - Outokumpu Stainless AB,
pubblicato in “Proceedings of the Stainless Steel World Conference & Expo
2011, November 29th – December 1st, 2011, Maastricht, The Netherlands
© KCI Publishing, 2011”. Traduzione a cura del Responsabile Divisione
Formazione IIS, Ing. M. Murgia.
vari processi, tra cui TIG, MMA, MAG,
FCAW, utilizzando come consumabile il
grado 2209.
1. Introduzione
Gli acciai inossidabili duplex possiedono un'interessante combinazione di
proprietà meccaniche e resistenza alla
corrosione. Questi vantaggi sono in
larga misura dovuti alla microstruttura austeno-ferritica, che conferisce una resistenza superiore rispetto
ai gradi monofasici e fornisce anche
una superiore resistenza a tensocorrosione. Il più basso tenore di nichel
rispetto ai corrispondenti acciai austenitici conferisce inoltre loro una
buona stabilità dei prezzi, nei periodi
di volatilità sui mercati del prezzo del
nichel. L’acciaio inossidabile duplex
più largamente usato è il grado 2205
399
Scienza e Tecnica
TABELLA 1 – Analisi chimica e valori di PRE dei gradi analizzati
EN
ASTM / UNS
GRADO
Cr
Ni
Mo
N
Altro
PRE*
1.4662
S82441
LDX 2404®
24
3.6
1.6
0.27
3 Mn
33
1.4462
S32205
2205
22
5.7
3.1
0.17
–
35
1.4404
316L
4404
17.2
10.1
2.1
–
–
24
1.4432
316L
4432
16.9
10.7
2.6
–
–
26
* PRE = Cr + 3.3Mo + 16N
TABELLA 2 – Proprietà meccaniche a temperature ambiente secondo EN 10088.
(P = Hot rolled plate, H = Hot rolled coil, C = cold rolled plate and sheet)
Grado
Rp0.2 [MPa]
Rm [MPa]
A5 [%]
480
680
25
2205
Rp0.2 [MPa]
Rm [MPa]
A5 [%]
4404/4432
Rp0.2 [MPa]
Rm [MPa]
A5 [%]
LDX 2404®1
1
2
P
550
750
25
550
750
25/202
460
640
25
460 700 25
500
700
20
220
520
45
220
530/550
40
240
530/550
40
riore al tipo 2205 e, al tempo stesso,
una resistenza alla corrosione significativamente superiore al 316L.
Queste due considerazioni sono illustrate nella Tabella 1, che svolge il
confronto tra i gradi suddetti in termini di analisi chimica e resistenza equivalente al pitting (PRE).
2. Risultati sperimentali, loro
analisi
2.1 Proprietà meccaniche
Le proprietà tensili del grado LDX 2404®
sono riportate nella Tabella 2, da cui si
osserva che snervamento (Rp0.2) e resistenza a rottura (Rm) sono superiori a
quelli del grado 2205, in particolare
nella gamma intermedia di spessori che corrisponde a coil laminati a
caldo. L'allungamento a rottura (A5)
viene mantenuto almeno al livello del
grado 2205. I principali vantaggi del
grado LDX 2404® sono evidenti se confrontati con gli austenitici, che hanno
meno della metà della sua resistenza
a trazione, anche se abbinata ad una
maggiore duttilità. I valori minimi del-
Grado
C
Valori secondo AM641
A80 per spessori inferiori a 3 mm
(EN 1.4462, UNS S32205), che è ormai sul mercato da molti anni. Esso
è stato seguito da sviluppi sia verso
gradi meno legati, come esemplificato
dai tipi 2304 e LDX 2101® che verso
i cosiddetti superduplex, tra i quali il
più noto è il grado 2507, per servizio
acqua mare. Tuttavia, un vasto numero di applicazioni degli acciai inossidabili non richiede nessuno di questi
due estremi, ma si concentra invece
intorno all’ormai consolidato e multiuso grado 316L (EN 1.4404 oppure
1.4432), con l'ulteriore vantaggio della maggiore resistenza meccanica propria della struttura austeno-ferritica
per conseguire leggerezza. Ad oggi,
la risposta trovata nell’ambito degli
austeno-ferritici ha spesso portato ad
usare il grado 2205, ma questa scelta potrebbe apparire ridondante, se le
specifiche in termini di resistenza alla corrosione sono confrontabili con
il campo di impiego del grado 316L.
Queste esigenze hanno portato allo
sviluppo del nuovo duplex LDX 2404®
(EN 1.4662, UNS S82441). Esso è in
grado di fornire una resistenza supe400
H
TABELLA 3 – Valori minimi di resilienza, in
direzione trasversale, secondo EN 10028
20 ºC
-40 °C
60
40
2205
60
40
4404/4436
60
602
LDX 2404
1
2
®1
Valori secondo AM641
Valori relativi alla fase austenitica, a
-196 °C
la resilienza a temperatura ambiente
ed a -40 °C sono riportati nella Tabella 3. Gli stessi valori minimi vengono
applicati al grado LDX 2404® come
alla maggior parte dei gradi duplex,
tra cui il 2205.
2.2 Esempi di utilizzo della
resistenza meccanica
Una tipica applicazione degli acciai
inossidabili sono i serbatoi di stoccaggio: per quelli di maggiori dimensioni è spesso possibile ridurre lo
spessore di parete, quindi diminuire i
costi, selezionando un duplex invece
di un austenitico. Per i serbatoi più
piccoli, lo spessore minimo è utilizzato in tutta la vasca e per rendere tali
risparmi di peso effettivi, il serbatoio
deve avere o un grande diametro o una
grande altezza. Il calcolo del risparmio di peso è stato effettuato, come
esempio, considerando un serbatoio
di stoccaggio cilindrico con 25 m di
diametro e 20 m di altezza, temperatura di progetto temperatura ambiente e come pressione di progetto quella idrostatica relativa al contenuto.
Il fattore di saldatura viene impostato a 1,0 in accordo ad EN 14015,
con uno spessore minimo di parete di
5 mm, in accordo a EN 14015.
Considerando come larghezza delle
lamiere 2 m, occorrono dieci lamiere
Scienza e Tecnica
per arrivare all'altezza di 20 metri.
Per il contenuto viene assunta una
densità di 1000 kg/m3. Gli spessori
delle lamiere nella parte cilindrica
sono descritti nella Figura 1. Il grado
LDX 2404® consente spessori notevolmente inferiori, quindi pesi inferiori,
nella parte inferiore del serbatoio, dove la pressione idrostatica è maggiore,
rispetto al grado austenitico standard
4404. Il risparmio di peso è di circa
il 35% in questo specifico caso, in cui
il peso può essere ridotto dalle 124 t
per il grado 4404 ad 80 t per il grado LDX 2404®. Per questa particolare
applicazione si è visto che lo spessore
minimo costituisce un limite per il risparmio di peso possibile.
Figura 1 - Spessore e peso della parte cilindrica del serbatoio di stoccaggio calcolato
secondo norma EN 14015 (la sollecitazione di progetto calcolata secondo
EN 14015 è stata 147 MPa per il grado 4404
e 260 MPa - valore preliminare - per il grado LDX 2404®)
Figura 2 – Indice di formabilità (prova OSU) di vari gradi (valori riferiti all’acciaio 4301)
2.3 Formatura
Tutti i processi di formatura disponibili per gli acciai inossidabili possono
anche essere utilizzati per gli acciai
inossidabili duplex, ma grazie alla loro elevata resistenza allo snervamento,
rispetto agli acciai inossidabili austenitici, sono necessarie forze maggiori.
Un’altra differenza nella formatura
potrebbe essere una maggiore tendenza al ritorno elastico. La prova OSU
(acronimo di Ohio State University)
è un metodo utilizzato per stimare la
formabilità di un materiale prossimo
a condizioni di deformazione piana.
Vengono usati uno stampo ed un punzone per ottenere una deformazione ad
U in cui si verifica la frattura lungo lo
spessore della provetta; la prova è eseguita sia in direzione trasversale che
longitudinale rispetto alla direzione di
laminazione, quindi si calcola la media dei valori; uno schema della prova
è mostrato nella Figura 2. Valutando
la profondità di penetrazione del punzone, in corrispondenza della rottura,
Figura 3 – Valori caratteristici della CPT (°C, metodo ASTM G 48
metodo E, 6% FeCl3 + 1% HCl)
si può avere un indicatore della formabilità di acciai di gradi diversi.
Nella Figura 2 i dati sono normalizzati
con riferimento al valore caratteristico
del grado austenitico 4301, caratterizzato da buone proprietà di formabilità.
Come si osserva, i gradi duplex mostrano una formabilità generalmente inferiore rispetto agli austenitici standard,
ma il tipo LDX 2404® evidenzia prestazioni migliori rispetto al grado 2205.
2.4 Resistenza a pitting ed a corrosione interstiziale (crevice)
Esistono numerosi test standardizzati per la valutazione dei fenomeni di
corrosione localizzata in termini di
performance dei differenti gradi di acciaio in ambienti clorurati.
La temperatura critica di pitting (CPT)
e la temperatura critica di corrosione
interstiziale (CCT), sono state valutate con prove di immersione in cloruro
ferrico secondo ASTM G 48, metodi
E ed F [1]; i risultati presentati nelle
Figure 3 e 4 sono i valori medi di un
Figura 4 – Valori caratteristici della CCT (°C, metodo ASTM G 48
metodo F, 6% FeCl3 + 1% HCl)
401
Scienza e Tecnica
opportuno numero di campioni.
I campioni sono stati immersi per 24
ore a temperatura costante; la temperatura critica è il valore più basso registrato in corrispondenza del quale si
registra vaiolatura sulla superficie del
laminato. Il grado LDX 2404® mostra
un valore di CPT leggermente inferiore rispetto al grado 2205, ma superiore
di 10 °C rispetto a quello del tipo 4432
(va notato che questo metodo mostra
comunque una certa variabilità dei
risultati per tutti i tipi di acciaio testati, oltre ad una certa sensibilità alla
forma del prodotto testato, alla preparazione dei bordi dei campioni ed
alle specifiche modalità di conduzione
della prova. Normalmente si registra
un principio di corrosione puntiforme
sui punti più critici di un campione, in
questo caso i bordi. Al di sotto della
CPT, la superficie può essere protetta
catodicamente, consentendo ai bordi
di rimanere intatti. Questa tecnica di
prova comprende quindi più parametri
non direttamente gestibili rispetto al
metodo F (corrosione interstiziale) e
la dispersione dei risultati può anche essere superiore. La corrosione interstiziale
si verifica a temperature inferiori rispetto
pitting ed il valore di CCT per il grado
LDX 2404® è risultato 15 °C, rispetto a
20 °C per il 2205. La soluzione campio-
TABELLA 4 – Risultati dei test di vaiolatura e corrosione interstiziale (*TRC = Total residual chlorine, P = Campione allo stato di fornitura, W = campione saldato, C = campione
sottoposto a corrosione interstiziale)
ne risulta per contro troppo aggressiva
per l’analisi dei campioni relativi agli
austenitici standard 4404 e 4432.
Una soluzione di prova più rappresentativa delle normali condizioni di
servizio è la 1M NaCl, utilizzata come
base per test elettrochimici ad un potenziale di 700 mVSCE in ASTM G 150.
Questo metodo fornisce una classificazione finale simile ad ASTM G 48 me-
todo E, ma la definizione della temperatura critica di pitting, come la
temperatura in cui viene raggiunta
e mantenuta una densità di corrente 0,1 mA/cm2, porta a valori più alti
della CPT.
I dati sono riportati nella Figura 5 e
dimostrano per il grado LDX 2404® un
comportamento intermedio tra i gradi
4432 e 2205.
2.5 Applicazione in sistemi per
acque potabili e circuiti di
raffreddamento
Figura 5 – Valori caratteristici della CPT (°C, metodo ASTM G 150 – L’area blu chiara
rappresenta la variazione relativa alle diverse colate e/o tipologia di semilavorato)
402
Uno studio è stato effettuato per investigare le prestazioni degli acciai
inossidabili duplex LDX 2101® e
LDX 2404® in applicazioni per acqua
potabile [2]. I tre campioni (sottoposti
a corrosione interstiziale, saldati ed
allo stato di fornitura) sono stati immersi in 200 e 500 ppm di cloruri con
valori di cloro residuo totale diversi.
Alcuni risultati di questo studio sono
riportati nella Tabella 4.
I gradi duplex LDX 2404® e 2205 hanno mostrato ottime prestazioni sia a 30
che a 50 °C, con 1 ppm totale di cloro
residuo, senza corrosione interstiziale
visibile. Il grado austenitico 4404 si è
dimostrato più suscettibile alla corrosione interstiziale, con maggiore sen-
Scienza e Tecnica
TABELLA 5 - Numero di campioni criccati dopo prova di piegamento ad U [3], [4]
Metodo di prova
ASTM G 36
ASTM G 123
ASTM G 123
modificato
ASTM C 692
Wick testing
Temperatura
155 °C
T di ebollizione
T di ebollizione
100 °C
Ambiente
45% MgCl2
25% NaCl
25% NaCl
1500 ppm Cl-
Altro
–
Acidificato
–
Isolamento
Durata della prova
24 h
1000 h
1000 h
28 giorni
4404/4432
3 di 3
4 di 4*
2 di 4
4 di 4
LDX 2404®
3 di 3
0 di 12
0 di 12
0 di 7
2205
3 di 3
0 di 4
0 di f 4
1 di 6**
* Rottura dopo sette giorni
** Rotture meno significative, interpretazione resa difficoltosa da fenomeni di pitting e/o corrosione selettiva
sibilità al pitting nelle condizioni più
severe. Il grado LDX 2404® potrebbe
essere una buona alternativa sia al
4404 che al 2205, con particolare riferimento al tipo 4404 per le condizioni
più severe adottate sperimentalmente.
2.6 Stress Corrosion Cracking
Gli acciai inossidabili duplex mostrano una buona resistenza alla tensocorrosione e sono una buona alternativa
ai gradi austenitici standard in quei
casi in cui la tensocorrosione da cloruri può causare problemi, con particolare riferimento ad ambienti a temperatura elevata.
Esistono numerosi test standardizzati
disponibili, che specificano i metodi
di carico e gli ambienti di test con diversa rilevanza per applicazioni reali.
Prove per immersione in NaCl e MgCl2
sono descritte in ASTM G 123 e G 36,
rispettivamente. MgCl2 è molto corrosivo, anche per i gradi duplex, e determina condizioni di cracking già dopo
24 ore (Tab. 5). Nell'ambiente NaCl,
nessun fenomeno di cracking si verifica per i gradi duplex dopo l'immersione per 1000 ore a pH basso o neutro.
Un altro test tra i più significativi per
condizioni di evaporazione è ASTM C
692 - detto comunemente Wick test - in
cui il campione è lasciato a bagno in
contatto con una soluzione di cloruro
riscaldata a resistenza. Questo test indica anche le superiori prestazioni dei
gradi duplex, come evidenziato dalla
Tabella 5.
Va osservato tuttavia che l’interpretazione dei risultati di questi test è insidiosa e può essere difficile metterli
in relazione alle effettive condizioni
di servizio; questo problema viene discusso in dettaglio in [3].
2.7 Corrosione in ambienti acidi
L'acido solforico viene utilizzato in
una grande varietà di ambiti industriali, dalla produzione di fertilizzanti
a quella di altri acidi, per cui vengono
immagazzinate grandi quantità di questo acido, quindi trasportate in tutto il
mondo. Può essere difficile scegliere il
giusto grado dell'acciaio, in quanto la
corrosività di acido solforico dipende
dalla sua concentrazione e dalla temperatura. Essa è anche fortemente influenzata da impurezze, per cui i dati
contenuti nelle tabelle di corrosione
e nei diagrammi iso-corrosione basati su test di laboratorio (con prodotti
chimici puri) devono essere usati con
cautela. Le prestazioni di diversi tipi
di acciaio possono anche variare in
funzione dei metodi di prova e quindi
riflettere piuttosto la procedura impiegata rispetto alle reali prestazioni del
Figura 6 – Ratei di corrosione in acido solforico al 96 e 98% testati con il metodo “Corrosion Handbook”, periodi 24, 72 e 72 ore con
attivazione nel terzo periodo. [5]
403
Scienza e Tecnica
TABELLA 6 – Temperature critiche con ratei di corrosione superiori a 0.127 mm/anno
(5 mpy), valutati secondo MTI-1. [4, 6, 7]
Grado
40 °C
100 °C
2205
25 °C
90 °C
4432
45 °C
95 °C
LDX 2404
Figura 7 – Ratei di corrosione valutati in
presenza di acido fosforico con il metodo
“Corrosion Handbook”, tre periodi di prova a 24, 72 e 72 ore con attivazione nel terzo periodo
tipo di acciaio [5]. La Figura 6 mostra
i risultati delle prove di laboratorio in
96 e 98% di acido solforico utilizzando il cosiddetto metodo “Corrosion
Handbook”. Si tratta di tre periodi
successivi di immersione di 24 ore, 72
ore e 72 ore con l'attivazione nell'ultimo periodo. Un criterio comunemente
usato per la velocità di corrosione è di
0,1 mm/anno, il che significa che i tassi
al di sotto di 0,1 mm/anno sono spesso
accettati. Il grado austenitico 4404 ha
evidenziato un aumento della velocità
di corrosione in corrispondenza di un
Acido solforico al 96% Acido fosforico all’85%
®
aumento della temperatura, mentre i
gradi duplex hanno mostrato un valore
simile del rateo di corrosione a 20, 30
e 40 °C in 96% di acido solforico ed a
40 e 50 °C in 98%. I ratei di corrosione per LDX 2404® sono apparsi dello
stesso valore del grado 2205. Le prove
sono state eseguite secondo il metodo
MTI-1 [6], che utilizza un periodo di
immersione di 96 ore e che valuta la
temperatura critica quando la velocità
di corrosione supera 0,127 millimetri/
anno (5 mpy); le temperature critiche
in acido solforico e fosforico sono
mostrate nella Tabella 6. Secondo i risultati riportati nella Figura 6 sembrerebbe che questo test sia meno adatto
per i gradi duplex nel 96% di acido
solforico a causa della modesta dipendenza dalla temperatura della velocità
di corrosione e, di conseguenza, anche
della difficoltà a trovare una temperatura critica rappresentativa. Tuttavia, i
ratei di corrosione individuali, nel metodo di prova MTI-1, per LDX 2404®
mostrano una grande differenza: dai
valori trascurabili a 20 e 30 °C a valori
sensibilmente superiori a 35 e 40 °C.
Ciò dimostra che in alcune circostanze la dipendenza dalla temperatura è
in realtà piuttosto significativa. Non è
possibile effettuare lo stesso confronto tra ratei di corrosione per il 2205,
dato che solo alcune prove sono state
effettuate con tassi di corrosione vicini
al valore critico. L’acido fosforico non
è così corrosivo come l’acido solforico, ma ci sono comunque limitazioni
nell'uso con acciai inossidabili alle
alte temperature. I risultati delle prove
effettuate in acido fosforico sono mostrati nella Figura 7. Le prestazioni del
grado LDX 2404® sono simili al grado
2205 ed entrambi i tipi appaiono superiori al grado 4404.
