2009 - Istituto Italiano della Saldatura

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Istituto Italiano della Saldatura – Lungobisagno Istria, 15 – 16141 Genova (I) – Tariffa regime libero: “Poste Italiane SpA – Sped. A.P. 70%, DCB Genova” Tassa Pagata – Taxe Perçue ordinario – Contiene IP Bimestrale Novembre-Dicembre 2009 ISSN:0035-6794
Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LXI - N. 6 * 2009
Numero 6
2009
In questo numero:
Monitoraggio e conservazione degli
impalcati metallici: proposta di un
sistema di pianificazione dei controlli
e degli interventi di manutenzione
Gli adempimenti in tema di salute e
sicurezza alla luce delle recenti normative
Previsione della resistenza a fatica di giunzioni
saldate di piccolo spessore con il metodo
del gradiente implicito
Didattica
Introduzione alla saldatura di fusioni in lega di alluminio
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Scuola di organizzazione e gestione della produzione
Corsi obbligatori per la sicurezza aziendale
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CONSULENZA TECNICA, ORGANIZZATIVA, QUALITA’, AMBIENTE E SICUREZZA
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Gestione integrata dei sistemi qualità, ambiente, sicurezza e privacy
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Organizzazione e gestione della produzione
Management ambiente, igiene e sicurezza sul lavoro
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Editoriale
Il secondo
Medio Evo
prossimo
venturo
T
empi strani, questi. E anche confusi.
I più acculturati fra noi nelle scienze
sociali ci informano che siamo in un
periodo di transizione epocale, quando i
valori antichi non sono più riconosciuti e
quelli nuovi non sono ancora stati completamente elaborati.
Forse.
E tuttavia qualcosa già emerge dalla
massa ribollente delle proposte, e non è
incoraggiante. Virtuale, effimero e
mediatico il futuro post - moderno, che
si affaccia alla considerazione della
Storia, appare capovolto rispetto ad un
passato non troppo lontano.
Molti, in tutti i settori dell’agire umano,
sembrano rincorrere gratificazioni e successi a breve, perfettamente legittimati
da un’apparente generale acquiescenza.
Mai come ora la “virtù” (non più oggettiva ma relativa) è apparsa rispettare soltanto l’enunciato kantiano di essere
“premio a se stessa”. Il “buon senso”,
688 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2009
frutto sofferto della cultura popolare, è
diventato un reperto archeologico meritevole, al più, di una benevola compassione.
Esagerazioni?
Non credo se fondiamo le nostre valutazioni sui messaggi che ci raggiungono a
raffica da tutti i mezzi correnti di comunicazione.
Nel frattempo culture più semplici e più
povere, ma dotate di valori tradizionali
forti, premono alle porte.
In questo scenario l’“International
Welding Engineer” (per citare a titolo di
esempio un professionista familiare, ma
avremmo potuto riferirci anche ad un
progettista di ponti o ad un chirurgo non
estetico) diventa un personaggio kafkiano. Un povero stralunato che ha
speso “tempo e denaro” per crearsi una
competenza industriale (indispensabile,
fra l’altro, allo sviluppo di un’area economicamente strategica) che gli permetterà di vivere senza sprechi, guadagnando in dieci o venti anni quanto un
modesto operatore in un qualunque
settore mediaticamente spendibile raccoglie in un anno.
Invidia? Non personale. Ho fatto la mia
strada in contesti diversi e non posso
certamente lamentarmi.
E tuttavia credo che la Storia tornerà inevitabilmente a presentare il proprio
conto. Come ha sempre fatto (e continua
a fare anche in contesti meno epocali,
quale la recente crisi finanziaria) ripristinando nuovi equilibri un po’ più rispettosi delle “leggi di natura”.
È l’eterna maledizione di Epimeteo
(colui che pensa dopo), il fratello
sciocco di Prometeo (colui che pensa
prima), che perseguita da sempre la
specie umana. E non ci sono previsioni
ottimistiche per il futuro.
Res ta la S peranza rimas ta a p p e sa
all’orlo del vaso che Pandora, la bella
ma squinternata moglie di Epimeteo,
incautamente aprì.
Rassegniamoci dunque ai conti della
Storia (che non sono certamente una
novità) e, date le premesse, aspettiamo,
come dicono i già citati cultori delle
scienze sociali, il secondo Medio Evo
prossimo venturo.
Che poi, a ben guardare, tanto rivoluzionario non sarà, se non negli aspetti esteriori che, tuttavia, almeno per i più
improvvidi (apparentemente tanti) o
sfortunati potrebbero anche essere
parecchio penosi.
I fondamentali restando sempre gli
stessi. A regola di Storia “magistra
vitae”.
Dal tempo del “panem et circenses”
sono passati un paio di migliaia di anni,
è caduto il più grande impero della parte
occidentale del mondo (a cui seguì il
primo Medio Evo), si sono verificate un
paio di rivoluzioni importanti, sono nate
e scomparse alcune culture socio - economiche, è nata l’“opinione pubblica”
ed il “popolo sovrano”, ecc., ecc., ecc.
E tuttavia mi pare, guardandomi attorno,
di riconoscere ancora perfettamente sia
il “panem” che i “circenses”.
Pertanto il secondo Medio Evo prossimo
venturo potrà essere affrontato più proficuamente facendo riferimento ai fondamentali. E l’essere “International
We l d i n g E n g i n e e r ” , p e r t o r n a r e
all’esempio precedente, potrà essere
messo all’attivo (anche se non da solo)
nel bilancio di un approccio consapevolmente attivo.
Dott. Ing. Mauro Scasso
Segretario Generale IIS
ANNO LXI
Novembre-Dicembre 2009
Pubblicazione bimestrale
DIRETTORE RESPONSABILE: Ing. Mauro Scasso
REDATTORE CAPO: Geom. Sergio Giorgi
REDAZIONE: Sig.ra Deborah Testoni, P.I. Maura Rodella
PUBBLICITÀ: Sig. Franco Ricciardi
Sommario
Articoli
691
711
Organo Ufficiale
dell'Istituto Italiano della Saldatura
719
731
Abbonamento annuale 2009:
Italia: .......................................... € 90,00
Estero: ........................................ € 155,00
Un numero separato: ................ € 20,00
La Rivista viene inviata gratuitamente ai Soci
dell’Istituto Italiano della Saldatura.
Direzione - Redazione - Pubblicità:
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
Telefono: 010 8341333
Telefax: 010 8367780
web: www.iis.it
Rivista associata
Registrazione al ROC n° 5042 - Tariffa regime libero:
“Poste Italiane SpA - Spedizione in Abbonamento
Postale 70%, DCB Genova” - Fine Stampa Dicembre 2009
Aut. Trib. Genova 341 – 20.4.1955
741
749
L’istituto non assume responsabilità per le opinioni espresse
dagli Autori. La riproduzione degli articoli pubblicati è
permessa purché ne sia citata la fonte, ne sia stata concessa
l’autorizzazione da parte della Direzione della Rivista, e sia
trascorso un periodo non inferiore a tre mesi dalla data della
pubblicazione. La collaborazione è aperta a tutti, Soci e
non Soci, in Italia e all’Estero. La Direzione si riserva
l’accettazione dei messaggi pubblicitari. Ai sensi del D.Lgs.
196/2003, i dati personali dei destinatari della
Rivista saranno oggetto di trattamento nel rispetto della
riservatezza, dei diritti della persona e per finalità
strettamente connesse e strumentali all’invio della
pubblicazione e ad eventuali comunicazioni ad esse correlate.
A Singapore, città del leone, dal 12 al 17 Luglio 2009 il 62° Congresso Annuale
dell’Istituto Internazionale della Saldatura – G. COSTA
Dimensionamento dell’altezza delle discontinuità e loro caratterizzazione come
planari o volumetriche con tecniche Phased Array basate sugli echi diffratti –
G. NARDONI et al.
Monitoraggio e conservazione degli impalcati metallici: proposta di un sistema di
pianificazione dei controlli e degli interventi di manutenzione – S. BOTTA,
S. SCANAVINO
La corretta scelta dei gas di protezione nella saldatura GMAW a doppio filo –
B. MAGNABOSCO, F. COPPO
Gli adempimenti in tema di salute e sicurezza alla luce delle recenti normative –
T. VALENTE
Previsione della resistenza a fatica di giunzioni saldate di piccolo spessore con il
metodo del gradiente implicito – R. TOVO, P. LIVIERI
759
International Institute of Welding (IIW)
Development of gas-shielded arc processes in automatic welding – M. USHIO
767
IIS Didattica
Rubriche
777
Scienza e Tecnica
Analisi strutturale numerica per la progettazione a fatica di componenti saldati:
contributi al perfezionamento dell’approccio “effective notch stress” durante
l’Assemblea Annuale IIW di Singapore (Luglio 2009) – G.L. COSSO
779
IIS News
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Progetto grafico: COMEX sas - Milano
Fotocomposizione e stampa:ALGRAPHY S.n.c.- Genova
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6
783
Dalle Associazioni
Ordini di macchine utensili nel terzo trimestre 2009: -51.6% – G. LOSMA
787
Dalle Aziende
795
Notiziario
Letteratura tecnica
Codici e norme
Corsi
Mostre e convegni
805
Ricerche bibliografiche da IIS-Data
Calcolo e valutazione della vita residua di componenti saldati
809
Indice 2009
814
Elenco degli Inserzionisti
In copertina
DVC Snc, cerchiamo di rendere migliore il vostro lavoro e la vostra vita
DVC, Delvigo Commerciale presenta la sua vasta gamma di supporti ceramici per ogni tipo di
saldatura “one-side” ed anche di progettazione speciale, di produzione italiana ed estera.
Dvc fornisce inoltre forni per elettrodi e flusso, aspiratori e centri di riciclaggio di flussi per
saldatura MATAIR e sistemi per trattamenti termici localizzati e non della CETh.
Corso di Specializzazione in Saldatura
Utile alla Qualificazione ad International Welding
Engineer - Technologist
Legnano (MI), Mogliano Veneto (TV)
L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA terrà nel periodo Aprile - Maggio 2010 presso i propri
uffici regionali di Legnano (MI) e Mogliano Veneto (TV) il proprio tradizionale Corso di Specializzazione in Saldatura.
Tenuto dal 1952 presso alcune delle più prestigiose Sedi scolastiche ed accademiche, con oltre
13.000 tecnici qualificati, il corso rappresenta tuttora il principale strumento per la formazione di
base dei tecnici operanti nella fabbricazione mediante saldatura.
Durante il corso (l’unico riconosciuto dall’Istituto Internazionale della Saldatura, IIW, e
dalla Federazione Europea della Saldatura, EWF), sarà fornita ad ogni partecipante la
collana completa delle nuove pubblicazioni dell’IIS ed un CD Rom edito in collaborazione con l’UNI contenente una raccolta di oltre 300 norme europee relative alla saldatura
ed ai controlli non distruttivi dei giunti saldati.
Valenza del Corso
Il Corso di Specializzazione consente una prima ma completa preparazione nei più diffusi processi di
saldatura e materiali utilizzati in ambito industriale.
Per tale ragione, può risultare di particolare interesse per personale di recente assunzione in
Azienda, che abbia bisogno di una prima formazione specifica, così come anche per personale più
esperto, come momento di aggiornamento.
Tra i settori industriali più interessati a questo corso possono essere citati il chimico ed il petrolchimico, il navale, il ferroviario, la meccanica, l’off-shore.
Alla sua tradizionale valenza, il Corso ha aggiunto nel tempo un significato ulteriore, valido come
prima parte dei percorsi di Qualificazione per Welding Engineer e Technologist. Queste qualificazioni
hanno assunto particolare rilevanza negli ultimi anni, in quanto previste dalle principali normative di
prodotto che regolano il settore della fabbricazione nei settori della carpenteria metallica, della caldareria e della fabbricazione di pipeline ed inoltre sono previsti come requisito di legge per i fabbricanti nel settore della carpenteria civile, così come indicato dal D.M. 14 Gennaio 2008
“Approvazione delle nuove norme tecniche per le costruzioni” al punto 11.3.4.5 “Processo di
saldatura”, tabella 11.3.IX (coordinamento delle attività di saldatura).
Calendario ed orario delle lezioni
Allo scopo di ridurre l’assenza dei partecipanti dalle proprie attività lavorative, il corso (della durata
complessiva di 140 ore) sarà svolto con lezioni serali della durata di quattro ore ciascuna, dalle 16:30
alle 20:30, per tre giorni alla settimana (Lunedì - Mercoledì).
Le lezioni teoriche (di una durata di 80 ore) saranno svolte nell’arco di sette settimane lavorative,
quelle pratiche (di durata di 60 ore) in cinque.
Programma delle lezioni
Gli argomenti trattati durante le lezioni teoriche previste saranno i seguenti:
1. Tecnologia della saldatura (processi con fiamma ossiacetilenica, con elettrodo rivestito, a filo
continuo in protezione gassosa MIG / MAG e FCAW, TIG, ad arco sommerso; taglio termico);
2. Metallurgia e saldabilità (metallurgia applicata alla saldatura, fabbricazione e classificazione
degli acciai, prove tecnologiche, struttura dei giunti saldati, difetti metallurgici ed operativi, saldabilità degli acciai al carbonio, a grano fine).
Durante le 15 esercitazioni pratiche, saranno svolte in primo luogo dimostrazioni ed esercitazioni
di saldatura a difficoltà crescente nei processi manuali o semiautomatici (fiamma, elettrodo rivestito,
TIG, MIG/MAG), dimostrazioni applicative di controlli non distruttivi (metodi VT, PT, MT, RT ed
UT), stesura ed interpretazione di specifiche di procedura di saldatura (WPS).
Iscrizioni
Le domande di iscrizione dovranno pervenire unitamente ad un certificato comprovante il titolo di
studio posseduto.
Chi fosse invece interessato a partecipare in forma non impegnativa ad alcune lezioni, riservandosi di regolarizzare la propria iscrizione solo in un secondo tempo, potrà farlo contattando direttamente la Segreteria.
Modalità di pagamento
La quota di partecipazione al Corso è di € 3.150,00 (IVA esclusa). La quota suddetta deve essere corrisposta contestualmente all conferma di svolgimento del Corso , tramite bonifico bancario (Banca
Popolare di Milano, CC 4500 ABI 05584, CAB 01400 CIN I, IBAN IT 31 I 0558401400000000004500),
intestato all’Istituto Italiano della Saldatura.
Informazioni
Per ulteriori informazioni si prega rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura, Lungobisagno
Istria 15, 16141 Genova.Tel. 010 8341371, fax 010 8367780, e-mail [email protected].
Istituto Italiano della Saldatura
A Singapore, città del leone, dal 12
al 17 Luglio 2009 il 62° Congresso
Annuale dell’Istituto
Internazionale
della Saldatura
G. Costa *
Sommario / Summary
Il Sessantaduesimo Congresso Annuale dell’International
Institute of Welding si è svolto a Singapore (capitale dell’omonima repubblica) dal 12 al 17 Luglio 2009; erano presenti oltre seicentoquaranta partecipanti, tra esperti, ricercatori, tecnici e accompagnatori, di quarantanove Paesi.
Nel corso di un centinaio di sedute delle numerose Unità di
Lavoro dell’ IIW sono stati studiati e discussi circa quattrocento documenti, raccomandazioni, linee guida e progetti di
norma, oltre cento dei quali sono stati raccomandati per pubblicazione o trasmessi all’ISO e al CEN.
Buon successo hanno ottenuto anche la Conferenza Internazionale “Advances in Welding and Allied Technologies”,
alcuni seminari specialistici, nonché vari eventi sociali e
visite scientifiche e tecniche in città e nei dintorni.
È stato inoltre parzialmente rinnovato il Consiglio di Amministrazione ed è stato ammesso nell’IIW, che annovera così
54 Membri, un nuovo Paese Membro, il Marocco.
The 62nd Annual Assembly of International Institute of
*
Welding was held in Singapore, from 12th to 17th July 2009.
It was attended by more than six hundred forty experts,
researchers, engineers and accompanying persons of fortynine countries.
IIW Working Units hold around one hundred meetings; some
four hundred documents, recommendations, guidelines and
draft standards were studied and discussed and more than one
hundred of them were recommended for publication or transmitted to ISO and CEN.
The Assembly included also the International Conference
“Advances in Welding and Allied Technologies”, a number of
seminars, several social events and scientific and technical
visits in the city and surroundings.
The Board of Directors was partially renewed and a new
Member Country, Morocco, entered IIW, which has now 54
Members.
Keywords:
IIW; symposia.
Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2009 691
G. Costa - A Singapore, città del leone, dal 12 al 17 Luglio 2009 il 62° Congresso Annuale dell’Istituto Internazionale della Saldatura
O
ltre seicentoquaranta specialisti
di tecniche di giunzione, affini e
connesse, hanno partecipato al 62° Congresso Annuale dell’International Institute of Welding (www.iiw-iis.org) svoltosi dal 12 al 17 Luglio 2009 a
Singapore, capitale della piccola e ricca
repubblica omonima (Figg. 1 e 2).
La Repubblica di Singapore è una cittàstato del Sud-est asiatico, situata sulla
punta meridionale della penisola malese,
a sud dello stato malese di Johor e a nord
dell’isola indonesiana di Riau.
La sua bandiera esprime il suo ideale di
perfezione: essa consiste di due fasce
orizzontali, rosso su bianco. Il rosso
simboleggia la fratellanza universale e
l’uguaglianza tra gli uomini; il bianco, la
purezza e la virtù. Nell’angolo superiore
si n i str o s i tr o v a n o una m e z z a l una
calante con cinque stelle disposte in
cerchio che rappresentano rispettivamente una giovane nazione in ascesa e
gli ideali di democrazia, pace, progresso,
giustizia ed uguaglianza.
Secondo una leggenda malese, un principe di Sumatra si imbatté a Temasek in
un leone - fatto ritenuto di buon auspicio
- che lo spinse a fondare Singapura, che
in sanscrito significa letteralmente “città
del leone”.
I ritrovamenti archeologici nell’area e i
resoconti scritti di esploratori e viaggiatori evidenziano l’esistenza nella zona di
un antico insediamento abitato. Da quel
che sappiamo la città disponeva di una
cinta muraria e di un fossato. Ritrovamenti di ceramiche, monete, gioielli e
altri manufatti, molti dei quali originari
della Cina, dell’India, dello Sri Lanka e
dell’Indonesia, sono considerati prova
che l’insediamento era un centro di
rilievo per i commerci nell’area asiatica.
In poco tempo quella zona divenne un
piccolo centro per il commercio del
potente Impero di Sumatra e successivamente, verso la metà del XIII secolo,
uno Stato vassallo dell’Impero di Giava.
Nel 1511 venne raggiunta dai portoghesi, poi venne conquistata dagli olandesi e quindi dai britannici. Nell’800
Singapore divenne un centro commerciale importante: a partire dal 1824 fu
amministrata dalla Compagnia Inglese
delle Indie Orientali e successivamente
nel 1867 fu dichiarata “colonia della
corona” britannica; attirati dalle esenzioni doganali, gli immigranti vi si riversarono a migliaia costituendo una fiorente colonia e una base navale militare.
Durante la seconda guerra mondiale, nel
Febbraio 1942, l’isola cadde in mani
giapponesi. Dopo la resa del Giappone
nel 1945, il ritorno dei britannici fu salutato favorevolmente, ma il loro diritto a
governare cominciò a essere messo in
dubbio e Singapore si avviò lentamente
verso l’indipendenza, proclamata il 9
Agosto 1965.
La prima elezione presidenziale della
Repubblica di Singapore si tenne nell’Agosto del 1993.
Il piccolo stato di Singapore (710 km2) è
costituito da 63 isole, è situato a sud
della penisola di Malacca ed è collegato
allo stato malese di Johor tramite il
ponte di Johor-Singapore Causeway a
nord e il cosiddetto Malaysia-Singapore
Figure 1 e 2 - Modernità (Clifford Pier) e tradizione (Arab Street) a Singapore.
Second Link a ovest. Il punto più elevato
è il monte Bukit Timah (166 m s.l.m.).
In passato l’area urbana era concentrata
nella parte meridionale in corrispondenza della foce del fiume Singapore
dove attualmente si trova il centro della
città (l’area chiamata Downtown Core),
mentre la parte rimanente del territorio
era coperta da foresta tropicale. A partire
dagli anni ’60 il governo ha edificato
diverse aree residenziali nelle zone periferiche, che nel tempo si sono espanse
dando luogo ad un’unica area urbana.
Singapore è uno degli stati più densamente popolati del mondo. Per ragioni
storiche la lingua nazionale di Singapore
è il malese, utilizzato anche per l’inno
nazionale. Altre lingue ufficiali sono
l’inglese (lingua utilizzata dall’amministrazione pubblica ed ampiamente
diffusa anche fra la popolazione), il
mandarino e il tamil.
Per quanto riguarda l’economia, Singapore dipende altamente dal settore
chiave dell’elettronica, dal commercio
internazionale all’ingrosso, incluso
anche il re-export tramite il suo trafficatissimo porto (Fig. 3), e dai servizi finanziari.
L’industria è favorita da due elementi, la
vicinanza alle miniere malesi e il basso
costo della manodopera; comprende raffinerie di petrolio, fonderie per lo stagno
e cantieri navali. Il settore terziario è
occupato da numerose banche, imprese
commerciali, trasporto marittimo,
turismo.
L’influenza economica crescente di
Paesi limitrofi quali la Cina e l’India è
tanto un’occasione per aumentare l’investimento ed il commercio estero,
quanto una minaccia all’economia.
Figura 3 - Il porto di Singapore.
Tornando al Congresso Annuale dell’IIW, esso ha riscosso un notevole successo, non soltanto per l’interesse della
localizzazione, l’ottima organizzazione
e la buona partecipazione, ma soprattutto per i suoi importanti contenuti
scientifici e tecnici.
Erano presenti alla manifestazione
esperti provenienti dall’industria, dall’università, da centri di formazione, da
istituti di ricerca e da varie organizzazioni governative e private di quasi tutti i
cinquantaquattro Paesi Membri delI’IIW
(Tab. I) e di altri ancora.
La delegazione italiana, che ha come
sempre attivamente partecipato ai lavori,
comprendeva rappresentanti dell’Istituto
Italiano della Saldatura (www.iis.it), il
Dott. Ing. Alberto Lauro, Responsabile
dell’Area di Coordinamento Divisionale
1 dell’IIS, nonché il Dott. Ing. Stefano
Botta, il Dott. Ing. Gian Luigi Cosso, il
Dott. Ing. Luca Costa, il Dott. Ing. Marcello Mandina, il Dott. Ing. Stefano
Morra, il Dott. Ing. Francesco Bresciani
e il Dott. Ing. Simone Rusca, esperti
rispettivamente di strutture metalliche,
di calcoli strutturali, di salute, sicurezza
e ambiente, di attrezzature in pressione e
metallurgia, di certificazione di aziende
e personale e di prove non distruttive, e
rappresentanti della Facoltà di Ingegneria dell’Università di Padova, il Prof.
Giovanni Meneghetti e il Prof. Luca
Susmel.
Nel corso dei lavori congressuali sono
stati studiati e discussi circa quattrocento documenti, raccomandazioni,
linee guida e progetti di norme, un centi-
TABELLA I - Missione, struttura e Paesi Membri dell’IIW nel 2009
Missione
La missione dell’IIW è stata recentemente ridefinita come segue: “To act as the worldwide network for knowledge exchange
of joining technologies to improve the global quality of life” ed in effetti l’IIW costituisce la rete mondiale per contatti e scambi
di conoscenze su scienza e applicazioni delle tecnologie di giunzione.
Il vasto campo tecnico comprende: giunzione, taglio e trattamenti superficiali di materiali metallici e non metallici, mediante
processi come saldatura, brasatura, microsaldatura, taglio termico, metallizzazione, incollaggio, e abbraccia settori connessi
come assicurazione della qualità, prove non distruttive, normazione, ispezione, formazione, addestramento, progettazione, fabbricazione, salute, sicurezza e ambiente.
Gli scopi principali sono: sviluppare le migliori pratiche applicative e la normalizzazione su aspetti applicativi e relativi a salute,
sicurezza ed ambiente; identificare, sviluppare ed applicare su base globale i sistemi IIW di addestramento, formazione, qualificazione e certificazione; promuovere l’IIW e i suoi Paesi Membri in varie regioni del mondo; fornire supporto e servizi ai suoi
membri e ad altre organizzazioni internazionali; sviluppare, curare e pubblicare documenti, periodici e testi.
L’IIW, come membro dell’International Union of Technical Associations e dell’International Council for Engineering and
Technology, è formalmente collegato all’ UNESCO.
Struttura
L’IIW, fondato nel 1948 da 13 Paesi, tra cui l’Italia, è una associazione internazionale senza scopo di lucro di legge francese con
sede a Parigi, governata da un’Assemblea Generale cui partecipano gli istituti membri, che ne sostengono sostanzialmente il
funzionamento con la loro quota di iscrizione e con il supporto scientifico e tecnico dei loro delegati.
Il membro di riferimento italiano è l’Istituto Italiano della Saldatura.
I lavori vengono svolti in venticinque Commissioni Tecniche, Comitati Ristretti e Gruppi di Studio, nonché nello IAB (International Authorization Board), che ha stabilito l’ “International System for Education,Training, Qualification & Certification
System”, sulla base del quale ha rilasciato dal 1998 più di 40.000 diplomi.
Paesi Membri
Attualmente i Paesi Membri sono cinquantaquattro, distribuiti in tutti i continenti abitati.
Africa: Egitto, Libia, Marocco, Nigeria, Sudafrica, Tunisia
Asia: Cina, Corea, Giappone, India, Indonesia, Iran, Israele, Libano, Malesia, Pakistan, Singapore, Thailandia, Turchia, Vietnam
America: Argentina, Brasile, Canada, Messico, Stati Uniti d’America
Europa occidentale: Austria, Belgio, Danimarca, Finlandia, Francia, Germania, Inghilterra, Italia, Norvegia, Olanda, Portogallo, Spagna,
Svezia, Svizzera
Europa orientale: Bulgaria, Croazia, Grecia, Lituania, Polonia, Repubblica Ceca, Romania, Russia, Serbia, Slovacchia, Slovenia,
Ucraina, Ungheria
Oceania: Australia, Nuova Zelanda
Figura 4 - Cerimonia Inaugurale: parte della platea.
naio dei quali sono stati finalizzati e
sono stati raccomandati per pubblicazione sulla rivista dell’IIW “Welding in
the World” o trasmessi all’ISO e al CEN.
La Cerimonia Inaugurale (Figg. 4 e 5),
tenuta nella Grand Ballroom del Grand
Copthorne Waterfront Hotel di Singa-
pore, è stata aperta dal benvenuto del
Presidente del Comitato Organizzatore,
Mr. Che e -P heng A ng, cui ha fatto
seguito l’indirizzo di saluto del Sindaco
del Distretto Centrale di Singapore e
Membro del Parlamento per il Bishan
Toa Payoh, Mr. Zainuddin Nordin.
Il Presidente dell’IIW, Prof. Dr.-Ing.
Ulrich Dilthey, ha quindi ufficialmente
aperto i lavori.
A questo punto, in linea con la tradizione
cinese, l’Amministratore Delegato
entrante dell’IIW, Dr.-Ing. Cécile Mayer,
è stata invitata a raggiungere il palco
(Fig. 6) per “segnare gli occhi al leone”,
secondo il tradizionale cerimoniale
cinese, con i due scopi di dare inizio alle
attività e generare fortuna e prosperità
per l’intero evento.
Compiuto questo atto tradizionale
(Fig. 7), il leone “è venuto completamente alla vita”, al ritmo pulsante dei
tamburi cerimoniali cinesi, e gli spettatori sono stati rapiti da un magnifico
spettacolo di acrobazie leonine, eseguite
dal gruppo di danzatori “Li Quan Lion
Dance Troupe”.
Successivamente il Dr.-Ing. Cécile
Mayer ha condotto, con il supporto del
Maestro delle Cerimonie di Singapore
M r. Bernard S olos a, la cerim o n i a
di assegnazione dei premi e riconosci-
Figura 5 - Cerimonia Inaugurale - Da sinistra: benvenuto di Mr. Chee-Pheng Ang, Presidente del Comitato Organizzatore, di Mr. Zainuddin
Nordin, Sindaco del Distretto Centrale di Singapore, e del Prof. Dr.-Ing. Ulrich Dilthey, Presidente dell’IIW.
Figura 6 - Cerimonia Inaugurale - Apertura
dei lavori con l’Amministratore Delegato
entrante dell’IIW, Dr.-Ing. Cécile Mayer
(terza da sinistra), e i leoni di Singapore.
Figura 7 - Cerimonia Inaugurale - Apertura
dei lavori con il tradizionale cerimoniale del
“dotting the lion’s eyes” apportatore di
fortuna.
Figura 8 - Cerimonia Inaugurale L’Amministratore Delegato entrante
dell’IIW, Dr.-Ing. Cécile Mayer, procede
all’assegnazione dei premi IIW.
Figura 9 - Cerimonia Inaugurale - I vincitori dei premi IIW per il 2009 con il Presidente
dell’IIW - Da sinistra: Dr.-Ing. Sergio T. Amancio Filho, Dr. David Widgery, Prof. Shang Yang
Lin, Prof. Dr.-Ing. Ulrich Dilthey, Mr. Christopher Smallbone, Prof. Bruno de Meester, Ms. Elin
Marianne Westin, Dr. John C. Lippold, Dr. Yu-Ping Yang, Dr.-Ing. Imke Weich.
menti scientifici e tecnici dell’IIW
(Figg. 8 e 9), conferiti ai vincitori a
nome delle varie delegazioni nazionali
che li hanno proposti e li sponsorizzano
(Tab. II).
La Cerimonia della premiazione è stata
seguita da un magnifico spettacolo di
danze tradizionali, rappresentanti le tre
principali culture (cinese, malese e
indiana) che sono alla base della società
civile di Singapore (Fig. 10). Gli spettatori sono stati completamente conquistati dalle stupefacenti prestazioni dei
danzatori, con ognuna delle tre etnie di
Singapore rappresentata dai costumi tradizionali con uno straordinario intervallo
di colori. Il gran finale ha compreso
incredibili spirali, piroette e salti dei ballerini, che hanno abbandonato il palco
augurando pace, prosperità e amore e
spargendo fiori freschi sui presenti.
Figura 10 - Cerimonia Inaugurale - Quattro momenti della danza tradizionale che ha rappresentato le tre principali culture di Singapore.
TABELLA II - Vincitori dei premi IIW per il 2009
Walter Edström Medal
Mr. Christopher Smallbone (Australia)
Arthur Smith Award
Prof. Bruno de Meester (Belgium)
Evgeny Paton Prize
Prof. Shang Yang Lin (P.R. of China)
Heinz Sossenheimer Software Innovation
Award
Dr. Yu-Ping Yang (United States)
Yoshiaki Arata Award
Dr. John C. Lippold (United States)
Henry Granjon Prize - Category A
Dr.-Ing. Sergio T. Amancio Filho (Germany)
Henry Granjon Prize - Category B
Ms. Elin Marianne Westin (Sweden)
Henry Granjon Prize - Category C
Dr.-Ing. Imke Weich (Germany)
Thomas Medal
Dr. David Widgery (United Kingdom)
Ugo Guerrera Prize
– (Triennale) (vedere pag. 704)
Nell’ambito del Congresso si è anche
svolta, dal 16 al 17 Luglio 2009, la Conferenza Internazionale “Advances in
Welding and Allied Technologies”, che è
stata aperta dalla interessante Portevin
Lecture “Developement of Gas-Shielded
Arc Processes in Automatic Welding”,
tenuta dal Prof. Emerito Masao Ushio
dell’Università di Osaka, Giappone
(Fig. 11).
È seguita la presentazione, in una
ventina di sessioni distinte, di novantatre
memorie che hanno consentito un ampio
ed approfondito scambio di conoscenze
e di vedute tra ricercatori, progettisti ed
utilizzatori. In particolare, con riferimento al tema della Conferenza, sono
stati approfonditi argomenti quali processi, apparecchiature e procedure di
saldatura e di placcatura, automazione,
robotizzazione e sensoristica, modellizzazione e simulazione, materiali base,
d’apporto e saldabilità, sistemi di
qualità, ispezione e prove, aspetti economici ed applicazioni, formazione e qualificazione.
La Conferenza è stata arricchita dalla
contemporanea affissione di quarantuno
poster, relativi alla maggior parte dei
suddetti argomenti.
Nell’ambito del Congresso sono anche
stati organizzati vari eventi sociali e
numerose visite scientifiche, tecniche,
turistiche e naturalistiche, che hanno
consentito ai partecipanti, con particolare riguardo a quelli provenienti dai
Paesi più lontani, di apprezzare la
qualità e lo stile di vita di Singapore,
nonché le risorse e le particolarità del
territorio e degli insediamenti umani,
industriali e scientifici.
L’attività delle Unità di Lavoro ha compreso un centinaio di riunioni delle
Figura 11 - Il Prof. Masao Ushio, a sinistra,
riceve la Targa Portevin dal Capo della
Delegazione Francese Mr. Michel Rousseau.
sedici Commissioni Tecniche (Tab. III),
degli organi dell’International Authorization Board (Tab. IV e V), dei Comitati
TABELLA III - Commissioni Tecniche dell’IIW
N.
Titolo
Presidente
I
Thermal cutting and allied processes
V. Kujanpää (Finland)
II
Arc welding and filler metals
V. van der Mee (Netherlands)
III
Resistance welding, solid state welding and allied
joining processes
U. Miro (Slovenia)
IV
Power beam processes
E. D. Levert (United States)
V
Quality control and quality assurance of welded
products
P. Benoist (France)
VI
Terminology
D. Rippegather (Germany)
Health, safety and environment
L. Costa (Italy)
IX
Behaviour of metals subjected to welding
T. Boellinghaus (Germany)
X
Structural performances of welded joints - Fracture
avoidance
M. Koçak (Turkey)
XI
Pressure vessels, boilers and pipelines
M. Prager (United States)
XII
Arc welding processes and production systems
W. Lucas (United Kingdom)
XIII
Fatigue of welded components and structures
G. Marquis (Finland)
XIV
Education and training
V. Matthews (United States)
XV
Design, analysis and fabrication of welded structures
R. Shaw (United States)
XVI
Polymer joining and adhesive technology
V. Schöppner (Germany)
XVII
Brazing, soldering and diffusion bonding
W. Miglietti (United States)
VIII
TABELLA IV - Missione, struttura e Paesi Membri dell’International Authorization Board dell’IlW
Missione
La missione dello IAB è lo sviluppo e l’applicazione a livello globale del sistema IIW di addestramento, formazione, qualificazione e certificazione di personale ed aziende.
In particolare lo IAB ha lo scopo di preparare e gestire il sistema di garanzia della qualità che controlla il funzionamento del
sistema e di pubblicare le linee guida che ne sono alla base, in quanto definiscono i requisiti minimi per l’addestramento, la formazione, la qualificazione e la certificazione, così come le regole per gli esami.
Struttura
Per assicurare il funzionamento del sistema, lo IAB nomina in ogni Paese un ANB, Authorized National Body, ed un ANBCC,
Authorized National Body for Company Certification, che rispettivamente supervisionano tutte le attività nazionali per il personale e per le aziende.
Per quanto riguarda il personale, il Sistema Internazionale copre per il momento la qualificazione di cinque Figure di “fabbricazione”, tre Figure di “ispezione” ed altre, ma è in continua espansione; alcune qualificazioni sono tra l’altro richiamate in norme
ISO e CEN. In particolare sono stati rilasciati, alla fine del 2008, oltre quarantamila diplomi IIW di qualificazione del personale,
di cui 6.000 nel 2008.
L’attività di certificazione, sia del personale che delle aziende (quest’ultima con riferimento all’ISO 3834), è appena partita,
essendo state approvate all’inizio del 2008 le relative procedure, basate sull’esistente sistema EWF. Tutte le linee guida per la
certificazione vengono elaborate da un apposito gruppo di lavoro (IAB/WG B6), presieduto dall’Ing. Stefano Morra dell’Istituto
Italiano della Saldatura.
Quest’ultimo è l’Authorized National Body e l’Authorized National Body for Company Certification del nostro Paese.
Paesi Membri
I Paesi che partecipano al Sistema Internazionale dello IAB, inizialmente sviluppatosi in Europa per opera dell’EWF, sono attualmente i
quarantatre sotto indicati.
Africa: Egitto, Nigeria, Sud Africa
Asia: Cina, Giappone, India, Iran, Libano, Malesia, Singapore, Thailandia, Vietnam
America: Brasile, Canada, Messico, Stati Uniti
Europa occidentale: Austria, Belgio, Danimarca, Finlandia, Francia, Germania, Inghilterra, Italia, Islanda, Norvegia, Olanda, Portogallo,
Spagna, Svezia, Svizzera
Europa orientale: Bulgaria, Croazia, Polonia, Repubblica Ceca, Romania, Russia, Serbia, Slovacchia, Slovenia, Ucraina, Ungheria
Oceania: Australia
Ristretti e dei Gruppi di Studio (Tab.
VI), nonché delle numerose Sottocommissioni e dei molti Gruppi di Lavoro
cui partecipano specialisti ed esperti.