I risultati della procedura MTI-1 sem-
Figura 8 – Aspetto dei campioni dopo 12 mesi di esposizione in Bohus-Malmön (Sweden). I gradi LDX 2404® e 2205 hanno una finitura
superficiale 2E ed il grado 4404 2B. La tonalità bluastra dei gradi LDX 2404® e 2205 è dovuta a riflessioni
Figura 9 - Aspetto dei campioni dopo 3 mesi di esposizione in Dubai. Tutti i gradi sono stati laminati a freddo ed hanno finitura superficiale
2R
404
Scienza e Tecnica
TABELLA 7 - Parametri di saldatura impiegati per le indagini sperimentali
Processo
t [mm]
Giunto
Protezione primaria / al rovescio
Consumabile
TIG
TIG
2
2
I
I
Ar + 2% N2 / N2 + 10% H2
–
Avesta 2205 (W 22 9 3 N L)
MMA
3
V
–
Avesta 2205 (E 22 9 3 N L R)
MAG
6
V
Mison 2He
Avesta 2205 (G 22 9 3 N L)
FCAW
FCAW
6
10
V
X
Mison 18
Avesta FCW - 2D 2205
(T 22 9 3 N L R)
SAW
15
X
SAW
15
K
SAW
20
X
Avesta Flux 805
Avesta 2205 (S 22 9 3 N L)
SAW
30
X
SAW
30
K
Nota: Mison 2He = Ar + 2% CO2 + 30% He + 0.03% NO; Mison 18 = Ar + 18% CO2 + 0.03% NO
brano a loro volta confermare l'analoga efficacia dei gradi duplex anche se
il valore del 2205 sembra posizionarsi
in corrispondenza della parte inferiore
dell’intervallo (Tab. 6). I diversi comportamenti emersi con 85% di acido
fosforico (MTI-1) e 80% di acido fosforico (metodo “Corrosion Handbook”)
per il 4404 potrebbero in qualche misura essere spiegati dalla differenza
del tenore di molibdeno tra 4404 e
4432. Un'altra spiegazione è che i risultati dei metodi di prova differiscano
per aspetti procedurali come il tempo
di prova, la presenza di ossigeno e le
modalità di attivazione dei campioni.
2.8 Corrosione atmosferica
Corrosione atmosferica è l’espres-
sione generica per differenti forme di
corrosione che si verificano quando un
materiale viene esposto all'atmosfera,
per esempio vaiolatura e criccabilità
indotte da cloruri. Nei casi in cui debba essere evitata ogni forma di colorazione, tipicamente in applicazioni
architettoniche, la scelta delle condizioni superficiali e delle procedure di
pulizia possono in qualche modo essere altrettanto importanti quanto la
scelta del tipo di acciaio, mentre l'aspetto della superficie non è così vitale
per applicazioni strutturali.
Il grado LDX 2404® è incluso nei programmi di controllo sulla costa occidentale svedese (Bohus-Malmön) ed in
una stazione di prova in ambiente marino a Dubai. I campioni sono tuttora
Figura 10 - Valori della CPT per giunti allo stato come saldato, granagliati e decapati testati
secondo ASTM G 48 metodo E ed ASTM G 150 a confronto con i valori tipici del materiale
base
esposti, quindi non è ancora possibile
avere i risultati finali, ma fotografie
dei campioni esposti nei diversi siti sono riportate nelle Figure 8 e 9. Il grado 4404 ha evidenziato una coloritura
molto più accentuata dei tipi duplex, in
entrambi i casi.
2.9 Saldabilità, proprietà
giunti saldati
dei
Al fine di valutare le proprietà dei
giunti saldati, sono state applicate varie procedure di saldatura a vari spessori del grado LDX 2404®, da 2 millimetri da coil laminato a freddo sino
a piastre da 30 mm (Tab. 7). In tutti i
casi in cui è stato utilizzato materiale
d'apporto, questo era del tipo 2209
(Avesta 2205, 22 9 3 NL). Tutte le saldature sono risultate conformi ed hanno superato sia l’esame radiografico
che la prova di piegamento. Ulteriori
dettagli circa le modalità di saldatura
e la caratterizzazione della microstruttura sono riportati in [8]. La resistenza a pitting dei giunti è mostrata nella
Figura 10. I valori del test in cloruro
ferrico secondo ASTM G 48 metodo E
sono tutti al di sopra di 20 °C.
Tale valore può sembrare basso rispetto al materiale base (CPT media
di 35 °C), ma si deve tenere presente
che questo test presenta in genere una
dispersione abbastanza grande e valori più bassi possono anche essere
riscontrati per lo stesso materiale di
405
Scienza e Tecnica
Figura 11 - Valori di resilienza dei giunti saldati e confronto dei valori medi per coil da 6
mm e lamiere da 30 mm conformi ad ASTM A 240. Le linee a tratti indicano i valori minimi del materiale base alle due temperature secondo la Tabella 3.
* Considerati spessori ridotti a ¾
base. Questa difficoltà emerge anche
dai risultati dei test secondo ASTM G 150
in 1M NaCl, che tende a dare una valutazione più precisa della temperatura critica di pitting. In questo caso si
vede che i valori per i giunti realizzati
con processo TIG, MMA e MAG sono
intorno al valore inferiore tipico del
materiale di base. I valori della resilienza dei giunti sono indicati a loro
volta nella Figura 11 e mostrano che
i risultati in ZTA, valutata con specifiche preparazioni a K, soddisfano i
requisiti minimi previsti per i materiali
di base (vedere Tab. 3). Questo riflette
la buona austenitizzazione del grado
LDX 2404®, dovuta anche al suo elevato contenuto di azoto. La zona fusa
ha evidenziato risultati generalmente
buoni, e probabilmente essi possono
essere ulteriormente migliorati in casi
specifici con un'attenta selezione dei
parametri di saldatura ed eventual-
mente anche del consumabile. Inoltre,
è possibile incrementare la resistenza
meccanica in zona fusa mediante l'impiego di consumabili grado 2507.
3. Conclusioni
Il nuovo grado duplex LDX 2404®
(EN 1.4662, UNS S82441) ha un profilo di proprietà progettato per colmare
il divario tra i gradi 2304 e 2205.
La superiore resistenza meccanica rispetto ad altri gradi duplex, in particolare per coil laminati a caldo, appare
significativa, consentendo vantaggi in
termini di diminuzione dello spessore
di parete per costruzioni come i serbatoi di stoccaggio. La formabilità dei
LDX 2404® è intermedia tra il grado
2205 ed il più facilmente formabile
4404. In test standard di pitting e SCC,
le prestazioni del grado LDX 2404®
appaiono inferiori a quelle del 2205,
ma nettamente superiori ai gradi 4404
e 4432. Ciò è confermato anche da
prove a lungo termine per sistemi di
acqua clorata, progettati per simulare
acqua di raffreddamento o acqua potabile a basso tenore di cloruri.
La resistenza a SCC appare buona, come è caratteristico per i gradi duplex.
La uniforme resistenza alla corrosione in acido solforico è molto simile a
quella del 2205, il che significa che nel
98% di acido si presenta con un tasso
di corrosione inferiore alla metà del
grado 4404 a 50 °C. Lo stesso tipo di
tendenza che si riscontra in acido fosforico al 60% e 80% a 100 °C.
Il grado LDX 2404® ha dimostrato
prestazioni superiori al 4404 in test di
esposizione a condizioni atmosferiche
in siti marini, in Svezia e Dubai.
Il grado LDX 2404® può essere saldato con vari processi. La buona austenitizzazione facilita la saldatura autogena e l'uso di consumabili tipo 2209
consente di ottenere giunti conformi
alle specifiche con i processi TIG,
MMA, MAG, FCAW e SAW.
Resistenza a pitting e resilienza dei
giunti saldati sono accettabili per una
vasta gamma di applicazioni.
In conclusione, il grado LDX 2404®
appare adatto per impieghi strutturali
che non richiedano una resistenza alla corrosione a livello del grado 2205
ed è una buona opzione per numerose
applicazioni nello spettro tipico degli
acciai duplex.
Ringraziamenti
Andreas Persson, Andreas Lundstedt,
Hans Groth, Jan Y Jonsson, Eugenia e
Sundqvist Maria Lundberg ringraziano
per la disponibilità dei dati impiegati
per la stesura di questo documento.
BibliograÀa
[1] ASTM G 48 - 03 (Reapproved 2009) Standard Test Methods for Pitting and Crevice Corrosion Resistance of Stainless Steels and
Related Alloys by Use of Ferric Chloride Solution, in ASTM International, West Conshohocken, 2009.
[2] S. Mameng, Localised corrosion of stainless steels depending on chlorine dosage in chlorinated water, Eurocorr, Stockholm, 2011.
[3] R. Pettersson, E. Johansson, Stress corrosion resistance of duplex grades, Acom, (2011) 10 – 22.
[4] J.-O. Andersson, E. Alfonsson, C. Canderyd, H. Groth, Development and Properties of New Duplex Stainless Steels, Stainless Steel
World, SSW, Houston, USA, 2010.
[5] C. Canderyd, R. Pettersson, P.-E. Arnvig, Uniform corrosion testing in Sulphuric acid – a critical comparison of methods, Eurocorr,
Stockholm, 2011.
[6] MTI, MTI-1 Test Method comprises 14 test solutions of various concentrations of HCl, H2SO4, HNO3, H3PO4, acetic acid, formic
acid, NaOH, HCl, ferric chloride, and acetic acid and acetic anhydride, 1995.
[7] Outokumpu Corrosion Handbook, 10th Edition, Outokumpu Oyj, Espoo, 2009.
[8] L.-Å. Bylund, M. Johansson, R. Pettersson, Welding of the new duplex grade LDX 2404® with 2209-type filler, SSW, Maastrich, 2011.
406
Building today for
generations to come
Outokumpu duplex stainless steel is the ideal construction material for projects that are planned to
last many generations and where there is a need to eliminate disruptive maintenance activity.
Outokumpu stainless steel is also a sustainable solution as it contains 90% of recycled material and
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Incontro con Rezia MolÀno
5H]LD0ROÀQR
Professore di Meccanica dei Robot,
Robotica e Automazione, Flexible
Automation, Robot Programming
Methods, Mechanical Design Methods in Robotics, Industrial and
Service Robotics and MEMS Design
all’Università di Genova.
Presidente della SIRI (Associazione
Italiana di Robotica e Automazione)
e Coordinatore Italiano in IFR (International Federation of Robotics).
Rezia MolÀno q autore e coautore di circa 270 articoli presentati
a riviste e convegni internazionali e nazionali su temi di robotica
ed automazione intelligente ed q editore di “Parallel .inematic
Machines” e “Intelligent Manipulation and Grasping”.
E’ nominata revisore di articoli da parte di importanti riviste internazionali e revisore di progetti di ricerca da parte della Commissione Europea, del MIUR e di Ministeri della Ricerca di diversi
Paesi (Spagna, Slovacchia, Svezia). E’ detentore di una ventina di
brevetti su dispositivi e sistemi robotici.
D
R
D
Professoressa Molfino, La ringraziamo per aver trovato
qualche minuto del suo tempo per rispondere alle
nostre domande. Il Suo rapporto con la saldatura è
legato ormai storicamente al ruolo da Lei ricoperto
nell’ambito di SIRI - Associazione Italiana di Robotica
ed Automazione: vuole presentare ai nostri lettori
questa Associazione?
La SIRI è una associazione culturale, senza fini
di lucro, i cui iscritti sono persone interessate
alla robotica: ricercatori e industriali utilizzatori,
costruttori, importatori e integratori di robot, e
costruttori di componenti per la robotica. Sul sito
www.robosiri.it sono riportati i principali eventi di
robotica ed i seminari e corsi organizzati dalla SIRI.
Con l’occasione di questa intervista, vuole esporre
ai nostri lettori le iniziative promosse da SIRI o in
cui SIRI parteciperà con propri esperti delegati, ad
esempio Convegni, Seminari o altri eventi di natura
tecnica?
R
La SIRI organizza corsi e convegni e prepara le
statistiche del settore. Tutti gli anni la SIRI propone
il Corso introduttivo alla robotica che dura 5 giorni
e oltre alle lezioni prevede visite ed esercitazioni.
Quest’anno saremo ospiti della Confindustria di
Vicenza ed il Corso si svolgerà dall’11 al 15 Giugno.
In Lamiera a Bologna l’11 Maggio la SIRI presenterà
le nuove statistiche mondiali e italiane.
D
All’interno di SIRI, attualmente, qual’è l’importanza
delle applicazioni legate alla saldatura? E’ possibile
affermare che la saldatura è un complesso di tecnologie
essenziale per la robotica industriale, oggi?
Molti dei nostri associati e tutte le case costruttrici
di robot rappresentate in SIRI sono interessati alla
robotica di saldatura. La saldatura rappresenta
un’area molto vasta di applicazione di soluzioni
robotizzate: a livello mondiale la seconda dopo la
manipolazione con una quota del 30% sul numero
totale dei robot installati.
R
409
D
R
D
R
Ragionando in termini di fatturato, sono disponibili
dati sui volumi delle vendite associate al mercato della
robotica e dell’automazione in saldatura? Al di là della
disponibilità di dati numerici, si tratta di un mercato in
espansione, compatibilmente con le difficoltà emerse
negli ultimi anni?
Dalle ultime statistiche, in termini di unità vendute,
la robotica di saldatura, dopo un periodo difficile tra
il 2005 e 2008 ed il crollo nel 2009, ha recuperato
passando dalle 15.900 unità vendute nel 2009
a 30.300 nel 2010. Il mercato della robotica di
saldatura è sempre stato molto legato al settore
dell’automobile anche se in questi ultimi anni si
notano applicazioni diversificate in altri settori.
Forse anche per questa tendenza oggi la saldatura
ad arco mostra un incremento delle applicazioni
superiore alla saldatura a punti invertendo un trend
consolidato.
Scorrendo l’elenco degli associati a SIRI è facile trovare
grandi gruppi che operano in ambito internazionale.
Provando a confrontare la realtà italiana con quella
internazionale, appunto, cosa si può dire circa il ruolo
di robotica ed automazione in saldatura per confronto
tra la situazione italiana e quella internazionale?
Possiamo dire che la realtà nazionale sia allineata a
quella internazionale per investimenti, interesse, qualità
e quantità delle applicazioni oppure no?
Nel 2010 circa 309.000 robot di saldatura erano
operativi nel mondo, rappresentando il 30% rispetto
al numero totale di robot. Con riferimento al numero
di robot di saldatura venduti nel 2010, l’Italia occupa
il settimo posto dopo Cina, Germania, Nord America,
Corea, Giappone, Tailandia. In Italia solo il 18% dei
robot installati è rappresentato da robot di saldatura
con un trend in lieve salita, inferiore rispetto alla
Germania (30%), alla Spagna (30%), alla Francia
(24%), per rimanere in Europa. Anche da questo
punto di vista la situazione italiana risente della crisi
più di altri Paesi europei.
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http://www.robosiri.it
410
SIRI rappresenta per molti aspetti il biglietto da
visita del mondo dell’automazione italiana anche verso
l’estero; come potrebbe essere definita in termini più
generali la posizione della nostra industria in ambito
internazionale?
Il mondo dell’automazione italiana ha una buona
presenza e competenze riconosciute all’estero.
I nostri integratori di sistemi di automazione dedicata
e flessibile sono molto stimati.
All’interno di SIRI, la componente universitaria è
rappresentata in modo importante, da varie realtà
diffuse sull’intero territorio. Come si può giudicare
l’interazione tra Università ed Industria, in Italia,
nell’ambito della robotica e della automazione in
saldatura? Vi sono spazi per incrementare per qualità e
quantità le collaborazioni in atto?
La collaborazione Università Industria oggi è molto
limitata e spesso si basa su rapporti di fiducia e di
stima personali. Si può incrementare partecipando a
progetti di ricerca europei, tenuto conto dell’esiguità
dei fondi dei progetti nazionali, per cui, curiosamente,
le Università italiane sono a contatto con partner
stranieri e viceversa. Sotto questo punto di vista,
la SIRI gioca un ruolo importante rappresentando
in Italia un punto di incontro tra i differenti attori
industriali ed accademici interessati alla robotica.
Restando per un attimo in ambito universitario - realtà di
cui Lei è ovviamente una profonda conoscitrice - come
può valutare il ruolo che viene attribuito alla saldatura
(nelle sue varie declinazioni) oggi, considerando anche
quanto avviene all’estero, in nazioni come la Germania
o gli Stati Uniti d’America?
Ho l’impressione che, in Italia, sia una cenerentola
alla stregua della meccanica strumentale e del
manufacturing, cosa che contrasta con gli interessi e
le esigenze dell’industria.
Si potrebbe attivare un master in questo settore con il
supporto di aziende ed istituzioni. Ovviamente ci deve
essere un vivo interesse da parte dell’industria.
L’anno scorso a Chicago ho assistito alla presentazione
di un intervento governativo, volto alla riduzione della
disoccupazione giovanile, dove venivano proposti
nuovi programmi di istruzione che comprendono in
larga misura questi temi.
Anche la Germania è attenta alle esigenze della
propria industria e gestisce a livello alto le ricadute
istruzione occupazione.
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R
D
Nell’ambito delle attività di ricerca e sviluppo, la
possibilità di usufruire di fondi per attività di ricerca
erogati a livello nazionale ed europeo rappresenta
sicuramente un importante strumento a disposizione
delle imprese; quale risulta essere, in base alla sua
esperienza di ricercatrice, la sensibilità nei confronti
dell’automazione e robotica da parte degli enti
eroganti? E nei confronti delle applicazioni mirate alla
saldatura?
Bisogna distinguere: a livello nazionale la sensibilità
nei confronti di automazione e robotica è debole, in
un quadro generale dove la ricerca ha pochissimi
fondi. A livello europeo osservo una buona sensibilità
ad attività di ricerca in automazione e robotica con
possibile sfruttamento industriale ed una attenzione
un po’ minore nei confronti dello specifico tema della
saldatura.
A livello nazionale come internazionale, molto si è
detto circa la minore attrattiva che la saldatura sembra
esercitare verso i più giovani, rispetto ad altri possibili
percorsi professionali, tanto a livello operativo, quanto a
livello superiore. Quali potrebbero essere gli strumenti
per rendere più interessante il mondo della saldatura
agli occhi degli studenti, che appaiono più spesso
attratti da altre tecnologie, iniziando magari dalla
scuola superiore?
Seminari divulgativi nelle scuole, in fiere e festival
della scienza; pagine web dedicate ai giovani
(linguaggio semplice ed efficace, video commentati);
visite ad aziende e laboratori.
Quando si parla di robotica applicata alla saldatura,
spesso si pensa ai grandi stabilimenti del settore
automobilistico: al di là di queste, consolidate
applicazioni quali possono essere considerati, oggi,
i settori più interessati alla robotica applicata alla
saldatura?
Spesso questi grandi stabilimenti utilizzano
molti robot in impianti di automazione dedicata
e poco versatili. Oggi isole flessibili di saldatura
sono disponibili per PMI subfornitori che devono
adeguarsi a esigenze produttive di diversi clienti.
Tra i settori industriali l’industria dell’automobile è
predominante per l’uso di robot di saldatura con circa
il 77% dei robot di saldatura installati. Altri settori
interessati sono i settori dei trasporti marittimi ed
aerei, il settore elettronico, molto sviluppato in Asia,
il settore meccanico. Nuove applicazioni di saldatura
in diversi settori sono in crescita ed iniziano ad avere
un peso sulle statistiche.
L’impiego di applicazioni robotizzate richiede una
notevole interazione tra i sistemi meccanici, sensori,
sistemi di controllo e programmazione. Quale ritiene
http://www.robosiri.it
R
D
R
possa essere tra questi l’aspetto oggetto di maggiore
innovazione negli ultimi anni? E quale per gli anni a
venire?