Consistente è stato l’apporto scientifico
e tecnico italiano, che oltre alla partecipazione alle discussioni delle Unità di
Lavoro più interessanti, come le Commissioni di processo (IV e XII), di sicurezza (VIII), di saldabilità (IX) e di fabbricazione (XI e XV), ha compreso la
presentazione di vari contributi, preparati del tutto o in parte da funzionari dell’Istituto. Nella Tabella V è riportata la
composizione del nuovo Consiglio di
Amministrazione dello IAB; dall’anno
scorso il rappresentante dell’Europa è
l’Ing. Stefano Morra dell’Istituto Italiano della Saldatura.
Durante i lavori sono state approvate
dalle Commissioni Tecniche, dai Comitati Ristretti e dai Gruppi di Studio 151
risoluzioni (Tab. VII), tra le quali 107
per la pubblicazione sulla Rivista dell’IIW “Welding in the World” di documenti, sia d’Autore (Classe A) che
approvati da Unità di Lavoro (Classe B),
TABELLA V - Composizione del Board of Directors dello IAB
President
G. Hernandez (Spain)
Chairman of Group A: Education, training and qualification
C. Ahrens (Germany)
Chairman of Group B: lmplementation and authorization
J. Guild (South Africa)
Europe representative
S. Morra (Italy)
Asia / Africa / Australia representative
A. Chee Pheng (Singapore)
America representative
E. Whalen (Canada)
TABELLA VI - Comitati Ristretti e Gruppi di Studio dell’IIW
Titolo
Presidente
Aircraft
I. Harris (United States)
Automotive
M. Rethmeier (Germany)
Communications and Marketing
S. Kanits (Austria)
Physics of Welding (212)
Y. Hirata (Japan)
Quality Management
R. Zwaetz (Germany)
Research
L. Coutinho Quintino (Portugal)
Regional Activities
C. Smallbone (Australia)
Shipbuilding
R. Boekholt (Netherlands)
Standardization
D. Shackleton (United Kingdom)
e 2 per la pubblicazione di volumi
(Tab. VIII). Tale materiale e gli atti della
Conferenza Internazionale sono consultabili presso la Biblioteca IIS
(www.weldinglibrary.com) e, così come
tutte le altre pubblicazioni dell’IIW,
possono essere richiesti all’Istituto Italiano della Saldatura (www.iis.it); i
documenti più interessanti saranno
anche considerati per la pubblicazione
sui prossimi numeri della Rivista Italiana della Saldatura.
TABELLA VII - Risoluzioni delle Unità di Lavoro dell’IIW per tipo di decisione
Tipo di risoluzione
Recommendation for publication of documents
N.
109
Recommendation for the transmission of a document to another Working Unit
2
Resolution for Standardization items
5
Resolution for forwarding an IIW proposal for a draft Standard to ISO (Route I)
0
Resolution for voting on an IIW proposed draft Standard (Route II)
1
Resolution destined for the Board of Directors
13
Recommendation for administrative matters
12
Administrative Information destined for the Technical Management Board
9
Totale
151
TABELLA VIII - Principali risoluzioni tecniche delle Unità di Lavoro dell’IIW
COMMISSIONE II (Arc welding and filler metals)
Document II-1709-09/II-A-210-09 “Hydrogen assisted cracking susceptibility of modified 9Cr-1Mo steel and its weld metal”
by S.K. Albert,V. Ramasubbu, S.I. Sunder Raj, A.K. Bhaduri
was recommended as a Class A Technical paper for publication in Welding in the World.
Document II-1712-09/II-C-384r1-08 “Hydrogen absorption and diffusion in different welded duplex steels” by S. Brauser,
T. Kannengiesser
was recommended as a Class A Research paper for publication in Welding in the World.
Document II-1713-09/II-C-389-09 “Disbonding tests on strip cladding weld overlays” by M. Decherf
Document II-1714-09/II-C-388-09 “Corrosion tests and corrosion resistance of nickel base alloys” by J. Heinemann,T. Assion
Document II-1715-09/II-C-393-09 “Study of hot cracking behaviour of nitrogen-enhanced austenitic stainless steels using Varestraint and hot ductility tests” by G. Srinivasan, M. Divya, S.K. Albert, A.K. Bhaduri, A. Klenk, D.R.G. Achar
Document II-1717-09/II-C-391-09 “Accelerated creep test on Gleeble - State of the art” by S.T. Mandziej
A combined version of documents II-1706-09, II-1707-09 and II-1721-09 was recommended as a Class A Technical paper for
publication in Welding in the World:
- Document II-1706-09/II-A-200r2-08 “Measurements of diffusible hydrogen contents at elevated temperatures using different hot extraction techniques - An international round robin test” by T. Kannengiesser, N.Tiersch
- Document II-1707-09 “Comparative study between hot extraction methods and mercury method - A national round
robin test” by T. Kannengiesser, N.Tiersch
- Document II-1721-09 “Multivariate analysis of results from international round robin on diffusible hydrogen”
by T. Dahlström
COMMISSIONE III (Resistance welding, solid state welding and allied joining processes)
Document III-1524-09 “Magnetarc welding - Operational windows for pipes joining” by D. Iordachescu, M. Iordachescu,
B. Georgescu, M. Blasco, R.M. Miranda
Document III-1529-09 “Evaluation GRCop-84 for use as a resistance spot welding electrode material” by J.E. Gould, J. Cruz
Commission III decided to start a revision work of ISO 14239 to improve consistency between this standard and a new published standard ISO 17677-1 titled “Resistance welding - Vocabulary - Part 1: Spot, projection and seam welding”.
(segue)
Confirmation of standard - route I:
ISO 14329:2003 titled “Resistance welding - Destructive test of welds - Failure types and geometric measurements for resistance spot, seam and projection welds”
Confirmation of standard - route I:
ISO 14324:2003 titled “Resistance welding - Destructive test of welds - Method for the fatigue testing of spot welded joints”
COMMISSIONE IV (Power beam processes)
Document IV-974-09 “Laser-MIG hybrid welding of aluminium to steel - An analytical model for wetting length”
by F. Vollertsen, C.Thomy
Document IV-976-09/SG-212-1142-09 “Temperature influence on black & white joints characteristics” by D. Iordachescu,
M. Iordachescu, M. Blasco, E. Scutelnicu, J.L. Ocaña
Document IV-977-09 “Electron beam welding of steel sheets treated by nitrooxidation” by M. Maronek, J. Barta,
M. Domankova, K. Ulrich, F. Kolenic
Document IV-978-09 “Laser welding of dissimilar aluminium alloys with filler materials” by L.A. Pinto, L. Quintino, R.M. Miranda,
P. Carr
Document IV-985-09 “Improvement of friction energy loss of machinery parts by indirect laser peening”
by M. Kutsuna, H. Inoue, K. Saito, K. Amano
Document IV-1003-09 “Influence of tolerances to weld formation and quality of laser-GMA-Hybrid girth welded pipe joints”
by J. Neubert, S. Kietel
Document IV-1005-09 “Influence of parameters on penetration, speed and bridging in laser hybrid welding” by P. Kah,
A. Salminen, J. Martikainen
COMMISSIONE V (Quality control and quality assurance of welded products)
Document V-1407-08 “Handbook on UT with Phased Array” by S. Eric, M. Moles
was recommended for publication as book.
Document V-1431-09/XI-928-09 “Acoustic emission monitoring of high energy piping” by A. Beveridge, B. Ham, L. Rosenbrock,
N. Kriesl
Document V-1432-09 “Estimation of weld bead width and depth of penetration and detection of weld defects from thermal
image of weld pool” by A.K. Badhuri
Document V-1433-09 “Quality enhancement in case of friction stir welding by online monitoring NDT” by G. Dobmann,T. Jene,
B.Wolter, D. Eifler, G.Wagner
Document V-1434-09 “Non destructive inspection of ITER PF jacket welds” by L. Silva, P. Barros, R. Miranda, L. Quintino
Document V-1435-09 “Recent advances on the ultrasonic examination of an austenitic stainless steel weld” by B. Chassignole,
O. Dupond, A. Le Brun, P. Benoist
Document V-1436-09 “Micro-magnetic non-destructive evaluation of micro residual stresses of the IInd and IIIrd order”
by G. Dobmann
Document V-1439-09 “Assessment of hot cracking resistance of welded material using planar x-ray tomograph” by U. Evert
(segue)
COMMISSIONE VI (Terminology)
Commission VI informs that the electronics database of Terms and Definitions for Thermal Cutting has been completed; it will
be available on the IIW web site in the public area along with suitable notification on the home page.
This database includes about 400 terms and definitions in English, French, and German (terms only) in an easily searchable
format.
COMMISSIONE VIII (Health, safety and environment)
Commission VIII revised its Best Practice documents list and recommends the following documents for the list of Best Practice
documents in the IIW website page of commission VIII:
- VIII-1298-85: Contact lens use in industry
- VIII-1588-91: On the question of milk drinking by welders as a measure of health protection
- VIII-1817-97: Occupational health in metal arc welding
- VIII-1823-97: Statement on welding and cutting containers
- VIII-1856-98: Welding adds hazards to work in confined spaces
- VIII-1858-98: Health hazards from exposure to electro-magnetic fields in welding
- VIII-2072-08: Exposure to nitrogen oxides (NO/NO2) in welding
- VIII-2078-08: Health and safety in fabrication and repair of welded components: aspects, impacts and compliance to regulations
- VIII-2079r1-09: (list of welding related standards)
- IIW statement on manganese
Document VIII-2092-08 “The effect of voltage and metal-transfer mode on particulate-fume size during the GMAW of plaincarbon steel” by Z. Sterjovski, J. Norrish, B.J. Monaghan
Commission VIII has started a wider program of revision, which should lead to covering the main health and safety aspects in
welding fabrication; such program is available as Document VIII-2098-09.
COMMISSIONE IX (Behaviour of metals subjected to welding)
Document IX-2299-09 / IX-L-1045-09 “Transverse residual stress distribution at two interacting butt joints dependent on
restraint length” by P. Wongpanya,Th. Boellinghaus
Document IX-2300-09 / IX-L-1046-09 “Formation of intragranular ferrite in the HAZ of titanium-killed steel” by Y.I. Komizo,
H.Terasaki
Document IX-2301-09 / IX-L-1048-09 “Vibration stress relieve treatment of welded high strength martensitic steel”
by R.Vallant, D. Djuric, K. Kerschbaumer, N. Enzinger
Document IX-2302-09 / IX-L-1050-09 “Effect of coarse carbide particle on SR embrittlement in HAZ of 2 1/4Cr-1Mo steel”
by H. Kawakami, K.Tamaki, J. Suzuki, K.Takahashi,Y. Imae, S. Ogusu
Document IX-2303-09 “Improving the life of continuous casting rolls through submerged arc cladding with nitrogen-alloyed
martensitic stainless steel” by M. Du Toit, B.J.Van Niekerk
Document IX-2304-09 “Welding consumables for lean duplex stainless steel” by G. Galloway, A. Marshall, Z. Zhang
Document IX-2305-09 / IX-H-694-08 “Effects of alloying concepts on ferrite morphology and toughness of lean duplex stainless steel weld metals” by L. Karlsson, H. Arcini, E.L. Bergquist, J.Weidow, J. Börjesson
Document IX-2306-09 / IX-H-697-08 “Study of solidification cracking in laser dissimilar welded joint by using in-situ observation and 3D FEM-analysis” by P. Wen, M.Yamamoto,Y. Senda,T.Tamura, K. Shinozaki, N. Nemoto
Document IX-2307-09 “On the probable mechanism of cracking of welded joints on metals with FCC lattice in the ductilitydip temperature range” by K.A.Yushchenko,V.S. Savchenko, N.O. Chervyakov, A.V. Zvyagintseva
(segue)
Document IX-2308-09 “Corrosion resistance of welded lean duplex stainless steel” by E.M.Westin
Document IX-2309-09 “The influence of stabilization with titanium on the heat-affected zone sensitization of 11 to 12% chromium ferritic stainless steels under low heat input welding conditions” by M. Du Toit, J. Naude
Document IX-2310-09 / IX-H-707-09 “Failure mechanisms in dissimilar joints” by M.F. Gitos,V. C. M. Beaugrand, L.S. Smith
was recommended as a Class A Research/Technical paper for publication in Welding in the World.
Document IX-2311-09 / IX-H-708-09 “Characterising phase transformations of different LTT alloys and their effect on residual stresses and cold cracking” by A. Kromm,T. Kannengiesser
Document IX-2312-09 / IX-H-709-09 “The effect of purging gas on 308L TIG root-pass ferrite content” by E.L. Bergquist,
T. Huhtala, L. Karlsson
Document IX-2313-09 “Weldability studies of high-Cr, Ni-base filler metals for nuclear applications” by B.T. Alexandrov,
A.T. Hope, J.W. Sowards, J.C. Lippold, S. McCracken
Document IX-2314-09 “Evolution of precipitate structure in the Heat-Affected Zone of a martensitic 9 Wt.% Cr steel during
welding and post-weld heat treatment” by I. Holzer, P. Mayr, H. Cerjak
Document IX-2315-09 / IX-NF-26-09 “Corrosion and corrosion-fatigue of AZ31 magnesium weldments” by C.E. Cross, P. Xu,
N.Winzer, S. Bender, D. Eliezer
Document IX-2316-09 / IX-L-1055-09 “Effects of heat control on the stress build up during high-strength steel welding under
defined restraint conditions” by Th. Kannengiesser,Th. Lausch, A. Kromm
Document IX-2317-09 / XI-924-09 “Pad-weld repairs of in-service high-strength steel plate used in seawater environments”
by Z. Sterjovski
Document IX-2318-09 / Granjon B 2009 “Pitting corrosion resistance of GTA welded lean duplex stainless steel”
by E.M.Westin
Document IX-2321-09 “Technological Gstrength and analysis of causes of deterioration of weldability and cracking”
by K.A.Yushchenko,V.V. Derlomenko,V.S. Savchenko, N.O. Chervyakov
COMMISSIONE X (Structural performances of welded joints - Fracture avoidance)
Document X-1659-09 “Study on fracture toughness evaluation by center notched small size specimen for heavy - thick - steel
plates” by H.Yajima, E.Watanabe, Z.M. Jia, K.Yoshimoto,T. Ishikawa,Y. Funatsu
Document X-1660-09 “Study on fracture toughness of welded joints for heavy thick - steel plates by center notched small size
specimen” by H.Yajima, E.Watanabe, Z.M. Jia, K.Yoshimoto,T. Ishikawa,Y. Funatsu
Document X-1663-09 “Wear fatigue failure of flash gas compressor at natural gas production plant” by A. El Batahgy, F. Agizah,
F. Sayed
COMMISSIONE XI (Pressure vessels, boilers and pipelines)
Document XI-922-09 “Double jointing of high strength pipelines” by D.Widgery
Document XI-924-09/IX-2317-09 “Pad-weld repairs of in-service high-strength steel plate used in seawater environments”
by Z. Sterjovski
(segue)
Document XI-928-09/V-1431 “Acoustic emission monitoring of high energy piping” by A. Beveridge, B. Ham, L. Rosenbrock,
N. Kriesl
COMMISSIONE XII (Arc welding processes and production systems)
Document XII-1954-09 “Visualization and optimization of shielding gas flows in arc welding” by M. Schnick
Document XII-1957-09 “Computational analysis of temperature distribution in multiple-electrode submerged arc welding”
by M. Mochizuki
Document XII-1958-09 “ Laser-MIG hybrid welding of aluminium to steel - Effect of process parameters on joint properties “
by C.Thomy, F. Vollertsen
Document XII-1962-09” The gap-proof performance in high-speed welding of thin steel sheets” by D. Ohmura, I. Kimoto,
M. Saito, S. Shibasaki
Document XII-1963-09 / SG-212-1148-09 “Preliminary evaluations on laser - tandem GMAW” by R.P. Reis, J. Norrish,
D. Cuiuri
Document XII-1964-09” Bead formation and wire temperature distribution during ultra-high-speed GTA welding using pulseheated hot-wire” by K. Shinozaki, M.Yamamoto, K. Mitsuhata,T. Nagashima,T. Kanazawa, H. Arashin
Document XII-1965-09 “Effect of flux types on welding quality in case of A-TIG welds” by M. Abd-Allah, K. Hafiz, A. Sadek,
W. Khalifa, N. Abdel Raheem
Document XII-1969-09 / SG-212-1150-09 “Development and application of 3-electrode MAG high-speed horizontal fillet
welding process” by H. Shimizu, S. Nagaoka, K. Ito, H. Arita,Y.Yokota
Document XII-1970-09 / SG-212-1149-09 “The arc stabilization mechanism and applications of new flux-cored wire for pureAr MIG welding” by R. Kasai,Y. Umehara, R. Suzuki
Document XII-1971-09 “Stability of back bead in GMA switchback welding for butt joint” by Y. Kaneko, N.Toshima, S.Yamane,
K. Oshima
Document XII-1972-09 “Application of plasma-MIG hybrid welding to dissimilar joint between copper and steel” by S. Asai,
T. Ogawa,Y. Ishizaki,T. Minemura, H. Minami, S. Miyazaki
Document XII-1974-09 / SG-212-1140-09 “An integrated model to simulate laser cladding manufacturing process for engine
repair applications” by Y.P. Yang, S.S. Babu
Document XII-1975-09 / SG-212-1143-09 “TIG weld penetration improvement by laser-activated process with oxygen”
by M. Mizutani, S. Katayama
Document XII-1976-09 / SG-212-1138-09 “Globular and spray transfer in MIG welding” by J.J. Lowke
Document XII-1977-09 / SG-212-1146-09 “Numerical model of conductive liquid transfer” by K. Kadota,Y. Hirata
Document XII-1981-09/SG-212-1156-09 “Material transport in MIG welding with CO2/argon shielding gases” by G. Huismann
COMMISSIONE XIII (Fatigue of welded components and structures)
Document XIII-2200r3-07 “IIW Recommendations on Post Weld Improvement of Steel and Aluminium Structures”
by P. Haagensen, S. Maddox
was recommended as a Class B Book/Booklet.