Tutti questi aspetti sono stati oggetto di miglioramento
e maggiore integrazione nel sistema robotico ma, oggi,
si richiede soprattutto lo sviluppo di sensori affidabili
e robusti per un aggiustamento in tempo reale del
processo in caso di difformità della geometria e
di disturbi non previsti. Inoltre permetterebbero
anche una maggiore interazione robot processo e
garantirebbero la cooperazione robot robot quando
necessario. Anche lo sviluppo di nuove attrezzature
flessibili e riconfigurabili cooperanti con il robot di
saldatura è un aspetto innovativo che potrebbe dare
notevoli vantaggi nel caso di produzione di massa
personalizzata.
Presso molti utilizzatori, l’impiego di sensoristica in
saldatura non sempre sembra trovare spazi significativi.
Qual’è, al riguardo, la Sua sensazione? Ritiene che
vi siano spazi per una maggiore diffusione di queste
tecnologie?
L’impiego di sensoristica è importante per lo sviluppo
della robotica di saldatura ma l’affidabilità e
la robustezza dei sensori non è ancora ai livelli
desiderati. Ho l’impressione che dobbiamo ancora
lavorare sui sensori e questo sarà fatto se il mercato
lo richiede e se gli utilizzatori ne capiranno i benefici.
Ovviamente il rapporto costi/benefici ha il suo peso.
411
D
R
Non vi è dubbio che, da alcuni anni, la Friction
Stir Welding appaia come una delle tecnologie più
promettenti a livello internazionale. Come può
riassumere lo stato dell’arte, oggi, della robotizzazione
di questa tecnologia? Sino a che punto il carico
meccanico da applicare sull’utensile sta rappresentando
una limitazione alla diffusione delle applicazioni
robotizzate?
La FSW si considera come la tecnologia di saldatura
più adatta alla robotizzazione, sia per la mancanza di
materiali d’apporto e di protezione sia per la maggiore
semplicità del processo che coinvolge un numero
limitato di parametri rispetto alla saldatura ad arco
e TIG. Le forze elevate che il robot deve esercitare ed
il pesante carico determinato dall’utensile, mentre
ne hanno scoraggiato l’applicazione in passato, oggi
non costituiscono più un grosso problema se non
altro per la saldatura di lamiere sottili in alluminio.
Ad esempio applicazioni di FSW continua e a punti
sono state studiate e messe a punto all’Advanced
Joining & Processing Lab del National Institute for
Aviation Research (NIAR), Wichita State University,
per lamiere di alluminio di spessore 2,5 mm con
robot ABB IRB 7600-500 Power Robot che ha uno
sbraccio di 2,55 m ed una capacità di carico di 5000 N.
Il controllo di forza è un componente critico per il
successo della FSW con robot industriali. Inoltre per
FSW sembrano molto adatte, per le elevate rigidezze,
architetture robotiche a cinematica parallela (PKM)
anche se lo spazio di lavoro che presentano oggi è
ridotto rispetto ai robot seriali. Penso comunque
che una progettazione orientata allo scopo potrebbe
portare a soluzioni idonee.
R
Condivido pienamente. In Italia l’industria si muove
a fatica e con molta circospezione. Ho la sensazione
che spesso non solo non c’è interesse all’investimento
in innovazione ma neppure la curiosità di vedere,
conoscere e capire le opportunità offerte dalle nuove
tecnologie.
D
Secondo alcuni, considerando la progressiva
affermazione dell’automazione industriale anche
nell’ambito delle tecnologie di saldatura, il saldatore
che impiega processi manuali o semiautomatici
potrebbe essere una figura destinata a scomparire dagli
scenari industriali, in una prospettiva di lungo termine.
E’ anche la Sua sensazione oppure ritiene che questa
figura sia comunque destinata a conservare una sua
identità?
Ho molta fiducia nella tecnologia e nel progresso ma
osservo che alcune competenze dell’esperto non sono
oggi automatizzabili. Sicuramente l’automazione e la
robotica si impongono inizialmente con l’esecuzione
di compiti semplici, solo dopo una maturazione
in queste applicazioni l’automazione si sviluppa e
cresce conquistando nuove aree di intervento con
l’esecuzione di compiti via via più complessi, ma
non vedo per ora sviluppi tali per cui sistemi robotici
possano sostituire l’esperienza di saldatori esperti.
Inoltre sarà sempre un saldatore a programmare
e manutenere correttamente sistemi robotici di
saldatura. Oggi si punta molto sulla cooperazione
uomo robot per sfruttare le caratteristiche
complementari di entrambi in sistemi manifatturieri
con ottime prestazioni a costi ridotti.
R
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D
412
Il mondo della robotica e dell’automazione ha quasi
per definizione un’immagine fortemente dinamica,
espressione di tecnologie in continuo divenire: quali
possono essere, secondo la Sua opinione, i futuri
traguardi per la saldatura, considerando le caratteristiche
particolari del mercato nazionale?
Sistemi di saldatura robotizzata ad alte prestazioni
ed affidabilità con integrazione di processo e
movimentazione. Rapidità di installazione e facilità
d’uso. Inclusione di sistemi di controllo della qualità
della saldatura in linea. Sostenibilità ed efficienza
energetica. Sviluppo di sistemi di saldatura su
piattaforma mobile per applicazioni navali.
Negli ultimi anni, per effetto del perdurare della crisi,
molti utilizzatori sembrano interessati piuttosto al rinnovamento di propri impianti che non all’acquisizione
tout court di nuove tecnologie: condivide questa sensazione oppure, a livello nazionale, vi sono comunque
spazi per investimenti significativi, malgrado la recessione?
R
La Federazione Europea della Saldatura ha definito
ormai da diversi anni una Linea Guida per la
qualificazione delle figure professionali – a vari
livelli – operanti nell’ambito di processi robotizzati
di saldatura. Ad oggi, tale proposta non sembra aver
trovato particolare favore, presso gli utilizzatori di
queste tecnologie: qual’è, la Sua opinione, al riguardo?
In base alla Sua esperienza, come potrebbe definire il
ruolo della qualificazione del personale, nell’ambito dei
processi robotizzati di saldatura?
La qualificazione delle figure professionali è una
certificazione importante per chi deve assumere; è
un aiuto, non è cogente. Non mi meraviglia che tale
proposta non abbia avuto successo in un ambiente
molto tradizionale e con processi ben definiti e
collaudati. La stessa tipologia di classificazione
potrebbe essere adottata per il personale addetto ai
processi robotizzati di saldatura. Forse in questo
caso, data la carenza di pratiche consolidate, gli
utilizzatori potrebbero prenderla in considerazione al
fine di rendere più produttivi ed efficienti i processi di
saldatura.
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Pubblicazioni IIS
La saldatura nella fabbricazione
e nella manutenzione di oleodotti e
gasdotti in acciaio: come stanno cambiando
processi, materiali, tecnologie e normative
Volume degli Atti - Milano 22 marzo 2012
6DUHEEH TXDVL VXSHUÁXR SHU SUHVHQWDUH XQ HYHQWR FRPH TXHVWR ULFRUGDUH
DO OHWWRUH O·LPSRUWDQ]D GHL SURFHVVL GL VDOGDWXUD QHOOD IDEEULFD]LRQH GL SLSHOLQH
QHO VHWWRUH 2LO *DV FRQ SDUWLFRODUH ULIHULPHQWR DO WUDVSRUWR GL JDV HG ROL
FRPEXVWLELOL 3UREDELOPHQWH LO PRGR SL FRUUHWWR GL SUHVHQWDUH TXHVWR HYHQWR
FRQFXL,,6ULSUHQGHOHVHULHGHLSURSUL&RQYHJQL7HFQLFLFRQFOXVDVLORVFRUVR
1RYHPEUH D *HQRYD FRQ OD JLRUQDWD GHGLFDWD DO ZHOG RYHUOD\LQJ q SURYDUH D
PHWWHUH LQ ULVDOWR OD IRUWH PXOWLGLVFLSOLQDULWj FKH FDUDWWHUL]]D TXHVWR VSHFLÀFR
VHWWRUHLQGXVWULDOHHGDOWHPSRVWHVVRODUDSLGLVVLPDHYROX]LRQHFKHDOFXQHGHOOH
PDWHULHDGHVVRGLUHWWDPHQWHDIIHUHQWLVXELVFRQRTXRWLGLDQDPHQWH
,,6KDFHUFDWRGLDIÀGDUHO·HYHQWRFRPHFRQVXHWXGLQHDGDOFXQLWUDLSLTXDOLÀFDWL
UHODWRUL FRQ O·RELHWWLYR GL SURSRUUH DJOL LQWHUHVVDWL XQ DIIUHVFR DJJLRUQDWR H
FRPSOHWRSHUTXDQWRSRVVLELOHGHLPROWHSOLFLDVSHWWLFKHLQWHUHVVDQRQRQVROROH
DWWLYLWjGLVDOGDWXUDYHUHHSURSULHPDDQFKHTXHOOHGLSURJHWWD]LRQHIDEEULFD]LRQH
FRQWUROORHTXDOLÀFD]LRQH
INDICE:
(YROX]LRQH GHOOD QRUPDWLYD WHFQLFD LQWHUQD]LRQDOH SHU OD SURJHWWD]LRQH OD
SURGX]LRQHHODIDEEULFD]LRQHGLPDQXIDWWLHGLSLSHOLQHVSHULOWUDVSRUWRGL
LGURFDUEXULRQVKRUHHGRIIVKRUH0DULR&HODQW3LSH7HDPVUO
´/DJJDQ7RUPRUH ([SRUW 3LSHOLQHµ DSSOLFD]LRQH GL ÀOL 1L SHU VDOGDWXUD
RUELWDOH 1**0$: GL JLXQWL GL IRUWH VSHVVRUH DG HOHYDWD UHVLVWHQ]D H
WHQDFLWj)UDQFHVFR&LFFRPDVFROR$LU/LTXLGH:HOGLQJ7LWR0HJQD6LFLP
6WDWHRIWKHDUWIRUÁDZWROHUDQFHDVVHVVPHQWRISLSHOLQHJLUWKZHOGV
+HQU\N3LVDUVN\7:,
'HYHORSPHQWRIVWHHOVDQGZHOGLQJSURFHVVHVIRUSLSHOLQHV
6RQMD)HOEHU,QVWLWXWHIRU%XLOGLQJ&RQVWUXFWLRQDQG7HFKQRORJ\9LHQQD
8QLYHUVLW\RI7HFKQRORJ\
´:HOGUHSDLUDQDO\VLVµSHULOYDURGLSLSHOLQHSURFHGXUHULIHULPHQWLQRUPDWLYL
HG HVSHULHQ]H DSSOLFDWLYH *LDQ /XLJL &RVVR ,,6 6HUYLFH 5XG\ =DJDQHOOL 0LFRSHULVSD
4XDOLÀFD]LRQHGLXQVLVWHPDGLFRQWUROORXOWUDVRQRURDXWRPDWLFRLQDFFRUGR
DOOHUDFFRPDQGD]LRQLGHOFRGLFH'1926)
)LOSSR%UDJRWWR*LXVHSSLQD&DWDOGR*LDPEDWWLVWD'LGRQQD6$,3(0
Settore DDC
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16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
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,PSURYHG JLUWK ZHOG PDQXIDFWXULQJ IRU IDWLJXH GHPDQGLQJ GHHS ZDWHU
GHYHORSPHQWVWKURXJKODVHUSLSHHQGPDQXIDFWXULQJ
&ODXGLR7RPPDVL7HQDULV
/DTXDOLÀFDGLVDOGDWRULHGLSURFHVVLGLVDOGDWXUDSHUJDVGRWWLHPHWDQRGRWWL
VHFRQGR QRUPD 81, (1 ,62 FRQIURQWR FRQ DOWUH QRUPH
LQWHUQD]LRQDOL$QWRQLR3DQGROIR,,6&HUW
2012, 112 pagine, Codice: 101506, € 45,00
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Filo animato metal cored FILEUR AMC 01
Le prove condotte da IIS si rivolgono, in
TXHVWR QXPHUR D ÀOL DQLPDWL PHWDO FRred, un tipo di consumabile che ha visto
negli ultimi anni un’ascesa costante, dovuta a prestazioni di sicuro interesse.
Con questo articolo, avremo modo di
conoscere più nel dettaglio le prestazioni di uno di questi prodotti, tanto sul
piano delle proprietà dei giunti, allo stato come saldato, quanto su quello degli
aspetti funzionali, che interessano ovviamente in prima battuta saldatori ed opeUDWRUL 'L SDUWLFRODUH LQWHUHVVH LQÀQH
l’analisi comparata delle prestazioni del
consumabile in abbinamento a protezioni
con diverso potenziale di ossidazione.
1. Presentazione del prodotto
Si testerà, in questo numero della Rivista Italiana della Saldatura, il filo
animato tubolare metal cored FILEUR
AMC 01 prodotto da Trafilerie di Cittadella. Come oramai consuetudine,
prima di testare sul campo il prodotto,
iniziamo a valutarne le caratteristiche
fondamentali attraverso la brochure di
presentazione presentata nella Figura 1. Questa, facilmente reperibile in
formato .pdf sul sito web delle Trafilerie di Cittadella, è costituita da una
pagina, la quale può essere suddivisa
in due gruppi. Nel primo, alcune righe
ci descrivono il comportamento del
consumabile, adatto alla saldatura sia
in passata singola che multipass, con
protezione gassosa attiva - sia a base
di miscela Ar - CO2 che con CO2 pura - di
acciai che vengono elencati nella Figura 2 attraverso le loro designazioni
europee.
Figura 1 - Scheda di presentazione del filo animato metal cored AMC 01
(*) Redazione a cura della Divisione Formazione IIS, Ing. Giovanni Garbarino.
Prove condotte in collaborazione con il Laboratorio IIS e
Trafilerie di Cittadella, Dott. Filippo Campaci.
415
TABELLA 1 - Simbologia per la composizione chimica di un saggio in solo materiale d’apporto
Classificazione secondo
AWS A5.18
Gas di protezione
E70C - 6X(a)
75 - 80 % Ar/CO2 o
100% CO2
EN ISO 17632-A
Gas di protezione
T46 4 M M 2 H5
T42 4 M C 2 H5
75 - 80 % Ar/CO2 o
100% CO2
(a)
Percentuale in peso di elemento [massimo]
C%
Mn%
Si%
S%
P%
Ni%
Cr%
Mo%
V%
Cu%
0,12
1,75
0,90
0,03
0,03
0,50
0,20
0,30
0,08
0,50
Percentuale in peso di elemento [massimo]
C%
Mn%
Si%
S%
P%
Ni%
Cr%
Mo%
V%
Cu%
-
2
-
-
-
0,5
0,2
0,2
0,08
0,3
La X finale riportata nella classificazione può rappresentare una “C” od una “M” le quali corrispondono al gas di protezione con il
quale l’elettrodo è classificato. La lettera “C” indica un gas di protezione 100% CO2 (AWS A5.32 Classe SG-C). La lettera “M” indica
un gas di protezione 75 - 80% Ar/CO2 (AWS A5.32 Classe SG-AC-Y, dove Y varia tra 20 e 25).
TABELLA 2 - Simbologia per le caratteristiche meccaniche di un saggio in solo materiale d’apporto
AWS A5.18
Gas di protezione
Carico di rottura
(minimo) [MPa]
Carico di snervamento
(minimo) [MPa]
Allungamento
(minimo) [%]
E70C - 6X
75 - 80 % Ar/CO2 o
100% CO2
480
400
22
EN ISO 17632 - A
Gas di protezione
Carico di rottura
(minimo) [Mpa]
Carico di snervamento
(minimo) [MPa]
Allungamento
(minimo) [%]
T46 4 M M 2 H5
80 % Ar/CO2
530 ÷ 680
460
20
T42 4 M C 2 H5
100% CO2
500 ÷ 640
420
20
Sempre in questa prima parte vengono
presentate le caratteristiche principali
del prodotto, quali: elevato rendimento, buona operatività, ottima estetica
del cordone, assenza di spruzzi e di
scoria ed elevate caratteristiche meccaniche (anche queste più dettagliatamente espresse in una tabella successiva) garantite sino a temperature
di -40 °C.
La parte successiva - che appare molto chiara e schematica - presenta le
principali caratteristiche tecniche del
consumabile a partire dalla classificazione secondo normativa americana
(AWS A5.18: E70C - 6MH4) che europea
(EN ISO 17632 - A: T46 4 M M 2 H5
/ T42 4 M C 2 H5). Le due suddette
classificazioni garantiscono, pertanto,
determinate caratteristiche chimiche e
meccaniche (funzione in certi casi del
tipo di gas di protezione) di un deposito di saldatura realizzato con il consumabile in oggetto; di seguito si elencano brevemente tali caratteristiche:
r per quanto riguarda la composizione chimica di un deposito realizzato in solo materiale d’apporto, le normative citate prevedono i
valori elencati nella Tabella 1;
r i valori delle caratteristiche tensili e di resilienza che devono es-
Figura 2 - Materiali saldabili con il filo animato metal cored AMC 01
416
sere garantite da un deposito di
solo materiale d’apporto variano
in funzione della normativa cui
ci stiamo riferendo ed in funzione della miscela di gas impiegata
per la realizzazione del deposito
(perlomeno, ciò vale nel caso della normativa europea che sotto
questo aspetto si rivela più severa). Anche in questo caso si sono
voluti sintetizzare nelle Tabelle 2 e
3 rispettivamente, i valori minimi
delle caratteristiche tensili e di resilienza con relativa temperatura
di prova richiesti da entrambe le
normative citate.
TABELLA 3 - Simbologia per le caratteristiche di resilienza e relativa temperatura di prova di un saggio in solo materiale d’apporto
AWS A5.18
Gas di protezione
E70C - 6X
75 - 80 % Ar/CO2 o
100% CO2
EN ISO 17632 - A
Gas di protezione
T46 4 M M 2 H5 / T42 4 M C 2 H5
75 - 80 % Ar/CO2 o
100% CO2
Temperatura di prova (minima) Resilienza (minimo)
[°C]
[J]
-30
27
Temperatura di prova (minima) Resilienza (minimo)
[°C]
[J]
-40
47
TABELLA 4 – Caratteristiche tipiche di un deposito di solo consumabile AMC01 con protezione
gassosa Ar – CO2 e 100% CO2
r
Protezione gassosa impiegata
secondo UNI EN ISO 14175
M21
C1
Carico di snervamento [MPa]
> 460
> 420
Carico di rottura [MPa]
530 ÷ 660
500 ÷ 640
Allungamento [%]
> 22
> 22
Resilienza a -40 °C [J]
~ 80
~ 70
C%
0,06
0,05
Mn %
1,6
1,5
Si %
0,8
0,6
S%
< 0,025
< 0,025
P%
< 0,025
< 0,025
Idrogeno diffusibile HDM [ml/100g]
<3
<3
per quanto riguarda l’idrogeno
diffusibile, i simboli H5 ed H4
riportati rispettivamente dalla
classificazione europea EN ISO
17632-A e dalla classificazione
americana AWS A5.18, garantiscono un contenuto massimo di
idrogeno diffusibile pari a 5 ml su
100 g di deposito e 4 ml sempre su
100 g di deposito.
Le caratteristiche sopra elencate si
riferiscono ai valori minimi che un
deposito di solo materiale d’apporto
deve essere in grado di garantire per
rientrare nella classificazione secondo
normativa europea EN ISO 17632-A o
americana AWS A5.18.
Essendo quelli citati i valori minimi,
il produttore elenca, sempre nella brochure di presentazione del prodotto,
anche i valori medi di un deposito di
solo materiale d’apporto; mettendo
sempre in evidenza il tipo di protezione
gassosa impiegata: se miscela di protezione attiva UNI EN ISO 14175 M21
o gas di protezione 100% CO2 UNI
EN ISO 14175 C1. Nella Tabella 4 sono elencati i valori medi garantiti dal
produttore. Per quanto riguarda l’operatività di questo consumabile, il produttore inserisce nella scheda tecnica
del prodotto anche le posizioni, classificate sia secondo normativa europea
UNI EN ISO 6947 che secondo ASME,
in cui è possibile eseguire la saldatura. Queste sono riportate nella Figura
3. In questo ambito si riscontra una
piccola divergenza tra quanto riporta
il produttore e quanto garantiscono le
normative, in particolar modo il primo
garantisce sulla scheda tecnica la possibilità di operare in tutte le posizioni, mentre la classificazione di questo
consumabile secondo normativa UNI
EN ISO 17632 non prevede la possibilità di saldare in posizione verticale
discendente UNI EN ISO 6947 PG.
Sempre rimanendo in campo operativo, la scheda di presentazione si conclude, dopo un rimando che consiglia
l’utilizzo del consumabile con una alimentazione in CCPI (tipica della saldatura a filo continuo), con una serie
di parametri elettrici di saldatura impiegabili in funzione della dimensione
dell’elettrodo riportati nella successiva Figura 4.
Scopo di questo articolo, nello spirito
della Rubrica “Abbiamo provato per
voi…” della Rivista Italiana della Sal-
Figura 3 - Posizioni di saldatura impiegabili con il filo animato FILEUR AMC 01
417
Figura 4 - Parametri operativi consigliati dal produttore
datura, non è tanto quello di testare la
veridicità delle informazioni riportate
dalla brochure, quanto quello di testare il comportamento del prodotto sul
campo: in particolar modo, in queste
pagine, si analizzeranno le caratteristiche meccaniche e chimiche di due
diversi tipi di deposito realizzati
con lo stesso prodotto, ma con diversa protezione gassosa: il primo
è stato realizzato con miscela di gas
Ar - CO2 (80% Ar - 20% CO2) classificata secondo UNI EN ISO 14175
M21, il secondo con gas di protezione
composto da 100% CO2 pura, classificato, secondo normativa UNI EN ISO
14175 C1. Dai saggi realizzati, che
per comodità di chi scrive e del Lettore
verranno nel seguito dell’articolo citati con le sigle M21 e C1, per indicare rispettivamente il saggio realizzato con
miscela di protezione gassosa UNI EN
ISO 14175 M21 e UNI EN ISO 14175
C1, ci si aspetta un differente comportamento sia dal punto di vista delle
proprietà meccaniche che dal punto di
vista delle proprietà chimico - fisiche.
L’effetto del gas di protezione, infatti,
ha una notevole influenza sul bagno di
saldatura, in particolar modo, al fine
di aiutare a comprendere le diverse caratteristiche che presenteranno i saggi
realizzati, può essere utile richiamare
le principali proprietà dei gas coinvolti nella realizzazione di questi saggi:
l’Argon (Ar) e l’anidride carbonica
(CO2) e relativa miscela.
L’Argon è un gas nobile, quindi non
tende a reagire con altri elementi chimici; allo stato puro (con purezze che
vanno dal 99,99% al 99,9995%), viene infatti impiegato, talvolta miscelato
con elio (He), nei processi di saldatura con gas inerte quali tipicamente il
MIG o il TIG. Caratteristiche peculiari di questo gas sono la bassa condu-
418
cibilità termica ed il basso potenziale
di ionizzazione che consente di avere,
a parità di altri parametri operativi,
tensioni d’arco più basse con conseguente influenza sull’apporto termico
specifico, essendo questo direttamente
correlato alla tensione d’arco dalla
seguente relazione (UNI EN 1011-1):
dove:
r k = efficienza termica del processo (nel caso della saldatura a filo
continuo con filo elettrodo animato e protezione gassosa attiva, la
normativa UNI EN 1011-1 prevede un valore pari a 0,8)
r V = tensione d’arco [Volt]
r I = intensità di corrente [Ampére]
r vavanzamento = velocità di avanzamento della sorgente termica
[mm/s].
Per quanto riguarda la conducibilità
termica, l’Ar è caratterizzato da un
valore modesto di questa proprietà
(0.01772); questo comporta la penetrazione tipica di questo gas detta “a
dito” che non consente l’impiego di
velocità di saldatura particolarmente
elevate in quanto sussiste il rischio di
mancanze di fusione.
Per quanto riguarda l’anidride carbonica, questa è inerte a temperatura
ambiente, ma si dissocia alle temperature dell’arco in monossido di carbonio (CO) ed ossigeno (O), secondo la
seguente reazione endotermica:
dove “q” rappresenta l’endotermia
della reazione di dissociazione della
CO2, cioè la quantità di energia, sottoforma di calore, sottratta all’arco;
questa reazione di dissociazione risulta reversibile non appena le condizioni ambientali lo consentono. Tali
condizioni si realizzano in prossimità
del bagno di fusione ed il calore di dissociazione viene riceduto al metallo
fuso, provocando un incremento della
penetrazione con conseguente possibilità di aumentare la velocità di avanzamento.
L’uso di questo gas, però, comporta
anche un arco più instabile rispetto
a quello caratteristico del gas Argon,
che richiede valori maggiori della
tensione, con conseguente influenza
sull’entità dell’apporto termico specifico ceduto al giunto saldato.
Dal punto di vista della composizione
chimica della zona fusa, l’interazione della CO2 con il bagno di fusione
si esplica in diversi modi, che di seguito verranno brevemente messi in
evidenza. Si è visto che la reazione
di dissociazione della CO2 comporta
la presenza di ossigeno nel bagno di
saldatura: questo gas può avere pertanto un effetto ossidante sul bagno di
fusione, che si manifesta soprattutto
con la perdita di elementi facilmente
ossidabili alla superficie del cordone.
Inoltre, l’anidride carbonica può avere un effetto carburante sul bagno nella saldatura di materiali aventi contenuto in carbonio molto basso, tipicamente inferiore allo 0,07%. Se invece
il contenuto di carbonio è superiore a
questo valore, si sviluppa la reazione
di seguito riportata:
con una conseguente tendenza alla decarburazione del bagno.
L’impiego di miscele Ar - CO2 con tenori di CO2 variabili tra il 10% ed il
50% è invece estremamente frequente nella saldatura di tutti i materiali
basso – legati, in abbinamento a tutti
i tipi di filo. La presenza di Argon, infatti, riduce i rischi e gli inconvenienti
tipici della saldatura con CO2 pura,
mantenendo comunque un bagno caldo ed una buona penetrazione con velocità di avanzamento anche piuttosto
elevate. Le prove descritte di seguito,
pertanto saranno prove finalizzate alla
valutazione dell’influenza dei diversi
tipi di gas di protezione sulle proprietà meccaniche del deposito, sulla sua
composizione chimica e sulla struttura
metallurgica derivante. Dal punto di
vista operativo, infine, i tecnici dell’Istituto Italiano della Saldatura si sono incaricati di testare “sul campo”
il consumabile realizzando dei talloni
di saldatura in diverse condizioni operative che verranno messe in evidenza
nel successivo paragrafo dedicato.
2. Realizzazione dei saggi di
prova
Come già evidenziato precedentemente, i valori di resistenza meccanica,
resilienza, composizione chimica ed
idrogeno diffusibile si riferiscono ad
un deposito costituito di solo materiale d’apporto. Essendo scopo di questo
articolo testare e riportare al lettore
le differenti caratteristiche che emergono dall’utilizzo di questo consumabile con diverse atmosfere protettive
(precisamente 80% Ar – 20% CO2 e
Figura 6 - Saggio realizzato con miscela di
protezione attiva UNI EN ISO 14175 M21
(diritto della saldatura)
Figura 5 - Dimensioni del saggio di prova realizzato secondo normativa UNI EN ISO 15792-1
100% CO2), si è ritenuto opportuno
realizzare dei saggi costituiti da “all
weld metal” piuttosto che dei talloni
di saldatura convenzionali per avere
la sicurezza che i risultati e di conseguenza eventuali differenze, vantaggi e
svantaggi derivanti dall’utilizzo delle
due diverse miscele protettive non venissero sfalsati dall’effetto del rapporto di diluizione. Per testare le differenti
caratteristiche, sono stati realizzati
due saggi di “all weld metal” secondo la normativa UNI EN ISO 15792-1:
“Materiali di apporto per saldatura
- Metodi di prova - Parte 1: Saggi di
prova per la realizzazione di provette
di tutto metallo di apporto di saldature
di acciaio, nichel e leghe di nichel”.
Le caratteristiche geometriche per la
realizzazione dei saggi suddetti sono
presentate nella Figura 5.
Nelle Figure 6 e 7 sono riportati invece
i saggi, eseguiti una volta con protezione di gas attiva 80% Ar - 20% CO2,
rispettivamente al diritto ed al rovescio della saldatura. Nelle Figure 8 e 9
sono riportati i saggi una volta eseguiti con protezione di gas attiva 100%
CO2, rispettivamente al diritto ed al
rovescio della saldatura. L’esecuzione
dei saggi è stata realizzata in posizione piana con preparazione dei lembi a
single-V, come prescrive la normativa
di riferimento impiegando i parametri
di saldatura consigliati dalla brochure
di presentazione del prodotto. Da tali
saggi sono state ricavate, sempre seguendo la normativa UNI EN ISO 15792-1, le
provette per l’esecuzione delle prove
di trazione longitudinale, di resilienza alla temperatura indicata dalla
classificazione del consumabile, di
piegamento e di durezza Vickers HV10,
rispettivamente secondo le normative:
r UNI EN ISO 6892-1: “Materiali
metallici - Prova di trazione - Parte 1: Metodo di prova a temperatura ambiente”;
protezione attiva UNI EN ISO 14175 M21
(rovescio della saldatura)
419
protezione attiva UNI EN ISO 14175 C1
(diritto della saldatura)
protezione attiva UNI EN ISO 14175 C1
(rovescio della saldatura)
Figura 10 - Provini impiegati nell’esecuzione delle prove distruttive per la determinazione di
duttilità, resistenza a trazione e tenacità alla rottura
r
r
r
6/* &/ *40 i.BUFSJBMJ
metallici - Prova di resilienza su
provetta Charpy - Parte 1: Metodo di prova”;
UNI EN ISO 5173: “Prove distruttive sulle saldatura di materiali metallici – Prova di piegamento”;
UNI EN ISO 6507-1: “Materiali metallici - Prova di durezza
Vickers - Parte 1: Metodo di prova”.
Nella Figura 10 sono presentati i provini impiegati per le suddette prove.
Contestualmente alle prove mirate alla
determinazione delle proprietà meccaniche dei due diversi riporti e soprattutto alla valutazione delle differenze
che si possono riscontrare tra un saggio realizzato con miscela protettiva
UNI EN ISO 14175 M21 ed un saggio
realizzato con gas di protezione UNI
420
EN ISO 14175 C1, sono state realizzate prove chimico - fisiche di determinazione dell’idrogeno diffusibile,
analisi chimica di un riporto di solo
materiale d’apporto ed analisi macrografica e micrografica della struttura
metallurgica dei saggi.
2.1 Resistenza meccanica
Le prove di trazione longitudinale in
zona fusa (Figg. 11 e 12) dei saggi
realizzati con le due differenti miscele
di protezione, hanno fornito i risultati
riportati nella Tabella 5.
Dall’analisi dei dati emerge subito
l’influenza della differente miscela
protettiva, più dettagliatamente, il
campione C1 (che, si ricorda, è stato
realizzato con atmosfera protettiva costituita da 100% CO2) presenta valori
di carico di rottura e di snervamento
leggermente inferiori rispetto al cam-
pione M21, mentre l’allungamento
percentuale, indice di una maggiore
o minore duttilità del deposito, risulta
maggiore nel caso del primo saggio.
Questa differenza è imputabile all’effetto della CO2 pura che, svolgendo
un’azione maggiormente ossidante
sul deposito, rispetto ad una miscela Ar – CO2, diminuisce il tenore di
elementi di lega quali il manganese
(Mn) ed il silicio (Si) i quali, svolgendo un’azione disossidante, vengono in
qualche misura eliminati sotto forma
di scoria alla superficie del cordone.
Analizzando i risultati in termini numerici, si riscontrano ad ogni modo
valori comunque ben superiori rispetto ai limiti imposti dalla normativa sia
americana AWS A5.18 che europea
UNI EN ISO 17632; anche i valori
medi riportati dal produttore sottostimano l’effettiva resistenza meccanica
del riporto eseguito sia con protezione gassosa M21 che con protezione
gassosa C1.
In conclusione, pertanto, le prove di
trazione longitudinale in zona fusa
hanno messo in evidenza un comportamento altamente soddisfacente del
consumabile FILEUR AMC 01.
2.2 Tenacità alla frattura
La tenacità alla frattura dei saggi di
“all weld metal” è stata valutata mediante prove di resilienza condotte secondo la normativa UNI EN ISO 148-1
su provini ricavati secondo la già citata normativa europea 15792-1; nel-
TABELLA 5 - Risultati della prova di trazione longitudinale in zona fusa
Saggio
Carico di snervamento Rs [MPa]
Carico di rottura Rm [MPa]
Allungamento [%]
M21
467,55
562,61
26,9
C1
449,13
541,39
31,2
TABELLA 6 - Risultati della prova di resilienza
Saggio
M21
C1
Posizione di prelievo
Spessore [mm]
Larghezza [mm]
Temperatura di prova [°C]
Energia [J]
KV in VWT 0/2
10,00
10,00
-40
81
KV in VWT 0/2
10,00
10,00
-40
85
KV in VWT 0/2
10,00
10,00
-40
98
KV in VWT 0/2
10,00
10,00
-40
67
KV in VWT 0/2
10,00
10,00
-40
79
KV in VWT 0/2
10,00
10,00
-40
79
la Figura 13 si riporta lo schema di
prelievo delle provette riportato dalla
suddetta normativa. Le prove di resilienza sono state condotte alla temperatura di -40 °C, come indicato dalla
normativa europea di classificazione
del consumabile UNI EN ISO 17632-A,
in quanto risulta essere più severa per
quanto riguarda le condizioni di prova
del consumabile rispetto all’equivalente americana AWS A5.18 che prevede una temperatura di prova di -30 °C
per questo consumabile.
I valori emersi dalle prove di resilienza sono sintetizzati nella Tabella 6.
Anche in questo caso, l’effetto della
Figura 11 - Esecuzione della prova di trazione
longitudinale su provino in “all weld metal”
CO2 influenza negativamente il risultato della prova rispetto alla miscela
protettiva costituita da Ar - CO2, ciononostante i valori emersi sono assolutamente soddisfacenti sia per quanto
riguarda le normative di classificazione del consumabile, sia per quanto riguarda i valori medi garantiti dal produttore (~ 80 J nel caso di protezione
con miscela M21; ~ 70 J nel caso di
protezione con miscela C1). In questo
caso l’effetto di diminuzione della tenacità alla frattura da parte della CO2
potrebbe essere dovuto al maggiore
quantitativo di calore apportato al
giunto dovuto sia al fatto che questo
gas, destabilizzando l’arco, richiede
l’esecuzione della saldatura con parametri elettrici più elevati con conseguente incremento dell’apporto termico specifico del processo, sia al fatto
che la reazione di riassociazione del
monossido di carbonio e dell’ossigeno in prossimità del bagno di fusione
comportano un incremento del calore
Media [J]
88
75
apportato al giunto.
Queste due azioni combinate possono
avere influito sulla dimensione finale del grano in zona fusa, con conseguente perdita delle caratteristiche di
resilienza del deposito. Ad ogni modo
anche in questo caso i risultati della
prova risultano ampiamente soddisfacenti sia nel caso del saggio M21 che
per il saggio C1; ciononostante si è
voluto sottoporre il materiale a condizioni di prova ancor più critiche
eseguendo ulteriori due terne di resilienze alla temperatura di prova di
Figura 13 - Schema di prelievo di provette per
test di tenacità alla frattura da saggio realizzato in “all weld metal”
Figura 12 - Provini sottoposti a prova di trazione longitudinale in zona fusa
421
Figura 14 - Saggio M21: Vista d’insieme della zona fusa in prossimità del bordo esterno
Figura 15 - Saggio M21: Particolare della
zona fusa
Figura 16 - Saggio C1: Vista d’insieme della
zona fusa in prossimità del bordo esterno
Figura 17 - Saggio C1: Particolare della zona
fusa
-60 °C per valutare il comportamento
del consumabile in condizioni limite.
Anche in questo caso il risultato delle
prove che, si tiene a precisare, non ha
alcun valore dal punto di vista della
qualificazione del consumabile, ma
può averne dal punto di vista dell’utilizzatore, hanno dato risultati confortanti, sia nel caso del saggio identificato M21 che per quello identificato
C1; in particolar modo per il primo è
risultato un valor medio di 43 J, mentre
per il secondo il valor medio scende a
40 J, in accordo con le considerazioni
fatte in precedenza riguardo all’effetto
del gas di protezione.
2.3 Duttilità
La duttilità del consumabile è stata
valutata mediante prova di piegamento laterale, condotta in accordo con la
422
normativa UNI EN ISO 5173:2012.
Questa prova ha confermato qualitativamente la buona duttilità dei saggi,
già emersa in termini di allungamento
percentuale durante le prove di trazione longitudinale in zona fusa.
2.4 Esame micrografico
L’analisi micrografica dei campioni, condotta secondo la norma UNI EN 1321,
non ha messo in evidenza particolari differenze tra il saggio realizzato
con miscela protettiva M21 e quello
realizzato con miscela protettiva C1.
Entrambi i campioni sono caratterizzati dalla presenza in zona fusa di una
struttura dendritica con ferrite proeutettoide, ferrite aciculare e carburi.
Le immagini riportate nelle Figure 14
e 15 e nelle Figure 16 e 17 mostrano
particolari della zona fusa a diversi
ingrandimenti rispettivamente del saggio M21 e del saggio C1.
2.5 Prova di durezza
L’analisi delle durezze, condotte in zona fusa sia sul campione M21 (Fig. 18)
che sul campione C1, non ha messo in
evidenza particolari anomalie: anzi,
ha confermato la presenza di strutture
di equilibrio messe in evidenza dall’analisi micrografica precedentemente
esposta. Nelle Figure 19 e 20, sono riportati i profili delle durezze eseguite
sui campioni M21 e C1.
2.6 Analisi chimica
La differenza di comportamento delle diverse miscele protettive utilizzate
nella realizzazione dei saggi (UNI EN ISO
14175 M21 e UNI EN ISO 14175 C1),
può essere messa in particolare evi-
TABELLA 7 - Risultati delle analisi chimiche condotte sui campioni M21 e C1
Saggio
C%
Mn %
Si %
P%
S%
Cr %
Mo %
Ni %
V%
Cu %
Fe %
M21
0,070
1,424
0,778
0,0086
0,0068
0,027
0,004
0,014
0,0023
0,056
97,58
C1
0,071
1,266
0,663
0,0089
0,0077
0,027
0,004
0,014
0,0021
0,056
97,86
Figura 18 - Campione di prelievo delle durezze su saggio M21
denza anche mediante l’analisi chimica di un riporto costituito integralmente da “all weld metal”. Nella Tabella 7
si mettono in evidenza i valori rilevati
a seguito dell’analisi chimica dei campioni condotta presso il Laboratorio
mediante spettrometro ad emissione
ottica (Fig. 21) con metodo a prescarica ad alta energia (HEPS). I valori
riportati nella Tabella 7 rispecchiano
quanto emerso sia dalle prove condotte presso l’Istituto Italiano della Saldatura che presso le Trafilerie di Cittadella, in quanto non si evidenziano
incongruenze rilevanti. I risultati delle
analisi chimiche confermano quanto
già detto in precedenza; le principali
differenze che si evincono dall’analisi
dei risultati riportati nella Tabella 7
si riferiscono alle percentuali di silicio (Si) e manganese (Mn). Il tenore di
questi due elementi diminuisce all’aumentare del potere ossidante della miscela: pertanto, essendo una miscela
100% CO2 maggiormente in grado di
ossidare una zona di saldatura durante l’esecuzione della stessa rispetto ad
una miscela 80 % Ar – 20 % CO2, è
ragionevole aspettarsi una maggiore
diminuzione del tenore di questi elementi disossidanti nel primo caso piuttosto che nel secondo.