(segue)
Document XIII-2265-09 / XV-1330-09 / Granjon C 2009 “Edge layer condition and fatigue strength of welds improved by
mechanical post weld treatment” by Imke Weich
Document XIII-2267-09 / XV-1313-09 “Fatigue design of welded components of railway vehicles - Influence of manufacturing
conditions and weld quality” by M. Kassner, M. Küppers, G. Bieker, C. Moser, C.M. Sonsino
Document XIII-2270-09 “Statistics of weld geometry on notch stresses in laser-hybrid welded butt joints” by H. Remes,
P. Varsta
Document XIII-2272-09 “Comparison of post weld treatment of high strength steel welded joints in medium cycle fatigue”
by M.M. Pedersen, O.Ø. Mouritsen, M.R. Hansen, J.G. Andersen, J.Wenderby
Document XIII-2274-09 / XV-1312-09 “Verification of the notch stress concept for the reference radii of rref = 1.00 and 0.05
mm” by B. Kranz, C.M. Sonsino
Document XIII-2275-09 “Mechanisms of residual stress relaxation and redistribution in welded high strength steel specimens
under mechanical loading” by M. Farajian,T. Nitschke-pagel, K. Dilger
Document XIII-2278-09 / XV-1320-09 “Fatigue tests and numerical analyses of partial-load and full-load carrying fillet welds at
cover plates and lap joints” by W. Fricke, O. Feltz
Document XIII-2280-09 / XV-1325-09 “S-N curves for welded thin joints - Suggested slopes and FAT-values for applying the
notch stress concept with various reference radii” by C.M. Sonsino,T. Bruder, J. Baumgartner
COMMISSIONE XV (Design, analysis and fabrication of welded structures)
Document XV-1312-09 / XIII-2274-09 “Verification of the notch stress concept for the reference radii of rref = 1.00 and 0.05
mm” by B. Kranz, C.M. Sonsino
Document XV-1313-09 / XIII-2267-09 “Fatigue design of welded components of railway vehicles - Influence of manufacturing
conditions and weld quality” by M. Kassner, M. Küppers, G. Bieker, C. Moser, C.M. Sonsino
Document XV-1315-09 “Welded connections of high strength steels for the building industry” by H. P. Günther, J. Hildebrand,
C. Rasche, C.Versch, I.Wudtke, U. Kuhlmann, M.Vormwald, F. Werner
Document XV-1318-09 “Study for functional assessment of welded joint using newly developed welding process and application result of laser arc hybrid welding for the bridge” by K. Inose, K. Owaki, J. Kanbayashi,Y. Nakanishi
Document XV-1319-09 “Soundness diagnosis of steel bridge pier repaired by heating / pressing” by M. Hirohata,T. Morimoto,
Y.C. Kim
Document XV-1320-09 / XIII-2278-09 “Fatigue tests and numerical analyses of partial-load and full-load carrying fillet welds at
cover plates and lap joints” by W. Fricke, O. Feltz
Document XV-1325-09/XIII-2280 “S-N curves for welded thin joints - Suggested slopes and FAT-values for applying the notch
stress concept with various reference radii” by C.M. Sonsino,T. Bruder, J. Baumgartner
New proposed standard (Route II), Document: XV-1329-09
Title: “Static design procedure for welded hollow section joints - recommendations”
Scope: Static resistances of welded uniplanar and multiplanar joints in lattice structures of circular, square or rectangular
hollow section, and of uniplanar joints in lattice structures composed of hollow sections with open sections
Justification and Aim: Provide recommended design procedures for statically loaded welded joints for hollow sections
(segue)
Document XV-1330-09 / XIII-2265-09 / Granjon C 2009 “Edge layer condition and fatigue strength of welds improved by
mechanical post weld treatment” by I.Weich
Guerrera Prize:
On 13 July 2009, Commission XV accepted the recommendation of the Jury for the Guerrera Prize, which proposed Mr. Dai
Weizhi for the Winner of Guerrera Prize 2010.
The Jury consisted of following members: Prof. Dr. Adolf Hobbacher, Prof. Dr. Karoly Jarmai, Prof. Dr. A.M. Gresnigt,
Prof. Dr. Horikawa as Chair, Mr. Krishna Verma.
There were two nominations:
-Dr. Jean Gerald for aircraft carrier “Charles de Gaulle” by the French Delegation, and
-Mr. Dai Weizhi for National Stadium “Bird Nest” by the Chinese Delegation.
COMMISSIONE XVI (Polymer joining and adhesive technology)
Document XVI-895-09 / Granjon A 2009 “Friction riveting: development and analysis of a new joining technique for polymer
metal multi material structures” by S.T. Amancio Filho
Document XVI-897-09 “Comparison of ultrasonic welding and vibration welding of TPO” by C.Y. Wu, A. Benatar, D. Grewell
COMMISSIONE XVII (Brazing, soldering and diffusion bonding)
Document XVII-0003-09 / XVII-C-0001-09 “Interface structure and strength of fluxless ultrasonic soldered joints of magnesium alloy”, by H. Li, Z.-X. Li, C. Gao, J.-Y.Wang
COMITATO RISTRETTO AUTO (Automotive)
Document SC-Auto-26-09 “Quality assurance of automotive join connections by active thermograph” by C. Srajbr, G.Tanasie,
K. Dilger, S. Bhöm
Document SC-Auto-32-09 “Fast temperature field generation for welding simulation and reduction of experimental effort”
by A. Pittner, D.Weiss, C. Schwenk, M. Rethmeier
Document SC-Auto-33-09 “Friction stir welding in automotive industry - Recent developments and viable applications”
by T. Weinberger, G. Figner, N. Enzinger, H. Cerjak, C. Kolbeck
GRUPPO DI STUDIO 212 (Physics of Welding)
Document SG-212-1133-09 “Two arc attachment modes during electrode positive polarity in AC TIG welding of Al”
by S. Rose, J. Zaehr, M. Schnick, U. Fuessel, S.-F. Goecke, M. Huebner
Document SG-212-1134-09 “Numerical Investigations of the influence of metal vapour in GMA welding” by M. Schnick,
U. Füssel, M. Hertel, S. Rose, A. Spille-Kohoff,T. Murphy
Document SG-212-1135-09 “Numerical analysis of forming mechanism of hump bead in high speed GMAW” by J. Chen and
C.S.Wu
Document SG-212-1138-09/XII-1976-09 “Globular and spray transfer in MIG welding” by J.J. Lowke
Document SG-212-1139-09 “Metal vapour in MIG arcs can cause (1) minima in central arc temperatures and (2) increased arc
voltages” by J. J. Lowke, M.Tanaka, A.B. Murphy
Document SG-212-1140-09 / XII-1974 “An integrated model to simulate laser cladding manufacturing process for engine
repair applications” by Y.P. Yang and S.S. Babu
Document SG-212-1141-09 “Models to describe plasma jet, arc trajectory and arc blow formation in arc welding” by R.P. Reis,
D. Souza, A. Scotti
(segue)
Document SG-212-1142-09 / IV-976-09 “Temperature influence on black and white joints characteristics” by D. Iordachescu,
M. Blasco, J.L. Ocaña, E. Scutelnicu, M. Iordachescu
Document SG-212-1143-09 / XII-1975-09 “TIG weld penetration improvement by laser-activated process with oxygen”
by M. Mizutani, S. Katayama
Document SG-212-1144-09 “A numerical model of welding arc with constant voltage power source” by Y.Tsujimura,
K.Yamamoto, M.Tanaka, A.B. Murphy, J.J. Lowke
Document SG-212-1146-09/XII-1977-09 “Numerical model of conductive liquid transfer” by K. Kadota,Y. Hirata
Document SG-212-1148-09 / XII-1963-09 “Preliminary Evaluations on Laser - Tandem GMAW” by R.P. Reis, J. Norrish,
D. Cuiuri
Document SG-212-1149-09 / XII-1970-09 “The arc stabilization mechanism and applications of new flux-cored wire for pureAr MIG welding” by R. Kasai,Y. Umehara, R. Suzuki
Document SG-212-1150-09 / XII-1969-09 “Development and application of 3-electrode MAG high-speed horizontal fillet
welding process” by H. Shimizu, S. Nagaoka, K. Ito, H. Arita,Y. Yokota
Document SG-212-1153-09 “Heat Input and pressure distribution of TIG arc on groove surface” by Y. Ogino,Y. Hirata,
K. Nomura
Document SG-212-1154-09 “Approach to link between arc physics and weld distortion through heat transport phenomena”
by S. Okano, M. Mochizuki, K.Yamamoto, M.Tanaka
Document SG-212-1156-09 / XII-1981-09 “Material transport in MIG welding with CO2/argon shielding gases”
by G. Huismann
Document SG-212-1158-09 “Self optimizing control and material transfer in the controlled short-arc process COLDARC”
by S.F. Goecke
Per quanto riguarda i Comitati Ristretti e
i Gruppi di Studio è da sottolineare, oltre
alla loro importante attività di studio,
selezione, pubblicazione, la particolare
funzione del Gruppo di Studio “Standardization”, che, grazie al riconoscimento
dell’IIW come International Standardizing Body da parte dell’ISO, gestisce
tutta l’attività di normazione dell’IIW,
finalizzando per pubblicazione, con il
doppio logo IIW e ISO, le norme preparate dalle varie Unità di Lavoro IIW.
Una breve sintesi delle attività generali
di alcune delle più interessanti Unità di
Lavoro tecniche dell’IIW è riportata
nella Tabella IX.
TABELLA IX - Attività e risultati di alcune delle più interessanti Unità di Lavoro dell’IIW
Commissione II (Arc welding and filler metals) - Delegato Ing. Rusca
Nella Sottocommissione II-A è stato trattato soprattutto il problema dell’apporto di idrogeno in saldatura e delle relative tecniche di misurazione (sia dell’idrogeno diffusibile sia dell’idrogeno totale); nella Sottocommissione II-C sono stati discussi il
comportamento e le caratteristiche in saldatura di leghe metalliche di particolare interesse (come leghe di nichel, acciai inossidabili duplex, acciai inossidabili austenitici arricchiti con azoto); nella Sottocommissione II-E (in una riunione congiunta con la
Commissione VIII) sono stati presentati i risultati di lavori di ricerca svolti a livello internazionale, di cui alcuni anche con la partecipazione di IIS, e sono state affrontate inoltre tematiche di normalizzazione riguardanti i consumabili.
Commissione IV (Power beam processes) - Delegato Ing. Lauro
I documenti presentati riportano soprattutto di applicazioni del processo ibrido MIG / Laser solido a fibra su vari materiali e
dell’influenza della formazione del gas plasma e del “plume metal” sulla saldabilità. Anche il processo EBW (Electron Beam
Welding) è stato affrontato in alcune memorie di taglio molto sperimentale.
Nel giorno dedicato alla riunione congiunta delle tre Commissioni X, XIII e XV sono stati presentati ulteriori documenti sulle
applicazioni del Laser ibrido (TIG, MAG, MIG) a fibra e su modelli matematici di analisi e verifica del comportamento dell’arco
per processi più tradizionali.
Commissione V (Quality control and quality assurance of welded products) - Delegati Ing. Bresciani e Ing. Rusca
All’interno delle singole Sottocommissioni sono stati presentati numerosi documenti afferenti alle singole metodologie di controllo. Particolarmente interessante appare un documento che riporta un’esperienza di controllo mediante emissione acustica
eseguito su linee in temperatura. Si prosegue con la normalizzazione delle moderne tecniche di radiografia digitale applicate
alle saldature. Da citare, infine, l’inizio delle attività operative del gruppo di lavoro sulle onde guidate, la cui presidenza è stata
conferita all’Ing. Bresciani. Dopo una presentazione dell’Ing. Bresciani sull’attuale situazione normativa, si è deciso di far circolare, quale prima bozza di lavoro, un documento che si basa su quanto riportato nella norma UNI TS 11317, redatta in Italia sul
metodo applicato alle tubazioni, unico riferimento normativo presente al momento.
Commissione VIII (Health, safety and environment) - Presidente Ing. Luca Costa
Sono stati presentati interessanti documenti relativi ai limiti di esposizione agli agenti pericolosi (campi elettromagnetici e fumi
di saldatura), nonché (in una riunione congiunta con la Commissione II) i risultati di lavori di ricerca svolti a livello internazionale, di cui alcuni anche con la partecipazione di IIS.
Proseguono inoltre i lavori di normazione relativamente allo sviluppo di una linea guida per l’analisi dei rischi in saldatura.
Commissione IX (Behaviour of metals subjected to welding) - Delegato Ing. Mandina
Sono stati presentati vari documenti relativi alla saldabilità di acciai ad alta resistenza (HSS e HSLA). Altri documenti presentati
hanno riguardato la saldabilità e la resistenza alla corrosione di acciai inossidabili austenitici ed austeno-ferritici (Duplex, SuperDuplex e Lean-Duplex).
Relativamente all’interessante Sottocommissione IX-NF (Non Ferrous Materials), oltre al resoconto sul Simposio tenutosi
quest’anno presso GKSS sulla saldatura Friction Stir Welding (FSW), sono stati presentati interessanti documenti dell’applicazione del processo FSW all’alluminio (tecnica spot) ed al magnesio (compreso prove di corrosione) e del Laser solido a fibra
per brasature alluminio /titanio e, più in generale, per saldatura di materiali non ferrosi.
Commissione X (Structural performances of welded joints - Fracture avoidance) - Delegato Ing. Cosso
La Commissione ha fissato come principale obbiettivo lo sviluppo di Raccomandazioni per la valutazione Fitness For Service
(FFS) di difetti planari, utilizzando come base il documento finale del recente progetto FITNET. I contributi presentati durante
i lavori hanno pertanto approfondito le tematiche fissate durante l’assemblea annuale di Graz (2008) per l’integrazione del
documento: in particolare il ruolo di “loss of constraint” e “strength mismatch” (Prof. Minami, Osaka University, Japan), l’approccio “strain based” (Dr. Pisarski,The Welding Institute, United Kingdom), la determinazione numerica dello stato di tensione e deformazione residuo (Prof. Dong, CAMSF, United States).
Commissione XI (Pressure vessels, boilers and pipelines) - Delegato Ing. Mandina
La prima giornata è stata interamente dedicata alla saldatura e controllo di tubazioni (pipeline) in acciaio classificato X80 e
X100 secondo API 5L. La seconda e terza giornata sono state sostanzialmente costituite da un intervento unico del Presidente
(Prof. Prager, United States) sul Fitness For Service e sulle recenti problematiche di saldatura di reattori in Cr-Mo-V.
Commissione XIII (Fatigue of welded components and structures) - Delegati Ing. Botta, Ing. Cosso, Prof. Meneghetti
e Prof. Susmel
Sotto la guida del Presidente della Commissione, Mr. G. Marquis, sono stati presentati i lavori annuali delle varie Sottocommisioni e dei Gruppi di Lavoro, con importanti studi inerenti la resistenza a fatica degli acciai ad alto limite di snervamento (HSS -
UHSS), la riparazione ed il monitoraggio di strutture di carpenteria, le distorsioni legate alle tensioni residue di saldatura, il
design di strutture soggette a fatica. Sempre degli effetti della fatica sui giunti saldati si è discusso nella sessione congiunta con
le Commissioni X e XV.
Commissione XIV (Education and training) - Delegato Ing. Rusca
I lavori della Commissione, che mantiene un ruolo di collegamento tra lo IAB e le altre Commissioni Tecniche, sono stati principalmente mirati alla presentazione ed analisi degli strumenti di formazione avanzati, tra cui i simulatori di saldatura, che
paiono aver raggiunto livelli di verosimiglianza ragguardevoli.
Commissione XV (Design, analysis and fabrication of welded structures) - Delegati Ing. Botta e Ing. Cosso
Sono state presentate memorie di particolare interesse riguardanti la verifica degli effetti dei trattamenti post saldatura
mediante ultrasuoni (UIT - UP), finalizzati al miglioramento della resistenza a fatica dei giunti saldati, nonché studi sull’applicabilità di processi di saldatura laser arc hybrid nella costruzione di impalcati.
Nella sessione congiunta con le Commissioni X e XIII, sono state presentate importanti memorie inerenti studi avanzati sugli
effetti della fatica e sull’analisi ad elementi finiti di strutture soggette a fatica.
Select Committee Research (Welding research strategy and collaboration) - Delegato Ing. Lauro
Durante una breve riunione è stata fatta un’ampia presentazione delle attività di ricerca del TWI e sunteggiato un documento,
peraltro già presentato in Assemblea Generale, sull’impatto economico della saldatura. Inoltre, come consuetudine, ogni delegato ha esposto l’andamento nazionale della ricerca in saldatura. In generale tutti hanno sottolineato il momento poco favorevole, data la crisi economica di quasi tutti i Paesi, per l’ottenimento di opportuni finanziamenti. Si è distinta l’Italia che ha
potuto dare informazioni sui recenti progetti di ricerca “Industria 2015” ed “AMERICA”, che vedono coinvolti i processi Laser
solido a fibra e la FSW.
TMB (Technical Management Board) - Delegato Ing. Luca Costa
In questo organo di controllo delle Commissioni Tecniche dell’IIW, l’aspetto di maggiore rilevanza affrontato ha riguardato la
definizione delle caratteristiche del nuovo sito dell’IIW, che sarà on-line dal Dicembre del 2009 e che consentirà, con una
nuova veste grafica, un accesso più efficace a tutte le informazioni relative all’IIW stesso.
Da parte sua l’International Authorization Board (IAB) ha proseguito l’attività
di gestione e aggiornamento del Sistema
Internazionale per la Formazione, la
Qualificazione e la Certificazione del
Personale di Saldatura, nonché del
Sistema Internazionale per la Certificazione delle Aziende (in accordo alla
norma ISO 3834), sistemi entrambi
forniti dall’European Welding Federation (www.ewf.be), che ha iniziato tali
attività all’inizio degli anni novanta.
Il Sistema Internazionale per la Formazione e la Qualificazione dello IAB
copre per il momento cinque Figure di
“fabbricazione” (dall’ingegnere al saldatore), tre Figure di “ispezione”, l’ulteriore Figura dell’International Welded
Structures Designer (Tab. X) ed è in
continua espansione; il sistema è altamente considerato a livello internazionale, è supportato dall’industria e da
organismi di formazione e certificazione
ed apre la strada al “Sistema globale di
formazione, qualificazione e certificazione del personale di saldatura”: le qualificazioni delle prime figure sono state
tra l’altro richiamate in varie normative.
A questo proposito lo IAB ha creato un
gruppo permanente per seguire la promozione del sistema di qualificazione e
certificazione IIW e sta aggiungendo
all’attività di qualificazione e certificazione del personale quella di certificazione delle aziende, sempre sulla base
dell’esistente sistema EWF.
Per quanto riguarda l’ulteriore sviluppo
scientifico e tecnico dell’IIW è da
riportare che sono stati eletti o rieletti
i Presidenti in scadenza di nove Unità
di Lavoro, le Commissioni II, VIII,
X, XIII, X IV, X V, X V I (Tab. III) e
dei Comitati Ristretti “Aircraft” e
“Research” (Tab. VI).
Anche il Consiglio di Gestione Tecnica
(Technical Management Board, TMB)
dell’IIW è stato arricchito, con l’ingresso di tre nuovi membri (Tab. XI).
Inoltre sono stati eletti nuovi membri del
TMB il Prof. Y. Hirata (Giappone, per il
gruppo di Unità di Lavoro “Processi”) e
il Prof. G. Marquis (Sud Africa, per il
gruppo “Integrità strutturale”) ed è stato
rieletto l’Ing. Luca Costa (Italia, per il
gruppo “Fattori umani”) (Tab. XII).
Relativamente alla gestione amministrativa, è da segnalare l’elezione dei nuovi
membri del Consiglio di Amministra-
zione, Mr. Daniel Almeida (Brasile),
Prof. Dorin Dehelean (Romania) e Prof.