Questo effetto è macroscopicamente
stato messo in evidenza anche dalle prove di trazione longitudinale: in
particolar modo, il silicio ed il manganese, oltre ad avere un’azione di-
Figura 19 - Risultato delle prove di durezza eseguite sul saggio M21
Figura 20 - Risultato delle prove di durezza eseguite sul saggio C1
Figura 21 - Spettrometro ad emissione ottica impiegato per le analisi chimiche dei campioni
423
sossidante, svolgono anche un’azione
di incremento delle caratteristiche tensili dell’acciaio a scapito, ovviamente,
della duttilità e pertanto dell’allungamento percentuale. In conclusione,
è ragionevole imputare all’azione del
gas il diverso comportamento dal punto di vista della resistenza meccanica
e della duttilità; in particolar modo il
saggio M21 realizzato con miscela di
protezione Ar - CO2 ha mostrato una
maggiore resistenza meccanica rispetto al saggio C1, realizzato in atmosfera di 100% CO2; quest’ultimo, però, è
caratterizzato da un maggiore valore
dell’allungamento a rottura percentuale (indicatore della duttilità), incrementato dalla minore percentuale di
silicio e manganese.
2.7 Determinazione dell’idrogeno
diffusibile
A differenza di un filo pieno, i fili animati (pur considerando le significative
differenze che intercorrono tra le tipologie metal cored, flux cored o self
– shielded), sono costituiti da un elettrodo che può essere tubolare o ricavato da piattina ed in seguito riempito
internamente di flusso scorificante.
Questo garantisce una serie di vantaggi che non si possono riscontrare
in un filo pieno quali, ad esempio, la
possibilità di interagire sulla metallurgia del deposito, attraverso l’aggiunta
di elementi opportuni nella composizione del flusso come avviene nei fili
animati flux cored; oppure la possibilità di incrementare la produttività del
filo (valutata, tipicamente, attraverso
il tasso di deposito espresso in kg/h di
deposito, per cui il 95% del filo circa
viene depositato), mediante l’inserimento di un riempimento in polvere
metallica, come avviene nei fili animati metal cored. Analogamente a quanto avviene per gli elettrodi rivestiti, il
flusso di riempimento durante la sua
fase di fabbricazione viene agglomerato con acqua, la quale tende in parte a rimanere nel flusso anche dopo il
trattamento di essicazione e quindi ad
essere immessa nel bagno di saldatura
durante l’esecuzione della stessa.
Quest’acqua (detta di cristallizzazione) è la causa della presenza di
idrogeno diffusibile all’interno di un
filo animato e può quindi comportare
424
Figura 22 - Sezione di filo animato tubolare
Figura 23 - Sezione di filo animato da piattina
problematiche sia di natura operativa
(principalmente porosità) che di natura metallurgica (ad esempio, cricche
a freddo, microcricche da idrogeno o
infragilimento). Quanto detto vale per
i fili animati ricavati da piattina; per
quanto riguarda i fili animati tubolari, categoria cui appartiene il consumabile in oggetto, nonostante il flusso
sia sempre agglomerato, essi presentano una minor percentuale di acqua
in quanto questa viene allontanata
durante il processo di ricottura intermedio, tipico dei soli fili animati tubolari, garantendo, pertanto, un tenore
di idrogeno diffusibile particolarmente
basso. Altro vantaggio dei fili animati
tubolari rispetto a quelli derivanti da
piattina ripiegata, sta nell’impossibilità dei primi, molto più protetti rispetto
ai secondi come si può vedere dalle
Figure 22 e 23, ad assorbire umidità
dall’esterno; il valore H5 o H4 indicato nella classificazione del consumabile, pertanto, tende a rimanere costante
nel tempo. Si è ritenuto pertanto utile
effettuare una valutazione del contenuto di idrogeno diffusibile all’interno
del filo animato FILEUR AMC 01.
La normativa di classificazione europea e quella americana, rispettivamente la UNI EN ISO 17632-A e
AWS A5.18 con i simboli H5 ed H4,
prevedono rispettivamente un contenuto massimo di idrogeno diffusibile pari
a 5 ml/100 g e 4 ml/100 g di deposito.
Le analisi del contenuto di idrogeno
diffusibile effettuate presso i laboratori delle Trafilerie di Cittadella hanno
messo in evidenza un contenuto medio
di 3,26 ml di H2 ogni 100 g di deposito
per il saggio realizzato con miscela di
protezione UNI EN ISO 14175 M21 e
3,16 ml di H2 ogni 100 g di deposito
per il saggio realizzato con miscela
di protezione UNI EN ISO 14175 C1.
Questi valori rientrano ampiamente
nei limiti imposti dalle normative e
si avvicinano in modo significativo a
quanto dichiarato dal produttore.
3. Caratteristiche operative:
la parola al saldatore
Al fine di valutare e fornire impressioni ad ampio spettro sul comportamento del consumabile testato, non può
mancare l’opinione di chi poi testerà
realmente sul campo il filo animato
metal cored FILEUR AMC 01.
I saldatori dell’Istituto Italiano della
Saldatura si sono presi carico, pertanto, di eseguire una serie di saggi, in
diverse posizioni operative, al fine di
fornirci le loro impressioni.
Sono stati eseguiti dapprima due saggi: uno in posizione verticale ascendente (UNI EN ISO 6947 PF), l’altro
in posizione frontale (UNI EN ISO
6947 PC). Affiancando i tecnici e ben
conoscendo le differenze che sussistono a livello operativo tra l’esecuzione
di una saldatura in verticale ascendente ed una in frontale, annotiamo il
comportamento di questo consumabile
specialmente in termini di tendenza
alla formazione di spruzzi, presenza
di ossidi e silicati alla superficie del
cordone e stabilità dell’arco elettrico;
tenendo conto, ovviamente, che tutte le
informazioni che si riporteranno di seguito non possono che essere di carattere squisitamente qualitativo. I saggi
eseguiti nelle due posizioni sopra citate sono presentati rispettivamente
nelle Figure 24 e 25. Occorre ricordare, inoltre, che la posizione in cui il
filo animato metal cored garantisce le
Figura 24 - Saggio realizzato in posizione
verticale ascendente (PF)
frontale (PC)
d’angolo piano (PB)
Figura 27 - Sezione trasversale del saggio
realizzato in posizione d’angolo piano
migliori prestazioni dal punto di vista
della stabilità d’arco, dell’assenza di
spruzzi e della produttività (in quanto si
salda in modalità di trasferimento spray
arc), risulta essere la posizione d’angolo
frontale (UNI EN ISO 6947 PB).
Nelle Figure 26 e 27 sono rappresentati rispettivamente un saggio realizzato
in posizione UNI EN ISO 6947 PB dai
saldatori delle Trafilerie di Cittadella
ed una sezione trasversale del suddetto saggio. Affiancando i tecnici durante l’esecuzione dei saggi ed esaminandone i risultati, il filo animato metal
cored AMC 01 presenta un’ottima stabilità dell’arco elettrico cui conseguono, pertanto, ridotte quantità di spruzzi. La presenza di silicati ed ossidi alla
superficie del cordone appare modesta; per valutare il comportamento del
consumabile in condizioni critiche, si
è voluta testare anche la rifusibilità di
queste segregazioni, simulando le condizioni che si possono ritrovare applicando procedure tipo multipass.
Per testare questa caratteristica, è stato eseguito un saggio in posizione piana; la prima passata è stata realizzata
senza asportare nessun tipo di impurezza solidificata all’apice del cordone, mentre le passate successive sono
state realizzate prestando particolare
cura alla rimozione di queste, in modo
da avere la certezza che eventuali inclusioni di ossidi o silicati fossero imputabili ad una non completa rifusione
di quelle presenti in prima passata.
A questo punto, una volta completato il
saggio, si è effettuata una radiografia
del saggio per valutare quanta scoria
(considerata in senso lato) non fosse
stata rifusa. I risultati sono altamente
soddisfacenti, in quanto la lastra radiografica non ha messo in evidenza
alcuna presenza di inclusioni lungo il
cordone; ciononostante si vuole sottolineare che questa è stata una prova con il solo fine di valutare il consumabile in condizioni limite, è quasi
superfluo osservare che non si vuole
in alcun modo sostenere o promuovere – in questo modo – l’esecuzione di
saldature multipass senza prevedere
l’esecuzione di una pulizia del cordone tra una passata e la successiva.
4. Conclusioni
In conclusione di questo articolo e per
comodità del Lettore, riteniamo utile
riassumere il giudizio emerso a valle
di ogni singola prova realizzata, nella
tabella di seguito riportata.
425
Caratteristiche funzionali ed operative
Caratteristiche del consumabile
Confezionamento,
etichettatura ed
informazioni cogenti
Documentazione
tecnica volontaria
426
Completezza delle
informazioni
La brochure di presentazione del prodotto, nonostante l’aspetto schematico,
definisce in modo chiaro e soddisfacente le caratteristiche del prodotto.
Qualità delle
informazioni
Le informazioni riportate sono principalmente di carattere tecnico, accompagnate,
però, da tabelle ed immagini esplicative che permettono di comprendere
nell’immediato le varie proprietà. E’ presente una lieve imprecisione circa le
posizioni di saldatura.
Riferimenti tecnici
Proprietà del consumabile e riferimenti normativi sono aggiornati e riportati in
modo esaustivo.
Confezionamento
Le bobine di filo animato FILEUR AMC 01 non presentano caratteristiche
particolari; chiara l’etichetta identificativa del prodotto.
Etichettatura
L’etichetta si presenta leggibile e chiara.
Scheda di sicurezza
La scheda, facilmente disponibile sul web, è scritta in italiano ed appare completa
di tutti i punti previsti.
Resistenza alla
trazione del giunto
saldato
Il carico di rottura di un saggio di solo materiale d’apporto valutato mediante
prova di trazione longitudinale in accordo con la normativa UNI EN ISO 6892-1,
risulta maggiore nel caso in cui si saldi in atmosfera 80% Ar – 20% CO2 rispetto
al caso della saldatura in atmosfera 100% CO2; in particolare i carichi di rottura
raggiungono rispettivamente i valori di 562,61 MPa e 541,39 MPa.
Duttilità del giunto
saldato
Le prove di piegamento laterale realizzate secondo normativa UNI EN ISO 5173
hanno avuto tutte esito soddisfacente.
Tenacità del giunto
saldato
Le prove di resilienza condotte secondo UNI EN ISO 148-1 ad una temperatura
di prova pari a -40 °C hanno fornito valori medi di 88 J per il giunto realizzato
sotto protezione 80% Ar – 20% CO2 e di 75 J per il giunto realizzato con gas di
protezione 100% CO2.
Idrogeno diffusibile
Il valore di idrogeno diffusibile presente nel consumabile è pari a circa 3,21 ml/100 gr.
Stabilità dell'arco
Il filo animato FILEUR AMC 01 è caratterizzato da una buona stabilità d’arco, la
quale consente una buona gestione del bagno di saldatura e l’assenza di spruzzi.
Gestione del bagno
Il bagno di fusione risulta molto gestibile, con conseguente miglioramento sulla
regolarità di maglia del cordone.
Saldatura in posizione
La facile gestione del bagno e la stabilità dell'arco permettono un buon controllo
anche in posizione.
Rimozione della
scoria
La scoria di questo consumabile si rimuove molto facilmente e risulta facilmente
rifusibile, caratteristica da non sottovalutare, specie se si salda in cianfrino stretto.
Comportamento in
prima passata
Il comportamento in prima passata è soddisfacente, con la necessità di moderare
l’intensità di corrente per mantenere il controllo del bagno ed ottenere l’adeguata
fusione dei lembi.
Comportamento
in passate di
riempimento
Il comportamento in fase di riempimento è anche in questo caso soddisfacente, da
non sottovalutare l’elevata produttività intesa come kg/h di deposito tipica di questa
categoria di consumabili.
Regolarità di maglia
La maglia si presenta regolare, tanto nella saldatura in piano che in quella in
posizione.
Pubblicazioni IIS
Ispezione dei giunti saldati
Questo nuovo volume, dedicato all’ispezione dei giunti saldati, può essere considerato una guida fondamentale per tutti coloro che si interfacciano con le problematiche di controllo delle costruzioni saldate, sia in fase di fabbricazione che in
servizio e, più in generale, con i diversi metodi di prova non distruttiva.
La lunga esperienza maturata dall’IIS nel settore della diagnostica industriale, gli
ha permesso di acquisire un’oggettiva competenza, riconosciuta anche a livello
internazionale, nelle metodologie di controllo; tale competenza è ora riversata in
quest’opera, che costituisce pertanto, oltre ad un valido supporto didattico, un
HIÀFDFHPH]]RGLDJJLRUQDPHQWRWHFQLFRSHUSURJHWWLVWLUHVSRQVDELOLHWHFQLFLGL
produzione e del controllo qualità, responsabili e tecnici addetti al monitoraggio
ed all’ispezione d’impianto, ricercatori e studenti universitari di facoltà ad
LQGLUL]]RWHFQLFRVFLHQWLÀFR
,OWHVWRqDQFKHXQYDOLGRVWUXPHQWRIRUPDWLYRSHUODTXDOLÀFD]LRQHGLLPSRUWDQWL
)LJXUH3URIHVVLRQDOLTXDOLJOL,QWHUQDWLRQDO:HOGLQJ,QVSHFWRU,:,7DOLSURÀOL
professionali, richiamati da diverse normative di prodotto, direttive e regolamenWLVRQRVWDWLGHÀQLWLDVHJXLWRGHOO·DUPRQL]]D]LRQHDOLYHOORLQWHUQD]LRQDOHGHL
SHUFRUVLGLTXDOLÀFD]LRQHGDOO·(XURSHDQ:HOGLQJ)HGHUDWLRQ(:)HGDO
dall’International Institute of Welding (IIW), grazie anche al contributo attivo
dell’IIS, Membro Fondatore di entrambe le organizzazioni.
Dopo una breve introduzione sul controllo di qualità ed alcuni cenni sui controlli indiretti, preliminari alla fabbricazione mediante saldatura, sono illustrate le
diverse tipologie di controllo mediante PND, le loro peculiarità applicative (sia in
fabbricazione che in servizio), i principi fondamentali, le tecniche e le apparecchiature più utilizzate.
In particolare vengono illustrati l’esame visivo (VT), il controllo con liquidi penetranti (PT), il controllo con particelle magnetiche (MT), il controllo ultrasonoro
87LOFRQWUROORUDGLRJUDÀFR578QVLQJRORFDSLWRORIRUQLVFHXQDVLQWHWLFD
HVSRVL]LRQHVXOO·HVDPHFRQFRUUHQWLLQGRWWH(7VXOFRQWUROORSHUULYHOD]LRQHGL
IXJKH/7HVXOFRQWUROORSHUHPLVVLRQHDFXVWLFD$7,QÀQHLOYROXPHVLFRQFOXGHFRQXQDLQWHUHVVDQWHWUDWWD]LRQHVXOODPHWDOORJUDÀDGHLJLXQWLVDOGDWLHVXL
processi di danneggiamento in servizio di strutture e componenti saldati.
6LWHQJDSUHVHQWHFKHLFRQWHQXWLGHOSUHVHQWHWHVWRSHUXQ·HIÀFDFHD]LRQH
GLGDWWLFDÀQDOL]]DWDDGXQDTXDOLÀFD]LRQHSURIHVVLRQDOHGHYRQRHVVHUHYDQWDJJLRsamente integrati dalle lezioni, dimostrazioni ed esercitazioni svolte dagli Istruttori dell’Istituto, i soli in grado di trasferire l’insieme delle esperienze teoriche
e pratiche dell’IIS, derivanti dalla sua continua attività di ricerca, normazione e
assistenza tecnica all’industria.
Indice
Settore DDC
Maura Rodella
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
www.iis.it
3)
4)
5)
6)
,QWURGX]LRQH
&ODVVLÀFD]LRQHGHLFRQWUROOLGHOOHVDOGDWXUH
L’esame visivo (VT)
Il controllo con liquidi penetranti (PT)
Il controllo con particelle magnetiche (MT)
Il controllo ultrasonoro (UT)
,OFRQWUROORUDGLRJUDÀFR57
&HQQLVXDOWULPHWRGLGLFRQWUROORQRQGLVWUXWWLYR
0HWDOORJUDÀDGHLJLXQWLVDOGDWL
'DQQHJJLDPHQWRGDHVHUFL]LR
2010, 344 pagine, Codice: 101008, € 75,00
Nascono le “prassi di riferimento”.
Una risposta tempestiva per mercati che cambiano
r
r
r
r
r
Disporre di un riferimento tecnico di rapida formalizzazione che
risponda ad esigenze - anche solo
di parti - del mercato.
Anticipare l’applicazione di prescrizioni già condivise in nuove filiere socioeconomiche, a vantaggio
di future attività di normazione.
Documentare in modo credibile e
trasparente le pratiche di standardizzazione e prassi già in uso.
Accrescere la cultura dell’innovazione e favorire contesti di sviluppo
per le future attività di normazione.
Sperimentare a livello nazionale le esperienze già collaudate
con successo da CEN, ISO, BSI,
AFNOR…
Questi i motivi che hanno portato
l’UNI a definire le “prassi di riferimento”, una tipologia di documento
para-normativo nazionale che permette di condividere e formalizzare contenuti tecnici innovativi, nella quale la
limitazione del coinvolgimento delle
parti interessate (e quindi del livello
di consenso) è funzionale alla rapidità
dell’iter e quindi al ruolo di trasferimento della conoscenza richiesto al
mondo della normazione. Il Consiglio
Direttivo ha rivolto la propria attenzione a tali forme di elaborazione tecnica già nel biennio 2009-2010 affrontando il tema della qualità e sostenibilità dei processi organizzativi e della
filiera dei servizi; nelle Linee Politiche
UNI 2011-2013 ha voluto confermare
l’utilità di regolamentare nuove forme
di pubblicazioni para-normative, frutto di collaborazioni con soggetti istituzionali, al fine di accrescere la cultura
dell’innovazione e preparare i contesti
di sviluppo per le attività di normazione, in particolare - ma non solo - nel
settore dei servizi. Sono quindi state definite le caratteristiche (tramite
un’apposita regolamentazione e una
procedura) di una nuova tipologia di
documento UNI, denominata “prassi di riferimento” ed approvata dagli
organi direttivi dell’Ente. Una sezione
dedicata del sito (la voce “Le prassi
di riferimento” nel menu “Conoscere”)
presenta nel dettaglio gli aspetti fondamentali (di processo, contenuto e
forma) della nuova linea di pubblicazioni UNI.
Cosa sono?
Sono documenti che introducono prescrizioni tecniche o modelli applicativi
settoriali di norme tecniche, elaborati sulla base di un rapido processo di
condivisione ristretta ai soli autori,
sotto la conduzione operativa di UNI,
e da esso emanati, verificata l’assenza
di norme o progetti di norma allo studio. Non essendo documenti normativi, le prassi di riferimento non sono
elaborate all’interno degli organi tecnici del Sistema UNI bensì in appositi
“Tavoli”.
Che vita utile hanno?
Dopo 2 anni dalla pubblicazione (tempo stimato necessario per consentirne
la diffusione e l’applicazione sul mercato) viene valutata l’opportunità e
l’interesse di “fare evolvere” la prassi
di riferimento in un documento norma-
429
Normativa Tecnica
tecnica
tivo sul medesimo argomento.
Le prassi hanno infatti una vita utile
non superiore a 5 anni, periodo massimo entro il quale possono essere trasformate in norma UNI, UNI/TS, UNI/TR
oppure ritirate.
Chi le scrive?
Le prassi di riferimento sono elaborate nell’ambito di un formale “Tavolo”
- al di fuori degli organi tecnici del
Sistema UNI - costituito da rappresentanti delle organizzazioni che hanno
chiesto all’UNI di definire il documento. Queste sono di fatto le committenti
del lavoro, poiché sono tenute a firmare un contratto che - oltre a specificare
il titolo, lo scopo, le risorse, i tempi e
le azioni di diffusione - definisce anche gli aspetti economici connessi al
finanziamento della realizzazione della prassi.
Naturalmente il “profilo” del richiedente deve assicurare una rappresentatività ampiamente riconosciuta
dal mercato: per esempio può essere
un’entità pubblica o un consorzio di
organizzazioni.
Agli esperti sopra citati si possono aggiungere esperti del sistema UNI, che
possono portare esperienze specifiche
in ambiti limitrofi già normati.
I contenuti
Le prassi di riferimento contengono
specificazioni tecniche in forma descrittiva riguardanti argomenti di tutti
i settori di competenza dell’Ente, con
particolare riguardo ai settori innovativi per la normazione; in particolare
prassi già in uso nell’ambito delle prestazioni dei servizi erogati al consumatore/cittadino, applicazioni settoriali
di specifiche esistenti, disciplinari industriali, protocolli per la gestione di
marchi proprietari, modelli di gestione
sperimentati a livello locale, adozione
a livello nazionale di CWA...
430
Rispetto alle norme…
Le prassi di riferimento sono documenti i cui contenuti esprimono le
esigenze di soggetti significativi del
mercato e la cui elaborazione è garantita da regole UNI. Non sono norme
tecniche UNI, specifiche tecniche UNI/
TS o rapporti tecnici UNI/TR (dalle
quali si differenziano per il processo di
elaborazione, le tipologie di soggetti
coinvolti, il livello di consenso e la veste grafica) ma possono diventarlo se
successivamente vengono condivise da
tutto il mercato di riferimento.
Come si fanno?
Le prassi di riferimento sono caratterizzate da un iter di elaborazione particolarmente veloce (8 mesi dall’approvazione della richiesta), con una
procedura estremamente snella, sintetizzabile in sei fasi:
1. Inquadramento
Individuazione o raccolta delle esigenze dei nuovi mercati e di nuovi soggetti
interessati; verifica dell’esistenza di
norme o progetti allo studio in sede
di normazione nazionale, europea ed
internazionale; verifica dell’eventuale
interesse alla partecipazione da parte
di esperti degli organi tecnici; valutazione politico-strategica di fattibilità.
4. Elaborazione
Periodo di discussione e stesura del
testo del documento utilizzando preferibilmente gli strumenti informatici di
lavoro remoto.
5. Consultazione pubblica
Il testo predisposto dal “Tavolo” viene
reso pubblico e sottoposto a una consultazione aperta (sempre tramite gli
strumenti informatici) per raccogliere
i commenti del mercato e risolvere le
eventuali opposizioni.
6. Pubblicazione
Gli organi direttivi dell’UNI - verificando la coerenza con il progetto
iniziale - ratificano il documento e ne
autorizzano la pubblicazione come
prassi di riferimento, identificata dalla
sigla “UNI/PdR” seguita da un numero progressivo; partendo dal principio
che la loro elaborazione è finanziata, le prassi saranno rese disponibili
gratuitamente per mezzo dell’accesso
libero sul sito internet UNI, con una
modalità di ricerca che ne consenta la
rintracciabilità anche a catalogo.
Per maggiori informazioni:
2. Contratto
Sottoscrizione di un accordo di collaborazione con il committente, che
indichi dettagliatamente gli elementi
caratterizzanti il progetto di prassi di
riferimento e gli aspetti economici.
3. Avvio
Diffusione dell’informazione della partenza della nuova attività para-normativa; raccolta di eventuali commenti,
osservazioni, dichiarazioni di interesse; convocazione della riunione insediativa del “Tavolo”.
Direzione Relazione Esterne,
Sviluppo e Innovazione
[email protected]
www.uni.com
COMPETENCE IN
STAINLESS STEEL WELDING
AVESTA WELDING – UNO SPECIALISTA IN UN GRANDE GRUPPO
Elettrodi rivestiti, fili animati, fili pieni. AVESTA WELDING ha in catalogo una gamma
completa di prodotti per saldare gli acciai inossidabili. Le elevate competenze nel campo
dell’ inossidabile danno ad AVESTA WELDING la possibilità di suggerire le soluzioni
ottimali nella scelta dei materiali di base, dei materiali d’apporto e dei procedimenti
di saldatura. Per tutti i casi di richieste particolarmente esigenti, potete affidarvi ad
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Technology is life
Dalle Associazioni
Assemblea Generale ANASTA
nell’incertezza del periodo
2011-2012
Il 21 Marzo 2012 i rappresentanti
delle Aziende Associate e del mondo
della saldatura e del taglio si sono
riuniti per lo svolgimento dell’Assemblea ANASTA. E’ stata la prima come
associazione che opera nell’ambito
rappresentativo della Federazione
ANIMA e di Confindustria.
Infatti, è emersa sempre di più la necessità di avere una reale visibilità e
qualificazione della nostra attività, per
cui le aziende associate ad ANASTA
hanno voluto uscire dal guscio che le
ha protette dal 1973, per avere un maggior peso decisionale e propositivo.
ANIMA può mettere a disposizione di
ogni comparto presente nel sistema,
competenza e conoscenza, i progetti e
le attività che si identificano nei programmi dei settori, favorendo lo scambio di esperienze e collaborazione tra i
vari comparti e servizi centrali.
Viene confermato nella sua totalità
il Consiglio Direttivo ed il Comitato
di Presidenza guidato dal Presidente
Giuseppe Maccarini.
L’attività di ANASTA è proseguita, an-
che nel 2011, ponendosi come promotrice della diffusione della cultura nel
settore della saldatura e del taglio dei
metalli. L’Istituto Italiano della Saldatura ha avuto come promotore ANASTA
nelle sue attività di alto livello tecnico culturale: le Giornate Nazionali di
Saldatura 6, del 26-27 Maggio 2011 e
le Olimpiadi Italiane della Saldatura.
ANASTA, con la partecipazione di propri delegati alle attività fondamentali
della normativa nazionale, europea e
mondiale offre alle aziende associate
le informazioni, l’aggiornamento e le
interpretazioni affinché siano preparate e si posizionino correttamente sul
mercato. Il supporto ed il confronto
con i partner europei nell’ambito EWA
ha valorizzato le nostre proposte e ne
ha acquisite di nuove.
Il 14 Ottobre 2011 a Milano si è tenuta
la seconda edizione di SALDAT Forum, una giornata indirizzata alla comunicazione della saldatura e taglio
dei metalli. La manifestazione è diventata un momento di incontro tra operatori del settore, offrendo opportunità
di confronto e condivisione. Nell’area
meeting-point le associazioni partner
(Assofermet-Ferramenta, ACAI, ANIMA,
FNDI e Istituto Italiano Saldatura)
hanno messo a disposizione dei visitatori le loro esperienze.
Particolare interesse è stato riscosso
dalla Formazione dell’Istituto Italiano
Saldatura.
433
Dalle Associazioni
Il mercato saldatura e taglio dei metalli
Un’analisi del mercato nazionale viene fatta utilizzando le rilevazioni e le
attività di alcuni settori interessati alla
saldatura e taglio, oltre a quelle della
saldatura e taglio tradizionali.
EUROFER analizza il mercato europeo dell’acciaio per settori fino al
2013. Sia per settore sia per periodi
dell’anno si trova un parallelismo con
il mercato della saldatura e del taglio.
I consumi di acciaio nell’anno 2013
raggiungeranno quelli del 2005, ben
lontani dalla vetta del 4° trimestre
2007. Invece, secondo ANIMA, l’industria meccanica italiana ha vissuto un
anno 2011 a velocità variabile.
Analizzando il mercato della saldatura
e taglio, ANASTA rileva che nel 2011
quello italiano si conferma il secondo
mercato in Europa con uno share del
18% per il materiale arco e del 21%
per i prodotti consumabili.
Il primo mercato è quello tedesco con
uno share rispettivamente del 25% e
del 23%. Segue la Francia con un mercato pari a circa la metà di quello della Germania. Confrontando il mercato
nazionale degli ultimi dieci anni, si
rileva l’allontanamento dai valori del
2003, ma anche dai ritmi di crescita
degli anni 2003 - 2007. Dobbiamo anche tenere in evidenza che la quota più
importante del mercato nazionale è
quella dei prodotti di consumo, 42% in
valore, che però è il 50% in quantità,
con un calo del 7%. Questo significa
che in Italia si salda meno od al limite
si ottimizzano i consumi.
I presidenti dei Gruppi Professionali
hanno fatto l’analisi del mercato per
ogni settore.
434
Giuseppe Sala per gli Apparecchi per
la saldatura e taglio ossigas manuale
evidenzia un andamento del mercato
nazionale 2011 in positivo dello 0,6%,
erodendo nel secondo semestre il positivo del 3,2% del primo. Le prospettive
del 2012, secondo le aziende associate
ad ANASTA, non differiscono dagli ultimi tre anni, anche se non si vedono
negatività, ma stabilità per il 75% e
crescita per il 25%.
Andrea Barocco per il Materiale Arco e Resistenza mostra come il 2011
abbia evidenziato un moderatissimo
incremento, caratterizzando una sostanziale stasi del mercato rispetto al
2010. Inoltre questi ultimi 6 mesi e
l’inizio del 2012 fanno preludere ad una
fase di nuova stagnazione, se non un
ritorno recessivo, aumentando il tempo di ritorno ai livelli pre-crisi.
Luigi Frasson sostiene che “si lavora
poco”, perché il valore delle vendite
dei Prodotti Consumabili per la saldatura in Italia è cresciuto appena di
un 1,7%, ma soprattutto la quantità
venduta è diminuita del 7,4%. La diversa situazione dei settori industriali
si ritrova nell’andamento delle vendite
per tipo di prodotto. Le prospettive per
l’anno 2012 mostrano un lieve miglioramento rispetto a quelle di fine anno.
Pierfrancesco Sanasi prende atto che
l’Automazione di Saldatura ha registrato una crescita del fatturato
rispetto all’anno 2010, segnando un
+18,14%. I risultati sono differenti tra
l’automazione di saldatura robotizzata
e quella tradizionale.
Per Francesco Vago l’Automazione di
Taglio, dopo un 2010 di riscatto, è tornata a registrare un segno meno sulle
vendite nazionali. Il 2011 ha così fatto
segnare un -3,64% rispetto all’anno
precedente. Le impressioni tra gli addetti dell’automazione taglio circa le
prospettive per i prossimi mesi sono
per una certa stabilità del mercato.
Non ci aspettiamo pertanto grandi
sorprese per il 2012.
Attività’ tecnico-normativa dei
Gruppi Professionali
La fondamentale ed importante attività delle Commissioni Tecniche
Operative dei Gruppi Professionali di ANASTA continua, dalla fine dell’anno 2011, con il supporto dell’Ing. Alessandro Maggioni
dell’Area Tecnica di ANIMA.
Il risultato è stato una elevazione di
merito nella valutazione di norme,
direttive CE ed interpretazioni, con
piena soddisfazione dei Presidenti dei
Gruppi Professionali. I progetti 2012
da segnalare sono le Fiere estere di interesse per il settore ANASTA da realizzare in collaborazione con ANIMA.
La Federazione ANIMA è stata presente
alla Mostra-Convegno EXPOCOMFORT
con un’ampia area dedicata alla meccanica ed alle tecnologie presenti in
fiera. ANASTA è intervenuta illustrando l’“efficienza energetica e ambiente
per la saldatura e il taglio”. In collaborazione con l’Ufficio Studi ANIMA,
ANASTA ha programmato uno studio
per l’analisi della “Filiera Saldatura
& Taglio. Dalla Produzione alla Destinazione d’uso” e l’aggiornamento
della “Stima mercato nazionale saldatura”, per completare le rilevazioni delle
vendite fatte con le aziende associate ad
ANASTA.
Giuseppe Maccarini
Presidente ANASTA
MATAIR
DELVIGO COMMERCIALE
IMPIANTO DI TRATTAMENTO DEL FLUSSO DI SALDATURA IN CONTINUO
L'impianto, di costruzione della nostra Rappresentata MATAIR (F), è costituito da una parte
superiore (modulo MEFC 60 SP) che contiene fino a 60 lt di flusso per volta, e che governa il
riscaldamento e la discesa del flusso alla temperatura desiderata, nella parte inferiore.
Tale sezione è costituita da un forno EF (con capacità di 50 ± 100 ± 200 litri) che raccoglie il
flusso riscaldato e lo mantiene alla temperatura desiderata.
Il complesso degli apparecchi proposti consente di prelevare il primo flusso trattato dopo 15' 20' dalla prima carica nel modulo MEFC 60SP, con evidenti vantaggi economici, energetici e di
gestione.
Temperatura
350° C
D
150° C
15 minuti
Tempo
C.E.R.
F
MATAIR produce, inoltre, impianti mobili di aspirazione AF che assemblati con i
complessi di trattamento del flusso (MEFC 60 e EF), costituiscono l¶LPSLDQWR di
riciclaggio del flusso C.E.R.F. &HQWUHG¶eWXYDJHHW5HF\FODJHGH)lux) che
aspira il flusso usato dalle teste di saldatura, lo tratta, lo miscela con il nuovo e lo
riporta in tramoggia.
DELVIGO COMMERCIALE S.n.c.
Sede Legale e Magazzino: I ± 19020 Ceparana di Follo ± SP ± Via Venezia ± Loc. Cerri
Tel. 0187/931202 ± Fax 0187/939094
Sito: www.delvigo.com ± E-mail: [email protected]
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5.
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1*
Agenzia di Comunicazione
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Via G. Biancardi, 2 - 20149 Milano
02 8945 9724 @ [email protected]
www.mediavalue.it
facebook.com/mediavaluemilano
Questa nuova ASU all'avanguardia
produrrà 200 tonnellate di ossigeno ed
azoto al giorno per soddisfare le esigenze attuali e future dei clienti industriali nella regione.
È completamente standardizzata, estremamente conveniente in termini di
costi, viene fornita in moduli pre-assemblati e offre molti vantaggi, compreso un design ed un layout compatto
nonché un utilizzo ed una manutenzione più semplici.
AIR LIQUIDE,
nuova unità di produzione
in Russia
Air Liquide prosegue il suo sviluppo
a lungo termine in Russia mettendo in
servizio una nuova Unità di Separazione dell’Aria che produrrà ossigeno
e azoto nella zona economica speciale
di “Alabuga” in Tatarstan (nella regione del Volga).
Il Tatarstan è una delle repubbliche
economicamente più sviluppate della
Federazione Russa. La sua economia
è la quinta in Russia in termini di PIL
regionale. Uno dei principali fattori di
sviluppo di questa importante economia regionale è una significativa capacità produttiva: la produzione industriale costituisce circa il 40% del PIL
del Tatarstan.
Air Liquide sta pianificando di sviluppare ulteriormente le sue attività in
Alabuga creando una rete di pipeline e
sviluppando la supply chain per i suoi
clienti. L'investimento complessivo di
Air Liquide in questo progetto è di circa 35 milioni di Euro (come annunciato il 14 Maggio 2009).
Air Liquide è presente in Alabuga dal
2008. Il primo passo di questo sviluppo, iniziato nel 2010, è stata la messa in servizio di un'unità con capacità
produttiva di 40 tonnellate al giorno di
ossigeno gassoso al fine di alimentare
tramite pipeline l'unità di produzione di
fibra di vetro di Preiss-Damler-Tatneft.
novativa del Gruppo quando si tratta
di assicurare l'efficienza delle sue attività e di migliorare la competitività.
Con gli sviluppi più recenti, Air Liquide sarà in grado di espandere la sua
offerta Industrial Merchant in questa
area in forte crescita della Russia.
Questo investimento è in linea con il programma di investimenti del Gruppo mirati all'espansione dei bacini industriali
nelle economie in via di sviluppo.”
Guy Salzgeber, Vice-President Nord e
Centro Europa e membro del Comitato
Esecutivo di Air Liquide, ha commentato: “La standardizzazione di queste
unità è un esempio della capacità in-
AIR LIQUIDE ITALIA
Via Capecelatro 69
20148 Milano
Tel. 02 4026 362
www.airliquide.it
437
Dalle Aziende
ESAB,
nuova vita ai “vecchi”
ma afÀdabili robot
Circa 40 anni fa, nel 1974, ESAB ed
ASEA (oggi ABB) brevettarono il primo robot elettrico per saldatura al
mondo. Da allora, i radicali sviluppi
nelle tecnologie della saldatura robotizzata, apportati da ESAB e da altri
pionieri, hanno trasformato completamente questo settore industriale.
Con l’accelerazione del ritmo dei cambiamenti, aumentano anche le esigenze di velocità, qualità e produttività.
Per rimanere competitivi nelle produzioni più impegnative, sono essenziali
le più avanzate tecnologie di saldatura. Ma è proprio necessario e conveniente rottamare tutti quei robot industriali robusti e affidabili, che funzionano ancora così bene?
L’investimento iniziale è stato infatti
notevole e la totale sostituzione degli
impianti può essere una scelta troppo
onerosa e addirittura antieconomica,
con il rischio di non ammortizzare l’investimento in tempi ragionevoli.
ESAB propone una valida alternativa,
con una efficace operazione di retrofit
che può iniettare nuova vita nella vostra linea di produzione. Non si tratta
di un’operazione estetica di facciata o
semplicemente di ripristinare le prestazioni dell’impianto “come da nuovo”, ma di raggiungere un livello ben
superiore alle caratteristiche originarie della stazione robotizzata.
Nuova vita con tecnologie sicure
Il grande balzo in avanti ottenibile con
un kit di retrofit ESAB può fare ben più
che allungare la vita utile del robot.
Può infatti migliorare drasticamente
le prestazioni di saldatura originarie
dell’impianto.
FRONIUS,
ecco le nuove punte guidaÀlo
Contec MD
SAT™ (Swift Arc Transfer)
Nuovo procedimento ESAB per la
saldatura MAG ad altissima velocità, che utilizza il filo non ramato
OK AristoRod™ con velocità molto
superiori ai limiti della normale saldatura spray-arc. Si possono ottenere velocità di saldatura di oltre 150 cm/min
con cordoni di ottimo aspetto, buona
penetrazione del giunto, basso apporto di calore e deformazioni ridotte.