Dr. Kazutoshi Nishimoto (Giappone),
che resteranno tutti in carica per
un triennio, e del nuovo Amministratore
D elegato D r.-Ing. Cécile Ma y e r
(Tab. XIII).
Degna di nota l’ammissione nell’IIW,
come cinquantaquattresimo Paese
Membro, del Marocco, mentre sono in
corso contatti per l’ingresso di ulteriori
Paesi africani, americani e asiatici che
renderanno sempre più ampia la partecipazione internazionale.
Infine il Consiglio di Amministrazione e
successivamente l'Assemblea Generale
hanno approvato il Bus ine ss Pl a n
2009/2013, nonché il Rapporto sull'attività 2008 e il Bilancio 2008, entrambi,
come negli anni passati, molto soddisfacenti.
Il prossimo Congresso Annuale IIW
(Fig. 12) si svolgerà a Kiev (Ucraina,
dall’11 al 18 Luglio 2010); i successivi
avranno luogo a Chennai (India, dal 17
al 22 Luglio 2011), a Denver (Colorado USA, dall’ 8 al 14 Luglio 2012), a Essen
(Germania, dal 12 al 17 Settembre
2013), a Jeju Island (Corea, dal 13 al 18
TABELLA X - Regole e linee guida di riferimento dello IAB
Regole Generali per la Qualificazione del personale
IAB-001-2000/EWF-416
Rules for the implementation of IIW Guidelines
Linee guida per la Qualificazione di Figure di fabbricazione
IAB-252-2005/EWF-409-410-411-451
Personnel with responsibility for Welding Coordination - International Welding Engineer (IWE)
- Technologist (IWT) - Specialist (IWS) - Practitioner (IWP)
IAB-089-2002/EWF-452-467-480-481
IW - International Welder
Linee guida per la Qualificazione di Figure di ispezione
IAB-041-2000/EWF-450
IWIP - International Welding Inspection Personnel - Comprehensive, Standard, Basic
Linee guida per la Qualificazione di Altre figure
IAB-201-04
International Welded Structures Designer
Linee guida per la Certificazione di Figure di fabbricazione
IAB-341-08
Rules for Implementation of IIW Scheme for Certification of Personnel with Welding Coordination Responsibilities
Linee guida per la Certificazione delle Aziende in accordo a ISO 3834
IAB -337-08
Interpretation and Implementation of ISO 3834 Requirements
IAB -338-08
Supplement for the Implementation of ISO 3834 oriented to Welded Products
IAB -339-08
Rules for ANBCCs Operating the IIW Manufacturer Certification Scheme
IAB -340-08
ANBCC’s Assessment of Manufacturers of Welded Products Operating the IIW Manufacturer
Certification Scheme
N. B.: è in corso lo sviluppo di ulteriori linee guida:
• International Welding Instructor
• Distance Learning
• Mechanised Welding Operator
• Mechanical Destructive Tester
TABELLA XI - Membri del Technical Management Board dell’IIW
Presidente
Eletti dal Board of Directors
Dr. C. Wiesner (United Kingdom)
Prof. A. K. Bhaduri (India)
Dr. H. P. Lieurade (France)
Mr. T. Mustaleski (United States)
Prof. K. Nishimoto (Japan)
Dr. D. Shackleton (United Kingdom)
Prof. A. Scotti (Brazil)
Prof. Dr.-Ing. Suck -Joo Na (Republic of Korea)
Prof. M. du Toit (South Africa)
Dr. C. Wiesner (United Kingdom)
Dr. C. Wu (United States)
Rappresentanti delle Unità di Lavoro IIW
Group 1-Processes
Prof. Y. Hirata (Japan, Pres. SG 212)
Mr. E.D. Levert (United States, Pres. C. IV)
Group 2-Structural Integrity
Prof. G. Marquis (South Africa, Pres. C. XIII)
Dr. M. Prager (United States, Pres. C. XI)
Group 3-Human Factors
Dr.-Ing. L. Costa (Italy, Pres. C. VIII)
Segreteria IIW
Dr.-Ing. C. Mayer (France)
Luglio 2014), a Istanbul (Turchia, nel
Luglio 2015).
Inoltre sono previsti Congressi Regionali IIW in Israele (Tel Aviv, 25 – 26
Gennaio 2010), in Thailandia (Bangkok,
25 - 27 F ebbraio 2010), in Tu n i si a
(Hammamet, 26-28 Maggio 2010), in
Bulgaria (Sofia, 21 - 23 Ottobre 2010).
In conclusione, la 62ª edizione del Congresso Annuale dell’International Institute of Welding, svoltasi a Singapore, ha
riscosso un buon successo, non solo per
l’ottima organizzazione e la buona partecipazione (oltre seicentoquaranta specialisti di tecniche di giunzione, affini e
connesse, provenienti da 49 Paesi), ma
anche e soprattutto per gli elevati contenuti scientifici e tecnici e per gli importanti ed interessanti scambi di vedute
che l’evento ha promosso e favorito tra i
partecipanti.
TABELLA XII - Gruppi delle Unità di Lavoro dell’IIW
rappresentate nel TMB
Group 1
“Processes”
Figura 12 - Consegna della bandiera per il
Congresso IIW 2010 a Kiev - Da sinistra:
Prof. Konstantin Yushchenko e Mr. CheePheng Ang.
Group 2
“Structural Integrity”
Group 3
“Human Factors”
C-I
C-V
C-VI
C-III
C-X
C-VIII
C-II
C-IX
C-XIV
C-IV
C-XI
SC-QUAL
C-XII
C-XIII
SG-RES
C-XVI
C-XV
C-XVII
SC-AIR
SG 212
SC-AUTO
TABELLA XIII - Membri del Board of Directors dell’IIW
Presidente
Prof. Dr.-Ing. Ulrich Dilthey (Germany)
Tesoriere
Prof. Dr. Damian Kotecki (United States)
Vicepresidenti
Prof. Dr. Qiang Chen (P.R. China), Prof. Bruno de Meester (Belgium), Dr. Baldev Raj (India)
Consiglieri
Mr. Daniel Almeida (Brazil), Mr. Chee-Pheng Ang (Singapore), Prof. Ing. Dorin Dehelean (Romania), Prof. Dr. Kazutoshi Nishimoto
(Japan), Mr. Ray W. Shook (United States), Prof. Konstantin Yushchenko (Ukraine)
Presidente Emerito
Mr. Chris Smallbone (Australia)
Amministratore Delegato
Dr.-Ing. Cécile Mayer (France)
The European / International System
for Qualification of Welding Personnel
For a company using welding in manufacturing, the way to assure the quality of the work
is by training and qualifying its personnel through the EWF/IIW System.
For a worker who wants to acquire skills and to achieve excellence in his profession the
goal is to be awarded an EWF/IIW diploma.
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Dimensionamento dell’altezza delle
discontinuità e loro caratterizzazione
come planari o volumetriche con tecniche
Phased Array basate sugli echi diffratti
(°)
G. Nardoni *
M. Certo *
P. Nardoni *
M. Feroldi *
D. Nardoni *
L. Possenti **
A. Filosi **
S. Quetti **
Sommario / Summary
La presente memoria riporta e discute i risultati di una sperimentazione effettuata allo scopo di sviluppare una procedura
che migliori la caratterizzazione (planare/volumetrica) e la
misura dell’altezza di un difetto rilevato tramite sistemi computerizzati come TOFD, Phased Array, C-B SCAN. Per il
TOFD la procedura per il calcolo dell’altezza è ben determinata ed è la più accurata rispetto ad ogni altra tecnica ultrasonora, mentre per la tecnica Phased Array le procedure sono in
corso di sviluppo. Lo scopo del presente lavoro sperimentale è
quello di determinare il calcolo dell’altezza delle discontinuità
quando si utilizzi la tecnica Phased Array avendo in mente
anche di identificare idonee procedure per la determinazione
del carattere planare o volumetrico delle discontinuità.
È stato dimostrato in lavori precedenti [7] che il meccanismo
di generazione degli echi diffratti dalla discontinuità varia in
funzione del carattere planare o volumetrico della discontinuità stessa. Simili risultati sono stati dimostrati teoreticamente da Paul D. Wilcox, Caroline Holmes and Bruce W.
Drinkwater [8] attraverso una simulazione su computer.
I risultati dei test sperimentali hanno dimostrato due importanti acquisizioni:
• la distanza tra gli echi diffratti è proporzionale all’altezza
della discontinuità;
• il rapporto tra le ampiezze degli echi diffratti può essere
considerato un buon criterio per la caratterizzazione
planare/volumetrica della discontinuità.
This report demonstrate and discuss the results of experimental works carried out with the scope to study a procedure for
(°) Traduzione italiana della memoria presentata a EUROJOIN 7 - GNS5 Technical Session: “Diagnostics and NDT on welded components and
structures” - Venezia Lido, 21-22 Maggio 2009.
* I&T Nardoni Institute - Folzano (BS).
** ATB Riva Calzoni - Roncadelle (BS).
improving the characterization (planar - volumetric) and
sizing the height of discontinuities detected by ultrasonic
computerized systems like TOFD, Phased Array, C-B SCAN.
For TOFD the procedure for the calculation of the height is
well determined and it is the most accurate with respect to
any other ultrasonic technique. For Phased Array the procedures are on developing path. The aim of the present experimental test is to found criteria for the calculation of the
height where Phased Array Technique is used. In addition the
research has the scope to identify procedure for the characterization of discontinuities in planar and volumetric.
In previous work [7] it has been demonstrated that depending
from the shape of the discontinuity diffracted echoes may be
generated at the tip of the slit or from cylindrical hole.
Similar results have been theoretical demonstrated by Paul
D. Wilcox, Caroline Holmes and Bruce W. Drinkwater [8]
followed by computer simulation.
The results of the experimental tests have been demonstrated
two important achievements:
• the distance between the diffracted echoes is proportional
to the height of the discontinuity;
• the ratio between the amplitude of the diffracted echoes
could be considered a good criteria for the characterization of discontinuities in planar or volumetric.
Keywords:
Calibration blocks; defects; diffraction; dimensioning; measurement; nondestructive testing; phased array; surface conditions;
ultrasonic testing.
G. Nardoni et al. - Dimensionamento dell’altezza delle discontinuità e loro caratterizzazione come planari o volumetriche, ecc.
1. Diffrazione da un difetto
planare subsuperficiale
L’esame sul blocco di prova N. 1 contenente un difetto planare a 25 mm di profondità è stato condotto con una sonda
Phased Array a 32 elementi e operante a
2.25 MHz (Figg. 1÷3).
La Figura 4 mostra i segnali diffratti dal
bordo superiore dello slit (A) e da quello
inferiore (B); la stima dell’altezza è stata
effettuata misurando la distanza verticale tra i due segnali (cioè, lungo la linea
verticale tratteggiata nella Figura 4). A
2.25 MHz tale altezza misurata è risultata pari a 3.1 mm (il valore reale è di 4
mm), mentre a 5 MHz tale valore è risultato pari a 2.9 mm.
Per caratterizzare l’indicazione come
volumetrica o planare, il parametro principale da considerare è l’ampiezza degli
echi diffratti o riflessi. A 2.25 MHz, il
rapporto tra l’ampiezza dell’eco diffratto
dal bordo inferiore rispetto a quello dal
bordo superiore è di 0.53; mentre a
5 MHz è risultato pari a 0.84. Ponendo
questi dati nel diagramma della Figura
15A, si ottiene che questa indicazione
ricade nell’area delle indicazioni planari.
2. Diffrazione da slit interni al
blocco; blocco N. 2
L’esame del blocco N. 2 (Fig. 5) è stato
condotto con una
sonda a 2.25
MHz a 32 elementi posizionata
in più punti della
superficie al fine
di rilevare ogni
difetto con più
angoli di vista
differenti come illustrato nelle Figure 6,
7 e 8.
La Figura 9 illustra l’immagine del
primo slit rilevato con una differente
configurazione della sonda più adatta ad
esaminare zone del volume a bassa profondità; questa configurazione usa solo i
primi 16 elementi della sonda con una
scansione angolare tra 60 e 80 gradi.
Queste immagini dimostrano come
questi difetti planari verticali molto
piccoli possono essere perfettamente
rilevati sebbene con alti valori dell’amplificazione impostata sullo strumento.
È importante osservare che ogni discontinuità planare genera una coppia di echi
corrispondenti alla diffrazione dai due
Figura 2 - Blocco di prova contenente difetti
interni planari tipo slit di 5x5x0.2 mm
distribuiti lungo un asse verticale come
indicato nella Figura 5 (blocco N. 2).
Uno strumento AGR TD- FOCUS SCAN è
stato utilizzato per questa ricerca.
Figura 1 - Esame ultrasonoro di un recipiente
a pressione mediante tecniche computerizzate
(TOFD - Phased Array - C-B SCAN).
Figura 3 - Schizzo del blocco di prova N. 1
contenente uno slit planare.
Figura 4 - Echi diffratti prodotti da uno slit
planare alto 4 mm posizionato a 25 mm di
profondità.
coppie di
echi diffratti
Figura 5 - Schizzo del blocco N. 2 con difetti
interni tipo slit da 5x5x0.2 mm.
bordi della discontinuità stessa. Utilizzando la medesima procedura del test
precedente, l’altezza e la profondità di
ogni discontinuità sono state determinate; i risultati sono riportati nella
Tabella I.
3. Diffrazione da discontinuità di
tipo volumetrico
La Figura 10 illustra il meccanismo
tipico della diffrazione da parte di una
discontinuità volumetrica.
eco riflesso per
L’onda ultraso“corner effect”
nora incidente
sulla superficie
Figura 6 - Echi diffratti generati da slit
dell’SDH genera
5x5 mm a 215 mm di profondità.
due eventi: il
primo è la riflessione speculare delmeccanismo supposto della generazione
l’onda indietro verso la sonda; il
di un’onda diffratta, non è ancora stata
secondo è la generazione di una “creeillustrata attraverso una relazione mateping wave” che propagandosi sulla
matica o formula.
superficie del difetto dà origine ad una
L’immagine “sectorial scan” della
onda diffratta che raggiunge anch’essa la
Figura 11 rappresenta i segnali ottenuti
sonda.
sul blocco di prova N. 3 contenente tre
La trasformazione di modo da una “creefori SDH: il primo a ¼ dello spessore, il
ping” ad un’onda cilindrica, che è il
secondo a metà e il terzo a ¾ dello spes-
TABELLA I - La tabella riporta la precisione di localizzazione e l’errore percentuale nel calcolo dell’altezza della discontinuità.
Difetto Angolo
ID
[°]
Profondità
[mm]
Errore di
Errore medio di
localizzazione localizzazione
[mm]
[mm]
-3.4
Altezza
stimata
[mm]
Errore nella
stima
dell’altezza
[mm]
Errore
percentuale
nella stima
dell’altezza
8.2
+3.2
+64%
4.4
-0.60
-12%
5.3
+0.30
+6%
5.3
+0.30
+6%
4.1
-0.90
-18%
1
76
11.6
-3.4
2
45
76.0
+1.00
2
56
78.8
+3.80
2
62
79.9
+4.90
2
71
87.3
+12.30
3
37
137.0
-7.00
6
+1.00
+20%
3
45
137.8
-6.20
5.15
+0.15
+3%
3
56
140.4
-4.60
5.1
+0.10
+2%
3
63
144.1
-0.90
4.2
-0.88
-17.6%
4
39
187.9
+2.90
5.7
+0.70
+14%
4
46
188.4
+3.40
4
-1.00
-20%
4
51
188
+3.00
5.4
+0.40
+8%
4
57
194.8
+9.8
4.9
-0.10
-2%
5
37
217.4
+2.40
5.8
+0.80
+16%
5
47
217.5
+2.50
4.9
-0.10
-2%
5
50
217.6
+2.60
4.6
-0.40
-8%
5
53
218.8
+3.80
5.4
+0.40
+8%
+4.4
-3.74
+4.77
+2.83
coppie di
echi diffratti
Figura 8 - Stesso difetto della Figura 7 visto
con un angolo diverso.
Reflected ray
Incident ray
Diffracted echo
Creeping wave
Figura 10 - Schizzo illustrante la diffrazione
da un SDH.
so r e c o me r ic h ie s to da l l e ASME
(Figg. 12÷13A).
Si può osservare che per ogni foro sono
visibili due echi: il primo è quello relativo alla riflessione speculare, mentre il
secondo è quello diffratto.
Per calcolare il diametro del foro, che in
questo caso rappresenta una discontinuità volumetrica, si può considerare la
distanza L tra eco riflesso ed eco diffratto, distanza misurata lungo l’asse
acustico cioè lungo l’asse congiungente
la posizione della sonda con il centro
dell’immagine relativa all’eco
riflesso. La
seguente formula
rappresenta una
relazione empirica che consente
il calcolo del diametro D del
difetto volumetrico in funzione
della distanza L
misurata tra i due
echi:
D = L / 1.39
Figura 11 - Sectorial scanning su un blocco
ASME di 110 mm di spessore con fori SDH
di 3 mm di diametro. Gli echi riflessi e
diffratti sono chiaramente visibili
nell’immagine S/B-scan.
Figura 12 - Blocco di calibrazione ASME N. 3
con SDH di 3 mm di diametro.
Figura 13A - Esempio di presentazione
S/B-scan con echi riflessi e diffratti da SDH
in un sectorial scanning.
Applicando questa formula al caso illustrato nella Figura 11 si ottiene un risultato molto accurato: la distanza L risulta
pari a 4.3 mm e applicando la formula
suddetta si ottiene un valore del diametro D uguale a 3.2 mm; la sovrastima è
di soli 0.2 mm!
Figura 13 - Blocco di calibrazione N. 4
utilizzato per la caratterizzazione
dell’ampiezza del fascio a differenti angoli.
s eparazione di
1 mm per una
altezza totale di
11 mm come indicato nella Figura
14. L’immagine è
ottenuta con una
s onda a 32 elementi per onde
“shear” operante
a 2.25 MHz.
L’altezza apparente è misurata
ponendo il livello
di soglia del
colore ros s o di
saturazione a
-12 dB rispetto alla DAC e, quindi,
determinando il più piccolo rettangolo
che include la regione rossa. In questo
caso si ottiene un valore di 14.2 mm che
può essere corretto sottraendo un quarto
della risoluzione verticale alla profondità e con l’angolo con cui è visto il
cluster. Così facendo, otteniamo un più
realistico valore di 11.8 mm.
5. Discriminazione tra
indicazioni planari e
volumetriche basata
sull’ampiezza degli echi
diffratti
Se poniamo in un diagramma il rapporto
tra l’eco diffratto e quello riflesso per
una discontinuità volumetrica e quello
relativo agli echi diffratti di una planare,
due indistinte aree possono essere identificate sul diagramma. Un’area, indicata
con V, dove il rapporto varia nell’intervallo 0.1 ÷ 0.3 e una seconda area, indicata con P, dove il rapporto varia nell’intervallo 0.4 ÷ 0.8 (Fig. 15A).
4. Indicazioni a cluster
La Figura 15 mostra un esempio di
dimensionamento su difetti a cluster. Il
cluster è composto da quattro SDH da
2 mm allineati verticalmente e con una
Figura 14 - Blocco con 4 SDH per la
simulazione di una indicazione a cluster.
Figura 15 - Esempio di un cluster in una
presentazione sectorial scan.
Comparazione delle caratteristiche di riflessione/diffrazione tra difetti
volumetrici e planari
Figura 15A - Differenza dei parametri
dell’eco per difetti planari e volumetrici.
La spiegazione di questo risultato è la
seguente.
Per le discontinuità volumetriche rappresentate dagli SDH da 3 mm di diametro, il primo eco è dovuto ad una riflessione speculare dalla superficie del foro
e, quindi, di ampiezza elevata rispetto a
quella dell’eco diffratto generato dalla
“creeping” che propaga attorno alla
superficie del foro.
Per le discontinuità planari, entrambi gli
echi sono diffratti dai bordi della discontinuità e quindi le loro ampiezze sono
più simili.
Figura 17 - Presentazione S/B-scan di un
sectorial scan, su una saldatura da 120 mm
di spessore, illustrante un difetto tipo
mancanza di fusione.
Figura 16 - Presentazione S/B-scan di un
sectorial scan, eseguito su una saldatura da
120 mm di spessore, con indicazioni a cluster
nella saldatura della Figura 18.
6. Applicazioni in campo
Le applicazioni in campo sono mostrate
nelle Figure 16÷20.
7. Conclusioni
In relazione alla tecnica Phased Array, i
risultati sperimentali hanno confermato
importanti punti:
• la diffrazione è un fenomeno prodotto
dalle discontinuità e che può essere
rilevato per mezzo di un esame tipo
“sectorial scanning”;
• gli echi diffratti sono riferimenti rilevanti per calcolare l’altezza delle
discontinuità;
• il rapporto tra le ampiezze degli echi
diffratti è un fattore rilevante per differenziare le indicazioni volumetriche da quelle planari;
• al fine di evidenziare i segnali relativi
agli echi diffratti dalle discontinuità
occorre incrementare l’amplificazione di almeno 10 ÷ 16 dB rispetto al
livello DAC.
Figura 18 - Tecnici durante una ispezione
con Phased Array del bocchello relativo alla
Figura 16 e contenente un difetto tipo
mancanza di fusione.
Bibliografia
Figura 19 - Esempio di presentazione
S/B-scan di un cluster di echi dovuti a
inclusioni presenti nel materiale base vicino
e adiacente alla saldatura.
[1]
Sharp R.S.: «Research Techniques in Non Destructive Testing», Vol. IV,
1980.
[2]
Malcolm, J. Crocker: «Encyclopedia of Acoustics», Vol. One, 1997.
[3]
ASME Code Sec. V, art. 4, Code Case 2235.9. Use of Ultrasonic Examination in Lieu of Radiography.
[4]
Komura I., Hirasawa T., Nagai S. (Toshiba), Takabayashi J. (Keihin), Naruse
K. (Isogo Nuclear): «Crack Detection and Sizing Technique by Ultrasonic
and Electromagnetic Methods», Proceedings of the 25th MPA Seminar, MPA
Stuttgart, Germany, October 7 - 8, 1999.
[5]
R/D Tech: «Introduction to Phased Array Ultrasonic Technology Applications: R/D Tech Guideline», Quebec City, Canada, R/D Tech, 2004.
[6]
Lafontaine G. and Cancre F.: «Potential of Ultrasonic Phased Arrays for
Faster, Better and Cheaper Inspections», NDT.net, Vol. 5, No. 10, October
2000, www.ndt.net/article/v05n10/lafont2/lafont2.htm.
[7]
Nardoni G.: «CB-Scan Technique with Phased Array Probe: Sizing procedures using diffracted echoes», Conference on “ASME Code Case 2235.9:
From acceptance criteria based on amplitude of signal to acceptance criteria
based on size”, Moscow, 2008.
[8]
Wilcox P.D., Holmes C. and Drinkwater B.W.: «Advanced Reflector Characterization with Ultrasonic Phased Arrays in NDE Applications», IEEE Transactions on Ultrasonics, ferroelectrics, and Frequency Control, Vol. 54, N. 8,
August 2007.
[9]
ASME Code Case 2235.9.
Figura 20 - Macro della saldatura con
evidenti inclusioni nel materiale base relative
alle indicazioni della Figura 19.
Giuseppe NARDONI, da 49 anni opera nel settore delle Prove non Distruttive, con particolare interesse sulle tecniche avanzate. Inizia
l’esperienza in ATB di Brescia, dove ha ricoperto la carica di Quality and Research Manager. Nel periodo 1979-2005 è Presidente dell’AIPnD.
Dal 1988 è Presidente della I&T Nardoni Institute, società dedicata alla ricerca, sviluppo e applicazione delle PnD ed approvata per la
qualificazione e certificazione del personale PnD. In ambito internazionale è Presidente della NDT Academia International, è Past President
della EFNDT (Federazione Europea delle PnD) e dell’ICNDT (Comitato internazionale delle PnD). È autore di oltre 46 relazioni sul tema delle
Prove non Distruttive, presentate a Conferenze nazionali ed internazionali.
Mario CERTO, inizia la sua carriera nel 1965 come ricercatore presso il Centro di Ricerche CISE (gruppo ENEL) in qualità di progettista
elettronico, partecipando a progetti di sviluppo di strumentazione per impieghi nucleari. Nel 1975, con il ruolo prima di caposezione e poi di
dirigente, gestisce le attività di ricerca mirate allo sviluppo di strumentazione innovativa per controlli non distruttivi in campo nucleare e
convenzionale. Nel corso degli anni ’90 gestisce grossi progetti, nell’ambito dei programmi europei BRITE II e dal 1998, con il ruolo di project
manager, segue le attività di controllo NDT per conto di ENEL Produzione. Diventato libero professionista nel 2001, si è occupato di sviluppo di
codici di calcolo per applicazioni elettromagnetiche e di diagnostica del macchinario rotante, di software per strumentazione innovativa per
controllo palette di turbogas e di attività di sperimentazione relativa allo sviluppo di applicazioni e procedure con tecnica ultrasonora a Phased
Array e ad Onde Guidate.
Monitoraggio e conservazione degli
impalcati metallici: proposta di un sistema
di pianificazione dei controlli e degli
interventi di manutenzione
(°)
S. Botta *
S. Scanavino *
Sommario / Summary
La memoria cerca di fornire uno strumento utile alla gestione
delle problematiche di controllo e conservazione di ponti realizzati con impalcati metallici.
Mediante l’elaborazione delle informazioni derivanti da dati
di progetto e da ispezioni in campo, attraverso l’esperienza di
Progettisti esperti ed Ispettori qualificati, si possono ottenere
valutazioni dello stato di conservazione di uno o più ponti
metallici basate sul “rischio”.
Inoltre, l’insieme di dati raccolti e gestiti da software dedicati
(ad esempio il software “ProBridge” sviluppato dall’IIS) può
costituire un archivio storico di fondamentale importanza per
le future attività di manutenzione degli impalcati metallici
esaminati.
This paper aims to show a useful tool for steel bridges control
and maintenance management.
(°) Memoria presentata a EUROJOIN 7 - GNS5 - Technical Session: “Reliability
of welded components and structures” - Venezia Lido, 21-22 Maggio 2009.
* Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
Estimation of state of preservation of steel bridges based on
“risk” can be made by means of processing design data and
informations collected on-field by Qualified Inspectors.
Furthermore, collected data processed by dedicated softwares (for example the “ProBridge” software developed by
IIS) can be useful historical data files for future maintenance
and control activities of steel bridges.
Keywords:
Bridges; computer programs; design; in service operations;
lifetime; maintenance; mathematical models; reliability; risk
evaluation; risk-based inspection; steel construction; structural members; structural steels.
S. Botta e S. Scanavino - Monitoraggio e conservazione degli impalcati metallici: proposta di un sistema di pianificazione dei controlli, ecc.
2. Campi di applicazione
1. Introduzione
Transitando sulla rete stradale ed autostradale italiana è possibile rendersi
conto della quantità di cantieri che, ogni
giorno, interessano in modo più o meno
invasivo le nostre strade.
Le continue e necessarie opere di adeguamento e manutenzione di sedi stradali, viadotti e strutture accessorie in
genere, hanno evidentemente risvolti
economici e gestionali estremamente
importanti.
Considerando il panorama di tali opere,
si vuole richiamare l’attenzione su tutti
gli aspetti legati alla gestione tecnica ed
economica delle attività di conservazione e manutenzione di ponti realizzati
con impalcati metallici, con l’intenzione
di proporre una vera e propria procedura
per la valutazione dell’affidabilità di tali
impalcati.
Tale procedura, per quanto applicabile
ad ogni singolo ponte metallico, può
assumere particolare utilità qualora
venga impiegata per gestire una “famiglia” di impalcati metallici.
Considerando la particolare orografia
del territorio italiano, le Società e gli
Enti preposti al controllo dell’affidabilità ed alla sicurezza di intere reti stradali
e autostradali si trovano spesso a gestire
decine di ponti di cui molti realizzati in
acciaio.
In quest’ottica si inquadra la proposta
dell’Istituto Italiano della Saldatura, che
si concretizza nella procedura che verrà
descritta nel presente articolo.
Tale procedura, sviluppata grazie a sessant’anni di esperienze nel campo della
costruzione di strutture metalliche e
messa a confronto con analoghi strumenti in uso in altri Paesi extraeuropei
(soprattutto negli Stati Uniti), può
senz’altro costituire una base ottimale
per considerazioni tecnico-economiche
sempre più raffinate, finalizzate alla pianificazione dei controlli e degli interventi di manutenzione dei ponti metallici.
Lo scopo della procedura per la valutazione dell’affidabilità dei ponti metallici
è quello di proporre una programmazione degli interventi di manutenzione
degli impalcati basata sul rischio e, nello
stesso tempo, di fornire una ampia documentazione e registrazione “storica”
della vita e dello stato di conservazione
delle strutture metalliche dei ponti.
Avere a disposizione uno strumento in
grado di guidare, sulla base di valutazioni basate sul rischio, la scelta dei
tempi e dei modi degli eventuali interventi di risanamento di una famiglia di
ponti eserciti, comporta una migliore
gestione delle attività stesse di risanamento e la possibilità di pianificare
meglio le future ispezioni e manutenzioni, sia in termini strettamente tecnici,
sia in termini economici.
D’altra parte, poter usufruire di un archivio storico di dati relativi ad un insieme
di ponti significa, per la Società o l’Ente
responsabile del funzionamento, dell’affidabilità e della sicurezza di tali opere,
avere sempre a disposizione una documentazione completa ed aggiornata da
fornire, in futuro, a qualsiasi impresa
venga coinvolta in operazioni di manutenzione e ripristino.
La procedura descritta nel seguito si
presta particolarmente ad essere gestita
mediante sistemi informatici: a tal proposito, l’Istituto Italiano della Saldatura
ha sviluppato un software denominato
“ProBridge” in grado di gestire contemporaneamente e sviluppare tutta la serie
di dati relativi a più impalcati metallici,
a partire dalle informazioni preliminari
riguardanti gli impalcati stessi e dai
risultati di ispezioni sulle strutture in
esame.
3. Informazioni preliminari e
documentazione di base
Le informazioni preliminari, necessarie
per porre in essere la procedura per la
valutazione dell’affidabilità dei ponti
metallici, riguardano lo stato dell’arte
degli impalcati, ovvero la tipologia,
l’anzianità, le dimensioni, lo stato di
conservazione attuale di tutti i ponti che
rientrano nella famiglia di impalcati da
sorvegliare.
È necessario che le informazioni preli-
minari siano il più possibile complete ed
attendibili ed è importante che vengano
implementate con le informazioni ottenute da brevi ispezioni in campo; in particolare, risultano di fondamentale
importanza i seguenti documenti:
•
•
•
•
•
disegni di progetto;
disegni costruttivi;
disegni e piani di montaggio;
piani di fabbricazione ed ispezione;
resoconti e verbali di eventuali attività di ispezione pregresse;
• resoconti e verbali di eventuali attività di manutenzione pregresse.
Tutti i dati e le informazioni preliminari
devono essere raccolti e catalogati
impiegando una apposita designazione,
prevista dalla procedura per la valutazione dell’affidabilità dei ponti metallici.
4. Comitato Tecnico e personale
deputato alle ispezioni dei
ponti
I parametri previsti dalla procedura per
la valutazione dell’affidabilità dei ponti
metallici, vale a dire il fattore SRF
(Fattore di Efficienza) ed il fattore CDF
(Fattore di Conseguenza del Danno),
devono essere stabiliti e calcolati da un
C o m i t a t o Te c n i c o c h e c o m p r e n d a
almeno i seguenti componenti, con le
relative specializzazioni ed esperienze
maturate:
• un Ingegnere Progettista con esperienza di almeno 15 anni nel campo
della progettazione e costruzione di
strutture ed impalcati metallici;
• un Welding Engineer con esperienza
di almeno 15 anni nel campo della
costruzione di impalcati metallici
saldati;
• un Ispettore specializzato in ispezioni
di ponti metallici.
Oltre al Comitato Tecnico, strutturato
secondo quanto sopra indicato, sono
necessari un numero variabile (in funzione della quantità di ponti da gestire)
di ispettori, in possesso dei seguenti
requisiti minimi:
• Diploma di IWE (International
Welding Engineer), oppure IWT
(International Welding Technologist),
oppure IWI (International Welding
Inspector).
• Esperienza di almeno 10 anni nel
campo dell’ispezione di impalcati
metallici saldati.
• Certificazione (secondo EN 473)
relativa ai metodi di controllo non
distruttivo dei giunti saldati VT, MT,
PT, UT ed eventualmente RT.
SRF
5. Valutazione basata sul rischio
Il livello di rischio assegnabile ad ogni
ponte viene valutato mediante una
M ATR I C E ( la M a t ri c e di Ri sc hi o,
appunto) che è funzione dei due fattori:
Log10(CDF)
Figura 1 - Matrice di Rischio.
• SRF = Fattore di Efficienza
• CDF = Fattore di Conseguenza del
Danno
Tanto più è basso il fattore SRF e più
elevato il fattore CDF, tanto più è alto
il livello di rischio inerente l’affidabilità
di un determinato impalcato metallico
(Fig. 1).
Il calcolo dei due fattori SRF e CDF presuppone la conoscenza di specifici parametri che, come già accennato, devono
essere valutati dal Comitato Tecnico.
5.1 Determinazione del Fattore di
Efficienza (SRF)
Il fattore SRF, espresso in percentuale, si
ottiene dalla somma di tre parametri:
• SAS = Sicurezza ed Adeguatezza
Strutturale del ponte;
• SFO = Obsolescenza Funzionale ed
Esercibilità;
• EPU = Impatto sul Pubblico Utilizzo.
SRF = SAS + SFO + EPU
SAS
Max 55%
La composizione percentuale dei parametri SAS, SFO ed EPU è mostrata nella
Figura 2.
5.1.1 Determinazione del parametro
Sicurezza ed Adeguatezza
Strutturale (SAS)
Si determina, a sua volta, mediante due
parametri:
Il valore di LRF è inoltre fondamentale
per valutare l’eventuale declassamento
della struttura, in assenza di interventi di
manutenzione straordinaria.
Obsolescenza Funzionale ed
Esercibilità (SFO)
Il parametro SFO è valutabile mediante
la formula:
SAS = Max (0;55 -(A+B)) [%]
SFO = 30 - (SR + ILPS + ILLS)
ove:
- A = Stato di degrado del ponte
(sovrastruttura, sottostruttura e
appoggi);
- B = Condizioni di carico.
Lo stato di degrado del ponte “A”, valutato sulla base delle attività di ispezione
condotte sull’impalcato, viene esplicitato mediante un valore compreso tra 0 e
9: in funzione del punteggio si determina il parametro A (Tab. I).
Il punteggio viene assegnato in base alla
Tabella II. Le condizioni di carico “B” si
calcolano valutando il parametro LRF =
Fattore di Riduzione del Carico, che può
variare tra 0 e 100:
B = 5.5 * LRF 0.5
ove i parametri SR, ILPS e ILLS concorrono per un totale del 30% massimo al
punteggio complessivo.
SR = Stima delle Riduzioni (max 13%),
deve essere condotta valutando:
- Condizioni dell’impalcato
(DC)
- Valutazione strutturale
(SE)
- Geometria dell’impalcato
(DG)
- Luce libera inferiore
(LLI)
- Adeguatezza nei confronti
dei corsi d’acqua
(WA)
- Allineamento della via
d’accesso
(ARL)
TABELLA I - Valore percentuale del parametro A.
SFO
EPU
Punteggio
Valore di A
Max 30%
Max 15%
≤2
A = 55%
=3
A = 40%
=4
A = 25%
=5
A = 10%
Figura 2 - Composizione percentuale del
Fattore SRF.
TABELLA II - Punteggi in funzione delle condizioni rilevate.
Sovrastruttura - Sottostruttura - Appoggi
Punteggio
Condizioni
Descrizione
N
Non applicabile
9
Condizioni eccellenti
8
Condizioni molto buone
Nessun problema riscontrato.
7
Condizioni buone
Problemi che interessano elementi di secondaria importanza.
6
Condizioni soddisfacenti
Problemi minori che riguardano elementi strutturali principali.
5
Condizioni sufficienti
Tutti gli elementi strutturali principali sono sani ma possono essere interessati da
danneggiamenti minori, quali diminuzione di sezione, rotture di piccola entità, scheggiature, corrosione da acqua.
4
Condizioni precarie
Notevoli diminuzioni di sezione, rotture, scheggiature, corrosione da acqua.
Condizioni serie
Notevoli diminuzioni di sezione, rotture, scheggiature, corrosione da acqua interessano in modo importante elementi strutturali principali. Presenza di cricche di fatica
nei componenti di acciaio e/o di rotture di taglio nei componenti di cemento armato.
Sono possibili collassi locali.
Condizioni critiche
Danneggiamento avanzato degli elementi strutturali principali, in particolare delle
fondazioni. Presenza di cricche di fatica nei componenti di acciaio e/o di rotture di
taglio nei componenti di cemento armato. Il ponte, salvo monitoraggio continuo, deve
essere chiuso in attesa degli interventi di ripristino necessari.
1
Condizioni di collasso imminente
Danneggiamento avanzato degli elementi strutturali principali, in particolare delle
fondazioni. Evidenti deformazioni o spostamenti che influenzano la stabilità globale
della struttura. Il ponte deve essere chiuso al traffico e interventi straordinari
possono consentirne la riapertura con limitazioni di impiego (ad esempio solo traffico leggero).
0
Condizioni di collasso
Ponte da mettere fuori servizio, indipendentemente da eventuali interventi di ripristino.