Più di tre anni fa la prima generazione
delle punte guidafilo Contec ha definito nuovi standard. Nella saldatura
automatizzata, queste punte aumentano notevolmente la durata delle torce
per saldatura rispetto a quelle dotate
del convenzionale ugello, soprattutto dell'alluminio. Gli utilizzatori di
vari settori desideravano poter avere
questi vantaggi anche nella saldatura
dell'acciaio. Fronius ha risposto a queste esigenze di mercato con la seconda
generazione: Contec MD, in grado di
incrementare da cinque a quindici volte la durata sia nella saldatura dell'alluminio che dell'acciaio. A questo si
aggiungono anche altri vantaggi quali
maggiore stabilità del processo e di
disponibilità dell'impianto, TCP (Tool
Center Point) preciso e giunti saldati
esteticamente perfetti.
La punta guidafilo convenzionale delle
torce per saldatura ad arco voltaico è
un pezzo soggetto ad usura con tutti
gli svantaggi che ne derivano. I fili di
saldatura duri, al loro passaggio, ne
usurano il diametro cilindrico interno
fino al cono. Di conseguenza la zona di
contatto elettrico tra la punta e l'elettrodo si sposta in modo incontrollabile
nella direzione opposta a quella di alimentazione. Già dopo un tempo relativamente breve si rende necessario
sostituire la punta guidafilo, con conseguente interruzione della saldatura.
L'abrasione degli elettrodi morbidi per
la saldatura dell'alluminio, al contrario, aderisce all'interno del tubo di
contatto, bloccando così il trasporto.
All'arresto l'arco voltaico può bruciare anche la punta guidafilo e danneggiare la torcia per saldatura.
Contec MD riduce notevolmente questi effetti collaterali e rischi.
Le punte guidafilo perfezionate prodotte da Fronius guidano il filo in scanalature a V lunghe attualmente 12 mm
applicando una specifica pressione
d'aderenza. Una molla meccanica garantisce l'inalterabilità della zona di
contatto, anche quando i semigusci
iniziano ad usurarsi e pertanto una
trasmissione della corrente elettrica
definita. Ne risultano un TCP stabile e
un'elevata stabilità del processo senza
alcuna riregolazione, influendo positi-
SuperPulse™
Combina i vantaggi di vari tipi di arco. La combinazione Pulsed/Short-arc
immette la minima quantità di calore.
Spray-arc combinato con una pulsazione consente elevate velocità di saldatura e buona penetrazione con minime distorsioni.
Si possono usare due archi pulsati con
frequenze differenti, per esempio per
saldare alluminio con aspetto del cordone simile alla saldatura TIG.
QSet™
QSet™ monitorizza la tensione d’arco
adeguando automaticamente i parametri di saldatura e compensando le
variazioni nella distanza dal giunto.
Ideale per saldatura di tubi, angoli e
in posizioni disagevoli. La regolazione
istantanea consente una saldatura praticamente priva di spruzzi e vengono evitati i difetti dovuti al periodo di transizione prima che l’arco si stabilizzi.
TrueArcVoltage™
Per una sicura riproducibilità dei risultati di saldatura è di grande importanza l’esatta corrispondenza dei parametri di saldatura con i valori impostati.
La funzione TrueArcVoltage™ misura
i valori direttamente sull’arco e non,
come accade di solito, sulla macchina.
E’ così possibile controllare il processo
con precisione anche utilizzando cavi
di saldatura di varie lunghezze o torce
di tipi diversi.
ESAB Saldatura SpA
Via Novara 57/59, 20010 Bareggio, MI
Tel. 02 97968.1
www.esab.it
438
Dalle Aziende
vamente anche sulla qualità del giunto
saldato. Il prolungamento della durata
rispetto alle punte guidafilo tradizionali – nella fattispecie anche di oltre
quindici volte – aumenta incredibilmente la produttività.
Dato che a ogni cambio della punta
guidafilo corrisponde un'interruzione
delle attività, con conseguenti tempi e
costi di fermo, ridurre le interruzioni
significa aumentare la disponibilità
dell'impianto. Il sistema riduce inoltre
gli scarti e il dispendio di tempo e risorse per i lavori di rifinitura.
Dalla nuova concezione risulta un ulteriore vantaggio economico: Contec
MD (MultiDiameter) è predisposto per
gli elettrodi con diametro compreso tra
0,8 e 1,6 mm. Al termine della sua lunga durata è sufficiente sostituire i due
semigusci. Supporto dell'ugello, molla
a compressione, dado di bloccaggio e
protezione antispruzzo restano tali e
quali. Contec MD completa le attuali
torce per saldatura Robacta, Robacta
Drive e Robacta Drive CMT con raffreddamento a gas e ad acqua.
Per la saldatura degli acciai debolmente legati è collaudato fino a 300 A
e fino a 200 A per gli acciai CrNi.
FRONIUS International GmbH
Welding Technology
Froniusplatz 1, A-4600 Wels, Austria
[email protected]
www.fronius.com
THERMADYNE,
il sito web ora
è in nove lingue
attività, i nostri distributori e utenti
finali fanno affidamento sulla facilità
d’accesso alle informazioni pertinenti
relative a prodotti e servizi. Il nuovo
sito web è focalizzato sui prodotti e
marchi Thermadyne che sono disponibili in Europa, e consente ai visitatori,
grazie alla nostra intuitiva strutturazione dei menù, di trovare facilmente
caratteristiche tecniche, pubblicazioni
relative ai prodotti, manuali operativi
e informazioni sulla sicurezza dei prodotti. Il nuovo sito web offre una navigazione molto più facile, con molte più
risorse utili per i nostri clienti. Mentre
nel passato ciò era disponibile solo in
inglese, adesso per facilitare ancor più
l’accesso è stato reso disponibile nelle
seguenti lingue:
Italiano, Tedesco, Inglese, Francese,
Spagnolo, Polacco, Ceco, Olandese,
Russo.
È possibile accedere al sito web europeo selezionando Europe dal sito web
principale di Thermadyne:
www.thermadyne.com
o direttamente all’indirizzo web:
http://europe.thermadyne.com
TRAFIMET,
nasce la nuova torcia S65,
“Plug & Cut system”
coloro che ogni giorno operano nella
saldatura. L’ampia gamma di prodotti
Trafimet spazia dalle attrezzature per
l’hobbistica a quanto più di professionale esige lo specialista di settore.
Proprio nell’ambito del taglio della
lamiera con procedimento Plasma,
Trafimet è presente nel mercato con
prevalentemente due linee di prodotto, le Torce serie A con innesco ad
alta frequenza e le torce serie S con
innesco senza alta frequenza. In linea
con la politica di completamento della
gamma di prodotto da offrire ai propri
clienti, Trafimet introduce nella serie
senza alta frequenza la nuova S65.
La nuova S65 di Trafimet, grazie a
nuovi studi nei consumabili garantisce prestazioni di rilievo come risultato dei severi test effettuati all’interno
dei nostri centri prove.
Rapidità d’innesco ottimizzate, migliore estetica del taglio, velocità di
esecuzione e una maggiore durata dei
consumabili, sono tra le principali caratteristiche della nuova Torcia S65.
Grazie al nuovo design dell’impugnatura, la nuova S65 assicura una presa
decisa ed ergonomica per l’operatore,
in tutte le condizioni di utilizzo.
Trafimet è un marchio italiano presente nel mercato industriale da oltre 35
anni che opera nello sviluppo e commercializzazione dei prodotti e delle
applicazioni per tutte le tecnologie di
saldatura e taglio plasma.
Il Gruppo Trafimet è presente a livello internazionale con filiali e Partner
composti da aziende con significativa
esperienza nel mercato della Lamiera.
La missione di Trafimet è chiara, essere un partner vicino e affidabile a tutti
La nuova S65 può essere integrata con
generatori dai 30 A ai 60 A, con facilità di interfacciamento e assicurando
un’ottimizzazione delle potenzialità
del generatore. E’ inoltre configurabile oltre agli accessori standard, con il
set “Drag” per particolari condizioni
di taglio ad alta precisione.
TRAFIMET SpA
Tel. +39 0444 739900
www.trafimetgroup.com
[email protected]
Thermadyne ha il piacere di annunciare che è stato completato il nuovo
disegno del nostro sito web, che è disponibile in nove tra le più importanti
lingue europee. Siamo consapevoli del
fatto che, per meglio formalizzare le
loro decisioni commerciali e meglio
soddisfare le esigenze legate alle loro
439
Da oltre quarant’anni
al servizio della comunicazione,
stampa e cartotecnica.
Nata nel 1969 come tipografia artigiana, Algraphy si è nel
tempo sviluppata fino a diventare una realtà industriale di
alto livello nel settore della stampa offset e della cartotecnica.
Situata in una moderna struttura di 2.000 mq, a cinquecento
metri dal casello autostradale di Genova Est, Algraphy è
dotata di un team di professionisti e di tecnologie
d’avanguardia atte a soddisfare tutte le esigenze della
comunicazione a stampa: realizza ogni tipo di stampato
commerciale e pubblicitario, ma anche e soprattutto
cataloghi, brochure, monografie, volumi d’arte, e prodotti
cartotecnici.
Algraphy da sempre punta sul servizio e sulla qualità quali
elementi fondamentali per essere il partner ideale di
aziende pubbliche e private e dei professionisti della
comunicazione.
Algraphy S.r.l.
tipografia litografia editoria cartotecnica
Passo Ponte Carrega 62r - 16141 Genova
Tel. +39 010 8366272 - Fax +39 010 8358069
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La tecnologia prende il volo
AIRET
A I R E X C E L L E N C E
T E C H N O L O G I E S
Mediaticaweb - BO
Rimini, Palacongressi
6 - 7 Settembre 2012
Mostra/congresso internazionale dei processi tecnologici,
della subfornitura, dei componenti, dei materiali innovativi e servizi avanzati
per l’industria dell’aeronautica e delle tecnologie connesse
WWW.AIRE T.IT
in contemporanea con:
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Comitato d’Onore:
Patrocini Tecnici:
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Per maggiori informazioni contattare la Segreteria Organizzativa AIRET:
Via Monte Grappa, 16 - 40121 Bologna | Tel.: +39 051 29 60 894 - Fax: +39 051 22 09 97 | [email protected]
Ufficio Stampa e Comunicazione: Claudia Ceroni [email protected]
Notiziario
Letteratura tecnica
Materials degradation and its
control by surface engineering
(3rd Edition)
Batchelor A. W., Loh N. L. e Chandrasekaran M., London (Inghilterra), 2011
170x250 mm, 420 pagine
ISBN 978-1-84816-501-4, €118,00
In questa nuova terza edizione, gli autori hanno incluso, per la prima volta,
informazioni sul deterioramento dei
materiali utilizzati in campo medicale
e sugli sviluppi più recenti delle tecniche di rivestimento superficiale.
Un’ulteriore nuova caratteristica di
questa nuova edizione è l’inserimento
di un certo numero di domande relative ad alcuni casi particolari verificatisi
praticamente e le soluzioni corrispondenti. Lo scopo principale del volume
rimane sempre lo stesso, fornire cioè
una visione globale dei problemi, considerati tradizionalmente in maniera
separata, delle varie forme di deterioramento dei materiali e di illustrare
dettagliatamente le tecnologie più sofisticate di rivestimento protettivo.
Questo volume sul deterioramento dei
materiali (corrosione, usura ed altri
tipi di fratture) e sul relativo controllo ha lo scopo di aiutare a raggiungere
una conoscenza equilibrata del problema e di fornire nozioni approfondite su
tutte le tecniche. L’argomento trattato,
diviso sostanzialmente in tre parti, riguarda: il deterioramento dei materiali
dovuti a lavorazioni meccaniche, i rivestimenti superficiali e l’applicazione
delle tecniche di controllo.
Concludono il volume alcune interessanti appendici dedicate alle norme
internazionali riguardanti le prove di
corrosione, i diversi tipi di rivestimenti, le cause di usura e ad alcuni esempi
di applicazioni industriali di trattamenti superficiali. Gli autori mirano a
fornire al lettore una guida leggibile e
riccamente illustrata, dedicata in particolare agli studenti dell’ultimo anno
del corso di ingegneria meccanica o di
scienza dei materiali.
Imperial College Press,
57 Shelton Street Covent Garden,
London WC2H 9HE (Inghilterra)
http://www.icpress.co.uk
Welding thermal processes and
weld pool behaviors
Wu C. S., Boca Raton (FL-USA), 2010
170x250 mm, 445 pagine
ISBN 9787111219620, £ 159,00
I processi di saldatura per fusione,
quali ad esempio la saldatura ad arco,
la saldatura laser e quella a fascio elettronico sono processi avanzati di fabbricazione ed utilizzati costantemente
nell’industria.
L’esecuzione di una saldatura per fusione comporta l’impiego di una sorgente termica che opera un riscaldamento localizzato in una ristretta zona
intorno al giunto in corso di esecuzione. I complessi processi ed i fenomeni
che si verificano all’interno del bagno
di fusione, se non opportunamente
controllati, possono produrre effetti
negativi sulle proprietà e sulla qualità
delle saldature. Pertanto l’analisi accurata del processo termico e quindi
delle deformazioni plastiche che pos-
443
Notiziario
sono verificarsi è di fondamentale importanza per garantire ed ottimizzare il
controllo della qualità.
L’autore di questo volume, sulla base
della sua lunga esperienza e sfruttando
il rapido sviluppo della scienza e della
tecnologia informatica, mette in evidenza l’importanza e l’utilità dell’introduzione di modelli matematici e di
algoritmi per lo studio dei processi ter-
mici e per l’analisi del comportamento
del bagno di fusione in un tipico processo di saldatura per fusione.
Dopo un’esaustiva introduzione sui
concetti fondamentali, gli argomenti
trattati riguardano: la modellazione
delle sorgenti termiche ed il calcolo
analitico con elementi finiti dei processi termici nella saldatura TIG, nella
saldatura a filo continuo con protezio-
ne di gas, nella saldatura MIG/MAG e
nella saldatura al plasma.
API RP 5LT - Recommended practice
for truck transportation of line pipe
(2012).
ASTM A648 - Standard specification
for steel wire, hard-drawn for prestressed concrete pipe (2012).
UNI EN 1562 - Fonderia - Getti di
ghisa malleabile (2012).
API RP 1161 - Recommended
practice for pipeline operator qualification (OQ) (2012).
ASTM A511/A511M - Standard specification for seamless stainless steel
mechanical tubing (2012).
UNI EN 1708-3 - Saldatura - Tipi fondamentali di collegamenti saldati di
acciaio - Parte 3: Componenti placcati,
imburrati e rivestiti sottoposti a pressione (2012).
ASTM A49 - Standard specification
for heat-treated carbon steel joint bars,
microalloyed joint bars, and forged
carbon steel compromise joint bars
(2012).
ASTM A615/A615M - Standard specification for deformed and plain carbon-steel bars for concrete reinforcement (2012).
UNI EN ISO 3690 - Saldatura e tecniche connesse - Determinazione del
contenuto di idrogeno nel metallo fuso
mediante saldatura ad arco (2012).
ASTM A53/A53M - Standard specification for pipe, steel, black and hotdipped, zinc-coated, welded and seamless (2012).
UNI EN 12953-1 - Caldaie a tubi da
fumo - Parte 1: Generalità (2012).
ASTM A229/A229M - Standard
specification for steel wire, quenched
and tempered for mechanical springs
(2012).
Codici e norme
Norme nazionali
Italia
UNI EN 12953-2 - Caldaie a tubi da
fumo - Parte 2: Materiali per le parti in
pressione delle caldaie e degli accessori (2012).
UNI EN 13445-4 - Recipienti a pressione non esposti a fiamma - Parte 4:
Costruzione (2012).
UNI CEN/TR 13480-7 - Tubazioni
industriali metalliche - Parte 7: Guida
sull'utilizzo di procedure di valutazione della conformità (2012).
UNI EN 14985 - Apparecchi di sollevamento - Gru a braccio rotante
(2012).
Norme americane
USA
API RP 4G - Operation, inspection,
maintenance, and repair of drilling and
well servicing structures (2012).
444
ASTM A350/A350M - Standard specification for carbon and low-alloy steel
forgings, requiring notch toughness
testing for piping components (2012).
ASTM A370 - Standard test methods
and definitions for mechanical testing
of steel products (2012).
practice for ultrasonic examination of
turbine-generator steel retaining rings
(2012).
ASTM A747/A747M - Standard specification for steel castings, stainless,
precipitation hardening (2012).
specification for general requirements
for flat-rolled stainless and heat-resisting steel plate, sheet, and strip (2012).
Taylor and Francis Group, 6000 NW
Broken Sound Parkway, Suite 300
Boca Raton, FL 33487 (USA)
Fax: + 1 800-374-3401
http://www.crcpress.com
ASTM A688/A688M - Standard specification for seamless and welded austenitic stainless steel feedwater heater
tubes (2012).
ASTM A803/A803M - Standard specification for seamless and welded ferritic stainless feedwater heater tubes
(2012).
specification for steel forgings, austenitic, for pressure and high temperature
parts (2012).
ASTM A995/A995M - Standard specification for castings, austenitic-ferritic (duplex) stainless steel, for pressurecontaining parts (2012).
ASTM A1058 - Standard test methods
for mechanical testing of steel products – metric (2012).
AWS A4.5M/A4.5 - Standard methods for classification testing of positional capacity and root penetration of
welding consumables in a fillet weld
(2012).
AWS A5.9/A5.9M - Specification for
bare stainless steel welding electrodes
and rods (2012).
Notiziario
AWS B2.1/B2.1M-BMG - Base metal
grouping for welding procedure and
performance qualification
AWS C1.1M/C1.1 - Recommended practices for resistance welding
(2012).
AWS QC20 - Specification for AWS
certification of resistance welding
technicians (2012).
EEMUA PUB NO 194 - Guidelines
for materials selection and corrosion
control for subsea oil and gas production equipment (2012).
EEMUA PUB NO 213 - Emission
reduction from oil storage tanks and
loading operations (2012).
Norme europee
EN
Norme internazionali
ISO
diffraction technique as a method for
detection and sizing of discontinuities
(2012).
ISO 3690 - Welding and allied processes - Determination of hydrogen
content in arc weld metal (2012).
ISO 16810 - Non-destructive testing Ultrasonic testing - General principles
(2012).
ISO 16823 - Non-destructive testing Ultrasonic testing - Transmission technique (2012).
ISO 16826 - Non-destructive testing
- Ultrasonic testing - Examination for
discontinuities perpendicular to the
surface (2012).
- Ultrasonic testing - Characterization
and sizing of discontinuities (2012).
EN 3718 - Aerospace series - test
method for metallic materials - Ultrasonic inspection of tubes (2012).
EN ISO 13706 - Petroleum, petrochemical and natural gas industries Air-cooled heat exchangers (2012).
- Ultrasonic testing - Sensitivity and
range setting (2012).
- Ultrasonic testing - Time-of-flight
.
- Ultrasonic testing - Characterization
and verification of ultrasonic thickness
measuring equipment (2012).
ISO 16834 - Welding consumables Wire electrodes, wires, rods and deposits for gas shielded arc welding of high
strength steels – Classification (2012).
ISO 17653 - Resistance welding - Destructive tests on welds in metallic materials - Torsion test of resistance spot
welds (2012).
ISO 21952 - Welding consumables
- Wire electrodes, wires, rods and deposits for gas shielded arc welding of
creep-resisting steels – Classification
(2012).
ISO 24598 - Welding consumables Solid wire electrodes, tubular cored
electrodes and electrode-flux combinations for submerged arc welding of
creep-resisting steels – Classification
(2012).
Istituto Italiano della Saldatura Divisione Formazione
Lungobisagno Istria 15 16141 Genova
www.formazionesaldatura.it
[email protected]
.
Corsi IIS
Luogo
Data
Titolo
Ore
Mogliano Veneto
16-19/07/2012
Corso Saldatura di tubi e raccordi PE per il convogliamento di gas,
acqua ed altri fluidi
--
Genova
16-20/07/2012
Corso di Specializzazione in saldatura
--
Mogliano Veneto
18-19/07/2012
Gestione ambientale nella fabbricazione mediante saldatura
16
Messina
23-26/07/2012
Corso Saldatura di tubi e raccordi PE per il convogliamento di gas,
acqua ed altri fluidi
20
Mogliano Veneto
24-26/07/2012
Corso sull’applicazione del D.M. 14 Gennaio 2008 - Corso per
Progettisti e Direttori dei Lavori
20
445
Notiziario
Luogo
Data
Titolo
Ore
Genova
03-06/09/2012
Corsi sulla tecnologia LASER - Modulo integrativo teorico per livello
Comprehensive
--
Legnano
05-07/09/2012
Salute e sicurezza nella fabbricazione mediante saldatura
16
Genova
10-14/09/2012
Corso per International Welding Inspector - Modulo Ispezione di
giunti saldati
--
Genova
11-13/09/2012
Corso per la Certificazione secondo Standard IPC J-STD-001
Certified IPC Specialist (CIS)
24
Genova
17-21/09/2012
Corso per International Welding Technologist (IWE) - Parte 3 Progettazione e calcolo
--
Genova
17-21/09/2012
Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parte 3 Progettazione e calcolo
--
Genova
17-21/09/2012
Corso di Specializzazione in Saldatura
--
Genova
17-21/09/2012
Corso di qualificazione per European Robot Welding Specialist
--
Genova
17-21/09/2012
Corso per la Certificazione secondo Standard IPC J-STD-001
Certified IPC Specialist (CIS)
36
Genova
18-20/09/2012
Corso per Auditor/Lead Auditor Ambiente ISO 14001
--
Corsi IIS di qualificazione per personale addetto alle PND di livello 1, 2 e 3
446
Luogo
Data
Modulo Base (MB)
Legnano
11-12/09/2012
Modulo di Base per livello 2 EN 473, ISO 9712, ASNT SNT-TC-1A
16
Genova
17/09/2012
Modulo Esame Base per livello 3 EN 473, ISO 9712
8
Luogo
Data
Esame Visivo (VT)
Legnano
13/09/2012
Modulo di Metodo (MM) per livello 2 EN 473, ISO 9712
8
Genova
18/09/2012
8
Genova
19/09/2012
Modulo Esame di Metodo per livello 3 EN 473, ISO 9712
8
Legnano
20-21/09/2012
Modulo Specifico (MS) Saldatura
12
Luogo
Data
Esame Radiografico (RT)
Priolo
17-20/07/2012
28
Genova
25-26/09/2012
16
Luogo
Data
Esame Ultrasonoro (UT)
Legnano
04-07/09/2012
28
Priolo
24-28/09/2012
Modulo Specifico (MS) Operatore Tecniche Convenzionali
36
Ore
Ore
Ore
Ore
Notiziario
Genova
27-28/09/2012
16
Luogo
Data
Esame con Particelle Magnetiche (MT)
Priolo
24-25/07/2012
16
Genova
18/09/2012
8
Luogo
Data
Esame con Liquidi Penetranti (PT)
Priolo
26-27/07/2012
16
Genova
20/09/2012
8
Ore
Ore
Corsi IIS di specializzazione nelle imperfezioni di saldatura per personale addetto alle PND
Genova
25-27/09/2012
Corso di specializzazione nelle imperfezioni di saldatura per
personale addetto alle PND
24
Corsi di altre Società
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Milano
12/07/2012
La valutazione dell’incertezza di misura
Roma
16-18/07/2012
Corso Auditor Sistemi di Gestione per la Qualità
Roma
24-25/09/2012
Corso di formazione per i Datori di Lavoro che
svolgono la funzione di RSPP
UNI
www.uni.com
AICQ - Centro Insulare
www.aicqci.it
www.aicqci.it
Torino
24-26/09/2012
Modulo Specialistico Auditor / Responsabili
Gruppo di Audit di Sistema di Gestione Qualità
CERMET
www.cermet.it
Roma
26-27/09/2012
Sistema di Gestione Ambientale: normativa e legislazione cogente
www.aicqci.it
Mostre e Convegni
Luogo
Data
Titolo
Contatti
Denver, CO,
USA
12-13/07/2012
IIW International Conference 2012
Welding for Repair and Life
Extension of Plants and
Infrastructure
www.iiw2012.com
[email protected]
Mashantucket, CT,
USA
16-18/07/2012
ASNT Digital Imaging XV
Conference
www.asnt.org/events
Sede IIS, Genova,
Italia
17/07/2012
Corrosione e protezione di componenti saldati: tecnologie, controllo
della qualità, case study.
Lo stato dell’arte.
www.iis.it
[email protected]
Orlando, Florida
12-15/08/2012
40th Annual Conference of the North
American Thermal Analysis Society
(NATAS)
http://www.natasinfo.org
[email protected]
Bangalore, India
19-24/08/2012
ICSMA 16 - Conference on Strength
of Materials
http://www.icsma16.org
[email protected]
447
Notiziario
Luogo
Data
Titolo
Contatti
New York, USA
21-24/08/2012
NDE/NDT for Highways and
Bridges: Structural Materials
Technology (SMT) 2012
www.asnt.org
[email protected]
Dublin, Ireland
04-06/09/2012
14th European ALARA Network
Workshop ALARA in Existing
Exposure Situations
http://www.rpii.ie/ALARA2012
Brno,
Repubblica Ceca
10-14/09/2012
WELDING - International Welding
Engineering Fair
http://www.bvv.cz/en/welding
Northamptonshire,
UK
11-13/09/2012
NDT 2012 - The 51st Annual
Conference of The British Institute
of Non-Destructive Testing
http://www.bindt.org/Events
[email protected]
Francoforte,
Germania
11-16/09/2012
Automechanika. Leading
International Trade Fair for the
Automotive Industry
www.automechanika.com
London, UK
12-14/09/2012
14th International Symposium on
Tubular Structures (ISTS 14)
[email protected]
www3.imperial.ac.uk
Granada, Spagna
12-15/09/2012
30th European Conference on
Acoustic Emission Testing and 7th
International Conference on Acoustic
Emission
www.2012.ewgae.eu
[email protected]
Hyannis,
Massachusetts, USA
16-21/09/2012
International Conference on Fatigue
Damage of Structural Materials IX
www.fatiguedamageconference.com
Saarbrücken,
Germania
17-18/09/2012
DVS Congress 2012
http://www.dvs-ev.de/2012/
Seattle, WA
18-19/09/2012
15th Annual Aluminum Welding
Conference
http://www.aws.org/conferences
Berlin, Germania
18-21/09/2012
InnoTrans 2012 - International
Trade Fair for Transport Technology,
Innovative Components, Vehicles,
Systems
http://www.innotrans.de
Wels, Austria
19-21/09/2012
Conference on Industrial Computed
Tomography
www.3dct.at
[email protected]
China (Chongqing)
21-23/09/2012
International Metallurgy and Casting
Industries Expo 2012
www.dccybj.com
[email protected]
Graz - Seggau,
Austria
24-26/09/2012
10th International Seminar
Numerical Analysis of Weldability
http://portal.tugraz.at
[email protected]
Calgary, Alberta,
Canada
24-28/09/2012
International Pipeline Exposition
(IPE)
www.internationalpipelineconference.com
[email protected]
Shanghai, Cina
25-28/09/2012
Tube China 2012
www.tubechina.com
Mogilev,
Republic of
Belarus
26-27/09/2012
4th International Scientific-Technical
Conference and Exhibition on
Modern Methods and Devices for
Testing the Quality and Diagnostics
of the Object State
[email protected]
Duisburg,
Germania
26-27/09/2012
WELDING TRAINER 2012. The
new educational course for welders
http://www.schweisssimulation.eu
Stresa (VB), Italia
26-27/09/2012
Duplex Seminar & Summit 2012
http://www.stainless-steel-world.net
[email protected]
27/09/2012
Lo sviluppo delle tecnologie di
saldatura per la fabbricazione di
prodotti di spessore sottile: conciliare
produttività e qualità del processo
www.iis.it
[email protected]
Università di
Genova / Facoltà di
Ingegneria, Italia
448
)LHUD,QWHUQD]LRQDOH7HFQRORJLFDGHOOD/DYRUD]LRQHGHOOD/DPLHUD
3HUX
H
O
L
E
L
Q
H
W
V
R
V
R
U
X
W
X
I
Q
HGLPDWHULDOL
W
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Dati IIS-Data
Trattamento termico dopo saldatura
(2011-2012)
Edge layer condition and fatigue strength of welds
improved by mechanical post-weld treatment (Doc. IIW2075-09) di WEICH I., «Welding in the World» GennaioFebbraio 2011, pp. 3-12.
Acciai ad alta resistenza; acciai da costruzione; alta
frequenza; costruzioni in acciaio; cricche di fatica;
distribuzione delle tensioni; durata della vita a fatica;
incremento della resistenza a fatica; indurimento
superficiale; innesco delle cricche; lavorazioni con
ultrasuoni; martellatura; propagazione delle cricche;
prove di fatica; raccordi di saldatura; resistenza a fatica;
saldature testa a testa; tensioni residue; trattamento termico
dopo saldatura.
Finite element simulation of welded P91 steel pipe
undergoing post-weld heat treatment di YAGHI A.H. et al.,
«Science and Technology of W and J» N.3/2011, pp. 232-238.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; analisi con
elementi finiti; centrali elettriche; distensione delle tensioni;
fattori di influenza; giunti testa a testa; materiali resistenti
allo scorrimento a caldo; operazioni in servizio; previsione;
proprietà meccaniche; resistenza ad alta temperatura;
saldatura a più passate; saldatura per fusione; saldature
circonferenziali; simulazione; tensioni residue; trattamento
termico dopo saldatura; tubi.
Effects of post heat treatment on 5052Al and 6063
aluminium joints during pulsed electric current
bonding di MATSUI M. et al., «Welding International»
Marzo 2011, pp. 159-165.
Condizioni superficiali; fattori di influenza; lamierini;
leghe Al-Mg; leghe Al-Mg-Si; leghe d'alluminio; materiali
d'apporto; microstruttura; polvere; pressione; rugosità;
saldatura a punti con adesivi; saldatura ad arco ad impulsi;
temperatura; trattamento termico dopo saldatura.
Evolution of precipitate structure in the heat-affected
zone of a 9 wt. % Cr martensitic steel during welding
and post-weld heat treatment (9Cr-1,5Mo) di MAYR P. et
al., «Welding in the World» Maggio-Giugno 2011, pp. 70-77.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili martensitici; ciclo
termico; microstruttura; modelli di calcolo; ottimizzazione;
pezzi fusi; proprietà fisiche; saldabilità; simulazione;
trattamento termico dopo saldatura; ZTA; ZTA a grano
ingrossato.
Influencia de la técnica de soldadura multipasada y de
los tratamientos térmicos de... (Analisys of the influence
of the multipass welding preaheat and welding post
heat treatment on the behaviour of GMAW joints of
HARDOX 400 microalloyed steel)
di MARTÍNEZ A. et al.,
«Revista de Metalurgia» Gennaio-Febbraio 2011, pp. 61-75
Acciai ad alta resistenza; acciai microlegati; composizione
chimica; fattori di influenza; microstruttura; preriscaldo;
proprietà meccaniche; saldabilità; saldatura a più passate;
saldatura con filo fusibile in gas protettivo; saldatura MIG;
trattamento termico dopo saldatura; ZTA.
451
Ricerche BibliograÀche
Influence of post-weld heat treatment (PWHT) on the
structure and properties of welded joints of chromiumnickel stainless steel with soft martensite (X3Cr-NiMo 13-4)
di TASAK E. et al., «Welding International» Agosto 2011,
pp. 608-613.
Acciai inossidabili martensitici; durezza; fattori di influenza; microstruttura; proprietà meccaniche; saldabilità; saldatura con filo fusibile in gas protettivo; segregazione; solidificazione; tenacità; trattamento termico dopo saldatura.
Determination of maximum residual stresses in buttwelded joints in transmission pipelines (X70, X80)
di ANTONOV A. A. e KAPUSTIN O. E., «Welding
International» Luglio 2011, pp. 556-561.
Acciai ad alta resistenza; acciai per condotte; condotte;
elettrodi basici; operazione manuale; saldatura in CO2;
saldatura manuale con elettrodi rivestiti; saldature testa a
testa; tensioni residue; trattamento termico dopo saldatura;
ZTA.
Effect of heat input and postweld heat treatment on
microstructure and toughness of heat-resistant steel
E911 deposited metal di HONGHONG W. et al., «China
Welding» Gennaio-Marzo 2011, pp. 64-69.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; apporto
termico specifico; fattori di influenza; materiali resistenti
alle alte temperature; materiali resistenti allo scorrimento
a caldo; meccanica della frattura; metallo depositato;
microstruttura; resistenza ad alta temperatura; saldabilità;
tenacità; tenacità all'urto; trattamento termico dopo
saldatura.
Hardness and microstructural gradients in the heat
affected zone of welded low-carbon quenched and
tempered steels di PANG W. et al., «Australian Welding
Journal» Aprile-Giugno 2011, pp. 36-48.
Acciai bonificati; acciai dolci a basso carbonio; carbonio
equivalente; ciclo termico; durezza; giunti testa a testa; microstruttura; proprietà meccaniche; saldabilità; saldatura
ad arco sommerso; saldatura con elettrodi multipli; simulazione; trattamento termico dopo saldatura; ZTA; ZTA a
grano ingrossato.
Post-weld heat treatment influence on galvanic corrosion
of GTAW of 17-4PH stainless steel in 3·5%NaCl di
TAVAKOLI SHOUSHTARI M. R. et al., «Corrosion
Engineering Science and Technology» Ottobre-Dicembre
2011, pp. 415-424.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili indurenti per
precipitazione; alogenuri; alta temperatura; corrosione;
corrosione galvanica; corrosione per vaiolatura; fenomeno
di invecchiamento; microstruttura; pezzi forgiati; prove
di corrosione; riparazione; saldatura TIG; trattamento
termico; trattamento termico dopo saldatura; vendite; ZTA.
452
Austenite formation during heat treatment of P92 power
plant steel welds: dependence of A1 temperature on
compositional changes di CHALK K.M. et al., «Science
and Technology of W and J» 7/2011, pp. 613-618.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; austenite;
composizione chimica; ferrite; materiali resistenti allo
scorrimento a caldo; resistenza ad alta temperatura;
saldabilità; saldatura a piú passate; saldatura manuale con
elettrodi rivestiti; simulazione; trasformazione; trattamento
termico dopo saldatura; turbine a vapore.
Effect of solution treatment on microstructure of Inconel
60l nickel-based superalloy weld seam di XIANZHENG
S. et al., «China Welding» Aprile-Giugno 2011, pp. 32-35.
Bordi dei grani; fattori di influenza; inconel; leghe di nichel;
microstruttura; saldabilità; saldatura TIG; trasformazione;
trattamento termico di solubilizzazione; trattamento termico
dopo saldatura; ZTA a grano ingrossato.
An experimental study on effects of post-heating
parameters on resistance spot welding of SAPH440 steel
di JAHANDIDEH AR. et al., «Science and Technology of W
and J» 8/2011, pp. 669-675.
Acciai ad alta resistenza; acciai basso-legati; durezza;
fattori di influenza; industria automobilistica; interfaccia;
microstruttura; nocciolo di saldatura; parametri di
processo; post-riscaldo; proprietà meccaniche; prove di
durezza; prove di pelatura; saldatura a resistenza; saldatura
a resistenza a punti; studi teorici; trattamento termico dopo
saldatura; ZTA.
Additional recommendations for welding Cr-Mo-V
steels for petrochemical applications (Doc IIW-2158)
(2¼Cr-1Mo-¼V) di CHOVET C. e SCHMITT J-P.«Welding
in the World» Novembre-Dicembre 2011, pp. 31-38.
Acciai al Cr Mo a bassa lega; alta temperatura;
condizioni di processo; criccabilità a caldo; criccabilità
da riscaldamento; distensione delle tensioni; impurezze;
industria petrolifera; ingegneria
chimica; materiali
d'apporto; materiali resistenti allo scorrimento a caldo;
microstruttura; pezzi forgiati; recipienti in pressione;
resistenza ad alta temperatura; saldabilità; saldatura
ad arco sommerso; tenacità; trattamento termico dopo
saldatura; zona fusa.
Influence of cooling channel in first and side walls on
welding residual stress of test blanket module for ITER
(Doc IIW-2189) di NAKAMURA S. et al., «Welding in the
World» Novembre-Dicembre 2011, pp. 56-65.
Analisi con elementi finiti; analisi delle tensioni;
distribuzione della temperatura; distribuzione delle
tensioni; fattori di influenza; industria nucleare; proprietà
meccaniche; raffreddamento; saldatura a fascio elettronico;
simulazione; tensioni residue; tensocorrosione; trattamento
termico dopo saldatura.
The mechanism of grain coarsening in friction-stirwelded AA5083 after heat treatment di CHEN K. et al.,
«Metallurgical and Materials Transactions» Febbraio 2011,
pp. 488-507.
Dimensione del grano; durezza; lamierini; leghe Al-Mg;
leghe d'alluminio; metallografia; microstruttura; parametri
di processo; proprietà meccaniche; saldatura ad attrito;
saldatura ad attrito con utensile in movimento; simulazione;
trattamento termico; trattamento termico dopo saldatura;
ZTA a grano ingrossato.
Effects of PWHT temperature on mechanical properties
of high-Cr ferritic heat-resistant steel weld metals (DOC.
IIW-2177) (ASME Gr. 91) di CHEN L. e YAMASHITA K.
«Welding in the World» Gennaio-Febbraio 2012, pp. 81-91.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; fattori di
influenza; materiali resistenti allo scorrimento a caldo;
proprietà meccaniche; resistenza ad alta temperatura;
resistenza alla rottura per scorrimento; saldabilità;
scorrimento a caldo; temperatura; tenacità all'urto;
trasformazione; trattamento termico dopo saldatura; valori
critici; zona fusa.
Effect of post-weld heat treatment on microstructure
and property of linear friction welded Ti17 titanium
alloy joint di MA T. J. et al., «Science and Technology of W
and J» N.3/2012, pp. 180-185.
Alta temperatura; fattori di influenza; leghe di titanio; microstruttura; proprietà meccaniche; saldabilità; saldatura
ad attrito; tenacità all'urto; trattamento termico dopo saldatura.
Repair of tube-tubesheet weld cracks in a cracked gas/
steam heat exchanger (SA213-T11, SA182-F11CL2) di
ADULLAH S. e EZUBER H. M. Journal of Failure Analysis
and Prevention, Novembre-Dicembre 2011, pp. 611-617.
Acciai basso-legati; alta temperatura; analisi delle tensioni;
controllo visivo; criccabilitá; cricche trasversali; durezza;
metallografia; piastre tubiere; preriscaldo; riparazione;
saldatura a più passate; saldatura TIG; scambiatori
di calore; tensocorrosione; trattamento termico dopo
saldatura; turbine a vapore.
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IIW International Conference 2012:
Welding for Repair and Life Extension of Plants and Infrastructure, July 12-13, 2012
453
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