3
2
ILPS = Insufficiente larghezza del piano
stradale (max 15%), deve essere valutata
calcolando i rapporti:
- Altre strade:
ILLS ≥ 4.26
ILLS < 4.26
- X = ADTA / n° di corsie
(numero medio di veicoli per corsia
al giorno)
- Y = Larghezza / n° di corsie
(larghezza media delle corsie della
struttura)
La misura della luce libera superiore
assume particolare importanza ai fini
dell’impiego del ponte per fini militari
e/o per il trasporto di carichi eccezionali.
In base ai valori ottenuti viene assegnato
un valore tra 0 e 15.
ILLS = Inadeguatezza della luce libera
superiore (max 2%), deve essere valutata in base al valore, espresso in metri,
della luce:
- Strade di importanza strategica:
ILLS ≥ 4.87 ==>
I = 0%
ILLS < 4.87 ==>
I = 2%
==>
==>
I = 0%
I = 2%
Impatto sul Pubblico Utilizzo
(EPU)
Il parametro EPU valuta il disagio arrecato agli utenti della struttura in esame
da eventuali disservizi della struttura.
Tale parametro si calcola in funzione:
- della lunghezza del percorso alternativo a quello del ponte
A = 15 * (ADTA * DL / 320000 * K)
con K = SAS + SFO 85
(A deve essere comunque compreso
tra 0% e 15%)
- dell’interesse della struttura a fini
militari
B = 2% per strade militari
B = 0% per le altre strade
In base a tali valori, il parametro in questione si calcola:
EPU = 15 - (A + B)
(EPU deve essere comunque compreso
tra 0% e 15%).
5.1.4 Condizioni migliorative del
Fattore di Efficienza (SRF)
Il valore totale del fattore SRF può
essere incrementato da 0 a 15 punti percentuali in considerazione dei seguenti
fatti:
a - Esecuzione di controlli indiretti
max 3%
b - Ispezionabilità della struttura
max 4%
c - Esecuzione di controlli diretti
max 4%
d - Correttezza delle operazioni di montaggio in opera
max 4%
Essendo RED = (a + b + c + d), in ultimo
il fattore SRF risulta:
SRF = SAS + SFO + EPU + (15 - RED)
5.2 Determinazione del Fattore di
Conseguenza del Danno (CDF)
Le conseguenze del danno arrecato da
cedimenti della struttura in esame sono
analizzate in funzione di quattro diversi
aspetti:
• Umano (PF - perdita di vite umane);
• Ambientale (EF - impatto ambientale
di merci pericolose, tossiche o inquinanti trasportate sulla struttura);
• Tr a ff i c o ( T F - d e v i a z i o n e d e l l e
normali linee di flusso a causa della
chiusura della struttura in esame ed,
eventualmente, di altre strutture interessate);
• Economico (ECF - valutazione dei
costi connessi con le riparazioni, con
l’eventuale ricostruzione, con il
danno indotto a veicoli in transito,
con le spese relative alla bonifica
ambientale, con le eventuali spese
legali direttamente o indirettamente
collegate con cedimenti strutturali).
Il Fattore di Conseguenza del Danno,
pertanto, si calcola:
CDF = Log10 (PF * EF * TF * ECF)
EF = 1
EF = 3
EF = 9
EF = 27
EF = 81
aree boschive o rurali;
laghi o altri specchi d’acqua;
corsi d’acqua locali;
corsi d’acqua regionali;
corsi d’acqua nazionali.
5.2.3 Aspetti legati al fattore traffico
Se TC sono i costi causati da deviazioni
del traffico dovuti alla chiusura del
ponte, si ha:
TF = 1
TF = 2
TF = 4
TF = 8
TF = 16
se TC < 0.2 * 106 €;
se 0.2 * 106 € ≤ TC < 2 * 106 €;
se 2 * 106 € ≤ TC < 20 * 106 €;
se 20*106 € ≤ TC < 200 * 106 €;
se TC ≥ 200 * 106 €.
5.2.4 Aspetti legati al fattore economico
Il valore di ECF viene calcolato in base
ai costi EC causati dal cedimento dell’impalcato in relazione alle strutture
stesse del ponte, ai veicoli presenti sull’impalcato, ad ogni tipo di costruzione
coinvolta, all’ambiente, ecc.
ECF = 1
ECF = 2
ECF = 4
ECF = 8
ECF = 16
se EC < 0.2 * 106 €;
se 0.2 *106 € ≤ EC < 2 * 106 €;
se 2 *106 € ≤ EC < 20 * 106 €;
se20*106 € ≤ EC< 200*106 €;
se EC ≥ 200 * 106 €.
6. Valutazione della Categoria di
Rischio
Uno degli obbiettivi più importanti
dell’applicazione della procedura per la
valutazione dell’affidabilità dei ponti
metallici è quello di stabilire la Categoria di Rischio di ogni singolo ponte, in
base al calcolo dei fattori SRF e CDF
visti in precedenza.
I risultati ottenuti possono essere efficacemente rappresentati mediante una
Matrice di Rischio, nella quale si
pongono sull’asse delle ordinate i valori
di SRF divisi in quattro range:
•
•
•
•
SRF ≥ 90;
70 ≤ SRF < 90;
50 ≤ SRF < 70;
SRF < 50.
Sull’asse delle ascisse si pongono i
valori di CDF divisi in quattro range:
•
•
•
•
LOG10(CDF) ≥ 5.53;
3.85 ≤ LOG10(CDF) < 5.53;
1.92 ≤ LOG10(CDF) < 3.85;
LOG10(CDF) < 1.92.
La matrice, pertanto, è divisa in sedici
aree ed ogni area può essere associata ad
una specifica Categoria di Rischio: A, B,
C, D; il rischio aumenta dalla categoria
D alla categoria A (Fig. 3).
Le quattro Categorie di Rischio sono
individuate da colori diversi ed intuitivamente espliciti (Tab. III).
In base alla Categoria di Rischio calcolata con i metodi illustrati in precedenza,
il Comitato Tecnico (ed in ultima analisi
la Società o l’Ente che gestisce i ponti) è
in grado non solo di stabilire quali tipi di
intervento sono necessari per conservare
o ripristinare l’efficienza di un determinato impalcato, ma anche di pianificare,
per la famiglia di ponti esaminati, le
future attività di ispezione e di manutenzione, assegnando diverse priorità in
funzione dello stato di salute (della
Categoria di Rischio) degli impalcati.
SRF
5.2.1 Aspetti legati al fattore umano
Se PN è il numero di persone potenzialmente coinvolte nel cedimento dell’impalcato:
PF = 1
PF = 7
PF = 50
PF = 200
PF = 1000
se PN < 10;
se 10 ≤ PN < 50;
se 50 ≤ PN < 100;
se 100 ≤ PN < 1000;
se PN > 1000.
5.2.2 Aspetti legati al fattore ambientale
In base alle aree nelle quali si trova l’impalcato in esame si ha:
Log10(CDF)
Figura 3 - Matrice di Rischio e Categorie di Rischio.
TABELLA III - Categorie, entità del rischio e colori correlati.
Colore
Categoria
Entità del rischio
Rosso
A
Rischio molto elevato
Arancione
B
Rischio elevato
Giallo
C
Rischio basso
Verde
D
Rischio molto basso
TABELLA IV - Categorie, attività correlate e frequenza delle ispezioni.
Categoria
Attività prevista
Frequenza delle ispezioni
A
Immediato ripristino dell’efficienza Una ispezione ogni sei mesi (vedi nota)
B
Immediato ripristino dell’efficienza
Ogni due anni (vedi nota)
C
---
Ogni 5 anni
D
---
Ogni 10 anni
NOTA: La frequenza delle ispezioni dipende dalla nuova Categoria di Rischio calcolata dopo le operazioni di riparazione.
In particolare, riguardo alla pianificazione delle attività di ispezione, si può
ragionevolmente esplicitare un legame
tra le Categorie di Rischio rilevate e la
frequenza delle ispezioni (Tab. IV).
Al termine delle eventuali operazioni di
ripristino dell’efficienza, al ponte riparato dovrà essere nuovamente assegnata,
seguendo la procedura sopra esposta, la
relativa Categoria di Rischio che, evidentemente (se gli interventi di ripristino
sono stati eseguiti a regola d’arte), sarà
meno severa di quella calcolata prima
dell’esecuzione delle riparazioni.
7. Esempio applicativo
Vi ad otto S falas s à - A u tost r a da
Salerno - Reggio Calabria (Figg. 4÷7).
Figura 4 - Viadotto Sfalassà - Autostrada Salerno - Reggio Calabria.
Figura 5 - Viadotto Sfalassà - Autostrada Salerno - Reggio Calabria.
Figura 6 - Viadotto Sfalassà - Sbalzi laterali.
Figura 7 - Viadotto Sfalassà - Interno del cassone centrale.
Caratteristiche fondamentali
• Anno di costruzione: 1968
• Tipologia: Ponte ad arco telaio a
piastra ortotropa
• Lunghezza totale: 376 m
• Corsie per ogni senso di marcia: 2
• Larghezza del piano stradale: 19.10 m
• Luce libera inferiore (sul pelo dell’acqua): 250 m
• Luce libera superiore: infinita
• Traffico medio giornaliero: 10.000
veicoli
• Lunghezza del percorso alternativo:
10 km
• Caratteristica della strada: strada di
interesse militare.
7.1 Calcolo del Fattore di Efficienza
(SRF)
7.1.1 Sicurezza ed Adeguatezza
Strutturale (SAS)
• Condizioni precarie della sovrastruttura (punteggio 4):
==>
A = 25%
• Fattore di riduzione del carico 30%:
==>
B = 30.12%
SAS = Max (0; 55 - (A + B))
==>
SAS = Max (0; 55 - (25 + 30.12)) = 0%
7.1.2 Obsolescenza Funzionale ed
Esercibilità (SFO)
7.1.3 Impatto sul Pubblico Utilizzo (EPU)
• Influenza della lunghezza del percorso alternativo
- A = 15 * (ADTA * DL / 320000 * K)
con K = (SAS + SFO) / 85 = 0.13
==>
A = 15 * (10000 * 10 / 320000 * 0.13)
==> A = 15% (Nota)
(Nota: Il valore di A non si può assumere
inferiore a 0% o superiore a 15%)
• Interesse militare della struttura
- trattandosi di strada di interesse
militare:
==> B = 2%
In base alle stime fatte dal Comitato
Tecnico, risultano i seguenti valori:
• Aspetti legati al fattore umano:
PF = 50
• Aspetti legati al fattore ambientale:
EF = 9
• Aspetti legati al fattore traffico:
TF = 2
• Aspetti legati al fattore economico:
ECF = 4
CDF = Log10 (PF * EF * TF * ECF)
==>
CDF = Log10 (50 * 9 * 2 * 4) = 3.56
EPU = 15 - (A + B)
==>
EPU = 15 - (15 + 2) = 0% (Nota)
(Nota: Il valore di A non si può assumere
inferiore a 0% o superiore a 15%)
7.1.4 Condizioni migliorative (RED)
•
•
•
•
esecuzione di controlli indiretti
ispezionabilità della struttura
esecuzione di controlli diretti
correttezza delle operazioni di
montaggio in opera
0%
5%
0%
0%
RED = 0+5+0+0 = 5%
• Stima delle riduzioni:
- condizione dell’impalcato: 5%
- valutazione strutturale: 2%
- geometria dell’impalcato: 2%
- luce libera inferiore: 0%
- adeguatezza nei confronti di corsi
d’acqua: 0%
- allineamento della via d’accesso:
0%
==> SR = 9%
• Insufficiente larghezza del piano stradale:
- X = 10000/4 = 2500
- Y = 19.10/4 = 4.8
==> ILPS = 10%
• Inadeguatezza luce libera superiore:
- luce libera superiore > 4.87 m
==> ILLS = 0%
7.2 Calcolo del Fattore di
Conseguenza del Danno (CDF)
==>
SRF = 0 + 11 + 0 + (15 - 5) = 21%
7.3 Determinazione della Categoria di
Rischio
La Categoria di Rischio, calcolata in
base ai valori di SRF e CDF trovati, è
rappresentata nella Matrice di Rischio
(Fig. 8). La Categoria di Rischio dell’impalcato metallico del Viadotto Sfalassà è pertanto:
B = RISCHIO ELEVATO
(Figg. 9÷14).
7.4 Determinazione della Categoria
di Rischio dopo gli interventi di
ripristino
A seguito della riparazione degli elementi strutturali danneggiati ed alla
modifica della geometria di alcuni particolari costruttivi (irrigidenti, diaframmi,
piastre di attacco dei controventi, ecc.),
SRF
SFO = 30 - (SR + ILPS + ILLS)
Log10(CDF)
==>
SFO = 30 - (9 + 10 + 0) = 11%
Figura 8 - Matrice di Rischio e Categorie di Rischio del Viadotto Sfalassà.
Figure 9 e 10 - Viadotto Sfalassà - Condizioni iniziali dell’impalcato.
il valore dei fattori e dei parametri che
concorrono alla determinazione della
categoria di rischio risultano:
SRF
7.4.1 Fattore di Efficienza (SRF)
• Sicurezza ed Adeguatezza Strutturale
SAS = 55%
• Obsolescenza Funzionale ed Esercibilità SFO = 23%
• Impatto sul Pubblico Utilizzo
EPU = 7.91%
• Condizioni migliorative
RED = 9%
Log10(CDF)
==>
SRF = 55 + 23 + 7.91 + (15 - 9) = 91.91%
7.4.2 Fattore di Conseguenza del
Danno (CDF)
Il Fattore di Conseguenza del Danno
Figura 15 - Matrice di Rischio e Categorie di Rischio del Viadotto Sfalassà dopo le operazioni
di ripristino.
(CDF) non varia a seguito delle operazioni di ripristino, per cui i valori dei
parametri di riferimento sono ancora:
• Aspetti legati al fattore umano:
PF = 50
• Aspetti legati al fattore ambientale:
EF = 9
• Aspetti legati al fattore traffico:
TF = 2
• Aspetti legati al fattore economico:
ECF = 4
Figure 16 e 17 - Viadotto Sfalassà - Operazioni di ripristino.
Figure 18 e 19 - Viadotto Sfalassà - Operazioni di ripristino.
per cui il valore di CDF resta:
CDF = 3.56
7.4.3 Determinazione della Categoria
di Rischio dopo gli interventi di
riparazione e modifica
In base ai valori di SRF e CDF calcolati
dopo gli interventi di riparazione e le
modifiche effettuate, la Categoria di
Rischio è rappresentata nella Matrice di
Rischio della Figura 15.
La nuova Categoria di Rischio dell’impalcato metallico del Viadotto Sfalassà,
calcolata a seguito degli interventi di
riparazione e modifica attuati, è pertanto:
D = RISCHIO MOLTO BASSO
qualificati.
Attraverso l’impiego di una Matrice di
Rischio ed il calcolo di due Fattori
(Fattore di Efficienza e Fattore di Conseguenza del Danno) che tengono conto di
molteplici aspetti inerenti lo stato di
salute, le condizioni di impiego, l’importanza strategica ed economica di un
impalcato, si possono definire tempi e
modi degli eventuali interventi di risanamento dell’impalcato stesso.
Mediante l’impiego del software “ProBridge”, sviluppato dall’Istituto Italiano
della Saldatura, che consente il calcolo
automatico dei Fattori indicati nella procedura descritta (e dei relativi parametri)
e la visualizzazione della Matrice di
Rischio e della Categoria di Rischio di
ogni impalcato metallico esaminato, la
gestione dei dati relativi a una o più
famiglie di ponti diviene assolutamente
facile ed immediata.
Inoltre, l’insieme dei dati e delle informazioni raccolte per ciascun ponte,
grazie all’applicazione della procedura
in oggetto, costituisce una documentazione completa ed aggiornata utilizzabile in ogni futura operazione di manutenzione e ripristino dell’opera stessa.
Tutto ciò consente, da parte delle Società
o degli Enti responsabili dell’efficienza
e della sicurezza di ponti stradali, una
efficace pianificazione dei controlli e
degli interventi di manutenzione ed una
migliore gestione delle risorse economiche.
(Figg. 16÷19).
Bibliografia
9. Conclusioni
La procedura per la valutazione dell’affidabilità dei ponti metallici presentata
consente di assegnare una propria Categoria di Rischio ad ogni impalcato
metallico esaminato, a partire da valutazioni tecniche condotte da personale di
comprovata esperienza e sulla base di
ispezioni in campo effettuate da Ispettori
−
Recording and Coding Guide for the Structure Inventory and Appraisal of the
Nation’s bridges - US Department of transportation, Federal Highway Administration - Office of engineering, bridge division.
−
Manual for Condition Evaluation of Bridges - American Association of State
Highway and Transportation officials.
−
Safety of bridges - The Institution of Civil Engineers, Highways Agency.
−
Reliability evaluation of existing steel bridges - Istituto Italiano della Saldatura.
Stefano BOTTA, laureato in Ingegneria Meccanica presso l’Università di Genova nel Novembre 2002. Attualmente in forza alla
"Divisione AST”, si occupa di revisione dei progetti di saldatura e svolge attività di assistenza tecnica in campo per le strutture
di carpenteria metallica (nuove ed esercite). Possiede la certificazione di International Welding Engineer, Coating Inspector
(Level II - NACE), nonché certificazione al Livello 2 secondo EN 473 nei metodi VT, PT, MT, RT e UT.
Sergio SCANAVINO, laureato in Ingegneria Elettrotecnica presso l’Università di Genova nel 1981. Funzionario dell'Istituto
Italiano della Saldatura dal 1983, attualmente è Dirigente Responsabile della Divisione Assistenza Tecnica (AST). Esperienza
pluriennale nel settore della costruzione e dell’ispezione di componenti di strutture metalliche, di ponti in particolare, in Italia e
all’estero.
La redazione della
Rivista Italiana della Saldatura
augura un
felice e prospero 2010
Pubblicazioni IIS
Metallurgia e saldabilità degli acciai
al cromo molibdeno ed al nichel
Indice
Capitolo 1. METALLURGIA E SALDABILITÀ DEGLI ACCIAI AL CROMO - MOLIBDENO PER SERVIZIO AD ALTA TEMPERATURA:
Introduzione;
Caratteristiche metallurgiche;
Classificazione e designazioni normative;
Saldabilità (Generalità; criccabilità a freddo; fragilizzazione da rinvenimento (temper
embrittlement); fragilizzazione da scorrimento viscoso (creep embrittlement); criccabilità da riscaldo (reheat cracking); criccabilità a caldo; processi di saldatura; materiali
d'apporto; saldature tra acciai di grado diverso; saldatura con materiali d'apporto
austenitici);
Saldabilità degli acciai al cromo molibdeno di ultima generazione (Introduzione; saldabilità).
Capitolo 2. METALLURGIA E SALDABILITÀ DEGLI ACCIAI AL NICHEL PER ESERCIZIO A BASSA TEMPERATURA:
Introduzione;
Metallurgia;
Classificazione e designazione degli acciai al nichel: normativa di riferimento;
Saldabilità (Acciai a basso tenore di nichel (sino al 3.5% Ni), acciai ad alto tenore di
nichel (5÷9%)).
Appendice A: MATERIALI D’APPORTO PER LA SALDATURA DEGLI ACCIAI AL
CR-MO
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La corretta scelta dei gas di protezione
nella saldatura GMAW a doppio filo
(°)
B. Magnabosco *
F. Coppo *
Sommario / Summary
Questa ricerca analizza il processo GMAW a doppio filo,
nato per soddisfare le esigenze di saldabilità di grossi spessori
ed oggi impiegato su piccoli spessori per ottenere la massima
produttività incrementando la velocità. Per le prove sono stati
impiegati campioni di acciaio al carbonio, i risultati hanno
evidenziato che la corretta scelta di una variabile, quale il gas
di protezione, influenza positivamente il risultato o l’applicabilità del processo GMAW a doppio filo.
In particolare la miscela SIAD - Stargon PB ha mostrato:
• Eccellente risultato in termini di saldabilità e regolarità
degli archi nelle diverse configurazioni di giunto.
• Buon risultato nella riduzione degli effetti negativi dei due
archi contrapposti.
• Flessibilità d’impiego del processo sia con arco standard
sia con arco pulsato.
• Flessibilità d’impiego del processo sia con arco pulsato in
fase sia fuori fase.
• Incremento di velocità del 15-20% rispetto a gas tradizionali.
This research analyses the dual-wire GMAW process, originally developed to satisfy the demand for welding thick
(°) Memoria presentata a EUROJOIN 7 - GNS5 - Technical Session: “Welding of
advanced base materials and consumables” - Venezia Lido, 21-22 Maggio 2009.
* SIAD S.p.A. - Bergamo.
metals and used today, when welding thin thicknesses, to
maximise productivity through an increase in speed. Test
samples of carbon steel were used and results proved that
with the correct choice of a variable, such as the shielding
gas, there was a positive influence on the result or in the
application of the dual-wire GMAW process.
The SIAD - Stargon PB mixture in particular demonstrated:
• Excellent results in weldability and regularity of the arcs
on various joint configurations.
• A good result in reducing the negative effects of the two
opposing arcs.
• Flexibility in using the process with both standard and
pulsed arcs.
• Flexibility of using the process with both phase and nonphase pulsed arc.
• Increase in speed of 15-20% in comparison with traditional gases.
Keywords:
GMA welding; influencing factors; pulsed arc welding;
selection; series welding; shielding gases; solid filler wire.
B. Magnabosco e F. Coppo - La corretta scelta dei gas di protezione nella saldatura GMAW a doppio filo
meglio l’intero processo. In questa sede
non sono stati ulteriormente indagati i
processi o gli elementi legati alle diverse
apparecchiature; per effettuare la nostra
ricerca, infatti, ci si è affidati all’impiego
di una attrezzatura standard Fronius,
approfondendo poi solo gli aspetti legati
al gas di protezione ed alle sue variabili.
Premessa
Il GMAW a doppio filo è un processo
ormai conosciuto; nato per soddisfare le
esigenze di saldabilità di grossi spessori,
oggi è anche impiegato su piccoli spessori laddove è viva l’esigenza di ottenere
la massima produttività incrementando
la velocità.
Il processo più impiegato è quello che
utilizza due elettrodi elettricamente
isolati che convergono in un unico
bagno di fusione.
Per ridurre i fenomeni d’interferenza
elettromagnetica tra i due archi, l’elettronica nei generatori permette oggi di
impiegare correnti pulsate e sistemi in
grado di mantenere in fase o fuori fase i
picchi di corrente con lo scopo di ridurre
al minimo le interferenze.
Questa memoria evidenzia gli effetti di
una corretta scelta dei gas di protezione
sull’intero processo.
L’indagine si è basata infatti sullo sperimentare la saldatura GMAW a doppio
filo standard, impiegando processi in
commercio, variando però il gas di protezione e dimostrando come alcune
miscele appositamente scelte siano in
grado di migliorare la stabilità dell’arco
e ridurre gli effetti di interferenze elettromagnetiche utilizzando quindi al
Metallo d’apporto
Sono state impiegate bobine di filo diametro 1.2 mm con caratteristiche conformi secondo classe ER70S-6.
Il processo
Materiale base
Il processo è stato sviluppato affidandosi
a parametri pre-settati delle macchine
scelte tra le diverse in commercio.
Generatori
Per le prove sono stati impiegati due
ge ne ra t ori F ronius TP S 450
Master/Slave. Questi generatori nascono
prevalentemente per l’impiego in processi a doppio filo (Fig. 1).
Per le prove sono stati impiegati campioni d’acciaio al carbonio.
Avendo come scopo la sola indagine
degli effetti dei diversi gas di saldatura,
non si è voluto approfondire gli aspetti
legati alla composizione chimica od alle
proprietà meccaniche del materiale base,
valutando esclusivamente la conformità
dei certificati rilasciati dal fornitore con
le normative vigenti.
Posizioni di saldatura
Torcia
Abbinata ai generatori, è stata impiegata
una torcia Fronius - push-pull Robacta
drive. Anche in questo caso sono stati
utilizzati i settaggi standard dati dal
costruttore non volendo ulteriormente
indagare questi aspetti, ritenendoli già
ampiamente approfonditi in precedenza
(Fig. 2).
Sistema robotizzato di
manipolazione
Per impiegare al meglio il processo e
renderlo, ai fini delle prove, il più ripetitivo possibile, è stata impiegata un’isola
Figura 1
robotizzata ITALARGON, usando tavoli
di bloccaggio standard.
Figura 2
Per indagare gli effetti delle diverse
miscele di gas, tutte le prove sono state
effettuate in posizione piana variando
però la tipologia del giunto.
Giunto sovrapposto su lamiere di spessore 3 mm con dimensioni 400 x 45 mm,
impiegando un sistema di bloccaggio
manuale (Fig. 3).
Giunto ad angolo con spessore 8 mm su
provini 300 x 50, impiegando anche qui
alcuni morsetti di bloccaggio manuali
(Fig. 4).
Tutti i provini sono stati spazzolati con
spazzole metalliche meccanizzate per
eliminare elementi presenti in superficie
che potessero in qualche modo variare
l’esito delle prove.
Figura 3
Figura 4
Gas investigati
Come affermato in precedenza, questa
memoria si pone l’obiettivo di investigare gli effetti di diverse miscele di gas
di protezione sul processo GMAW a
doppio filo. Per eseguire ciò sono state
selezionate, tra la gamma di prodotti di
SIAD S.p.A., 4 diverse miscele standard
riportate nella Tabella I.
Sono state scelte due miscele tradizionali (Stargon C-18 e Stargon C-13)
molto impiegate nei processi GMAW su
acciaio al carbonio e sono state comparate con altri due prodotti selezionati in
base alla loro composizione, in grado di
garantire maggiore regolarità dell’arco
ed una fluidità del bagno superiore ai
prodotti standard.
Stargon PB è una miscela ternaria
appositamente sviluppata per garantire
incrementi di stabilità dell’arco, mantenendo invariate sia la produttività e sia la
penetrazione data dalle miscele ad
elevato contenuto di anidride carbonica.
Helistar HP1 è un prodotto molto
impiegato su sistemi robotizzati, grazie
al suo contenuto di elio permette, infatti,
un incremento dell’efficienza termica e
la necessità quindi, a parità di parametri,
di incrementare le prestazioni di processo (Fig. 5).
Figura 5
TABELLA I
Prodotto SIAD
Corrispondenza norma EN 439
Composizione
Stargon C-18
M21
82% Ar - 18% CO2
Stargon C-13
M21
87% Ar - 13% CO2
Stargon PB
M14
86.5% Ar - 2.5% CO2 - 1% O2
M12 (1)
82.5% Ar - 15% He - 2.5% CO2
Helistar HP1
TABELLA II
Run N°
Master
(V)
Slave
(V)
Master
(A)
Slave
(A)
Standard macchina
31.89
31.88
320.89
242.38
01
31.86
31.84
324.3
241.15
02
32.85
31.83
331.78
235.71
03
32.84
32.83
334.72
234.94
04
33.81
32.85
337.71
240.95
05
33.83
33.81
342.98
240.72
06
34.78
33.8
345.95
240.32
07
34.76
34.97
341.54
246.67
08
35.75
35.77
355.24
252.26
09
37.78
38.27
364.09
244.17
10
29.83
23.44
225.68
225.71
11
26.71
27.39
303.32
223.59
12
28.75
29.00
305.61
226.44
13
29.73
29.74
312.17
234.51
14
31.88
31.82
332.93
252.46
Run N°
Master
(V)
Slave
(V)
Master
(A)
Slave
(A)
08
35.75
35.77
355.24
252.26
TABELLA III
Parametri di processo
Per rendere ripetibile il processo sono
stati ricercati parametri standard che
sono poi stati impiegati quali costanti
nelle diverse prove.
La ricerca dei parametri è stata eseguita
i m p i e g a n d o u n a r co st a nda rd non
pulsato e variando la tensione d’arco
sulle due torce, monitorando con un
oscilloscopio il raggiungimento di una
stabilità d’arco sufficientemente idonea
ad eseguire le successive prove.
Nella Tabella II si riportano le diverse
prove ed i parametri test individuati.
I test sono stati eseguiti con miscela standard Stargon C-18 (82% Ar - 18% CO2).
Parametri standard selezionati
Monitorando con un oscilloscopio
le diverse variazioni di arco, si può
notare come i parametri impiegati nel
test numero 8 (Tab. III) abbiano permesso di raggiungere un arco stabile
ed idoneo al proseguimento delle prove
(Fig. 6).
Flusso gas di protezione
Un altro parametro normalmente poco
monitorato è la corretta portata di gas di
protezione.
In un processo spinto come il GMAW a
doppio filo, un eccessivo flusso di gas
può creare, infatti, zone contraddistinte
da flussi vorticosi in cui, per effetto di
leggi di fluidodinamica, verrebbe a
mancare la protezione gas, con conseguente formazione ripetuta di difetti
quali porosità.
TABELLA IV
Test
Portata gas
Analisi flusso
1
15 l/min
Regolare solo su un arco
2
20 l/min
3
25 l/min
4
30 l/min
Regolare
5
35 l/min
Regolare
6
40 l/min
Turbolento
7
45 l/min
Turbolento
8
50 l/min
Molto turbolento
Corrente Fonte 2 (A)
Test 2
Tensao Fonte 2 (V)
Tensao Fonte 1 (V)
Test 1
Test 4
Test 3
Test 8 Master
Sperimentazione
Tensao Fonte 1 (V)
Tensao Fonte 2 (V)
Test 7
Test 9
In questa memoria non sono approfonditi concetti riguardanti le diverse geometrie di ugello impiegabili, in quanto,
utilizzando prodotti standard in commercio, si ritiene siano stati ampiamente
sviluppati dai costruttori di questi apparati.
Mantenendo l’inclinazione della torcia
costante, è stato variato invece il flusso
di gas identificando una portata sufficiente a proteggere in modo adeguato la
zona di saldatura (Tab. IV).
Impiegando solo una miscela con contenuto di elio ed essendo questo inferiore
al 30%, non si è ritenuto necessario individuare la corretta portata anche per
questo prodotto e nelle successive prove
si è utilizzato il medesimo valore delle
altre miscele standard.
Il grafico e le immagini dei cordoni di
saldatura risultanti per diversi valori evidenziano come anche la portata del gas
sia un elemento da non sottovalutare.
Essa, infatti, determina la corretta quantità di gas in grado di garantire un arco
correttamente stabile ed anche in grado
di proteggere in modo adeguato la zona
di saldatura e la zona circostante (Fig. 7).
Test 8 Slave
Una volta individuati i corretti parametri
standard sono stati effettuati i test sui
diversi giunti.
Nella Figura 8 sono riportati gli ultimi
settaggi per la distanza tra i due fili e gli
angoli torcia impiegati.
Figura 6
Portata (l/min)
Figura 7
Figura 8
Prove su giunto sovrapposto
TABELLA V
Miscela
Portata gas
(l/min)
Master
(V)
Slave
(V)
Master
(A)
Slave
(A)
Stargon C-18
35
35.75
35.77
355.00
252.20
Macro
(b)
Stargon C-13
35
35.5
35.71
352.20
253.35
(d)
Stargon PB
35
35.4
35.00
345.26
265.85
(a)
Helistar HP1
35
36.35
36.77
340.95
281.16
(c)
TABELLA VI
Velocità di
saldatura
Valutazione visiva
Note
Stargon C-18
7.5 m/min
Lievi incisioni
Alcuni spruzzi
Stargon C-13
7.8 m/min
Stargon PB
8.6 m/min
Helistar HP1
9.5 m/min
Miscela
Foto
Alcuni spruzzi
Eccesso di fusione
Prove su giunto ad angolo
TABELLA VII
Miscela
Portata gas
(l/min)
Master
(V)
Slave
(V)
Master
(A)
Slave
(A)
Stargon C-18
35
35.75
34.66
353.00
258.20
Stargon C-13
35
35.0
35.71
342.20
265.42
Stargon PB
35
35.1
35.1
342.16
285.25
Helistar HP1
35
36.45
36.45
345.95
291.16
Macro
TABELLA VIII
Velocità di
saldatura
Valutazione visiva
Note
Stargon C-18
7.5 m/min
Lievi incisioni
Alcuni spruzzi
Stargon C-13
7.8 m/min
Lievi incisioni
Alcuni spruzzi
Stargon PB
8.6 m/min
Helistar HP1
9.5 m/min
Miscela
Foto
Eccessiva
penetrazione
TABELLA IX
Miscela
Arco
Master
(V)
Slave
(V)
Master
(A)
Slave
(A)
Stargon C-18
Pulsato
32
32
430 (picco)
430 (picco)
Stargon PB
Pulsato
32
32
430 (picco)
430 (picco)
Immagine
Prove successive
A seguito delle prove, è stato verificato
l’effetto del gas di protezione Stargon
PB sulle diverse modalità di trasferimento dell’arco: short-arc e arco pulsato.
Per indagare questi effetti sono state eseguite alcune prove su giunti ad angolo
sempre in posizione piana.
Nella Tabella IX sono riportati i risultati
delle prove.
Le prove denotano come, anche in
modalità di arco pulsato, la miscela
Stargon PB sia in grado di interagire nel
processo, ottimizzando la qualità superficiale della saldatura, la regolarità dell’arco ed evitando distorsioni d’arco
dovute alla formazione di campi elettromagnetici contrapposti.
Un’altra analisi sull’arco pulsato è stata
svolta monitorando con un oscilloscopio
ed una fotocamera ad alta velocità
diverse prove dove le due miscele sono
state provate nelle due diverse modalità
di fasatura dei due archi (Figg. 9÷12).
Time [ms]
Figura 9 - Test con Stargon PB ed archi fuori fase con corrente di base al 10% del picco,
velocità 12 m/min.
Current [A]
Le prove hanno evidenziato come la
miscela Stargon PB abbia portato dei
miglioramenti in termini di qualità
superficiale di saldatura, geometria del
giunto ottimale, bagnabilità dei lembi,
assenza di difetti e di fenomeni di repulsione elettromagnetica tra i due archi.
Current [A]
Risultati
Time [ms]
Figura 10 - Test con Stargon C-18 ed archi fuori fase con corrente di base all’80% del picco,
velocità 10 m/min.
Current [A]
La miscela Stargon PB ha permesso di
poter impiegare il processo anche con
corrente di base molto ridotta, riducendo
drasticamente l’apporto termico e garantendo quindi l’ottimo risultato del
GMAW a doppio filo anche su spessori
sottili.
L’impiego di Stargon PB ha evidenziato
inoltre la possibilità di incrementare del
15-20% la velocità di saldatura.
Conclusioni
Time [ms]
Current [A]
Figura 11 - Test con Stargon PB ed archi in fase con corrente di base al 10% del picco,
velocità 12 m/min.
Time [ms]
Figura 12 - Test con Stargon C-18 ed archi in fase con corrente di base all’ 80% del picco,
velocità 10 m/min.
La ricerca ha evidenziato come la corretta scelta di una variabile quale il gas
di protezione possa influenzare positivamente il risultato o l’applicabilità del
processo GMAW a doppio filo.
In particolare la miscela SIAD - Stargon
PB ha mostrato:
• Eccellente risultato in termini di saldabilità e regolarità degli archi nelle
diverse configurazioni di giunto.
• Buon risultato nella riduzione degli
effetti negativi dei due archi contrapposti.
• Flessibilità d’impiego del processo
sia con arco standard sia con arco
pulsato.
• Flessibilità d’impiego del processo
sia con arco pulsato in fase sia fuori
fase.
• Incremento di velocità del 15-20%
rispetto a gas tradizionali.
Bruno MAGNABOSCO, inizia la sua esperienza lavorativa in ufficio tecnico per un’azienda che produce elettrodi per la
saldatura (ETC Elettrotermochimica) con mansioni d’assistenza tecnica alla clientela; dopo qualche anno diventa responsabile
controllo qualità, gestisce i contatti con gli enti di omologazione programmando prove e collaudi, esercita la mansione di
auditor interno ed esterno nell'ambito della certificazione ISO 9000. Successivamente prende in gestione gli interventi tecnici
sulle macchine da taglio per la FRO per passare poi alla divisione commerciale. Approda infine in SIAD dove attualmente
ricopre per il settore Metal Fabrication la mansione di referente tecnico e responsabile ruolo e sviluppo per l'area nord est.
Franco COPPO, nel 1982 ha iniziato la sua attività tecnica e commerciale in SIAD. Ha collaborato con Italargon, la società del
gruppo che si occupa della progettazione e della realizzazione di impianti automatici e isole robotizzate per la saldatura ed il
taglio dei metalli. Attualmente ricopre il ruolo di Focal Point per il settore Metal Fabrication, contribuendo allo sviluppo di
nuovi prodotti e servizi e fornendo consulenza alla clientela nella corretta scelta dei gas di protezione e nell'ottimizzazione dei
processi produttivi.
Gli adempimenti in tema di salute
e sicurezza alla luce delle recenti
normative
(°)
T. Valente *
Sommario / Summary
Negli ultimi venti anni si è assistito ad un radicale mutamento
dell'assetto normativo sulla tutela della salute e della sicurezza nei luoghi di lavoro e le imprese hanno dovuto modificare molti aspetti tecnici, organizzativi e funzionali.
L'esecuzione da parte dei datori di lavoro di valutazioni del
rischio più puntuali che in passato, conseguenza anche del
miglioramento della organizzazione aziendale e delle conoscenze degli operatori della sicurezza in azienda, ha portato
ad azioni efficaci.
Il riscontro obiettivo di questa nuova impostazione è stata una
consistente riduzione di infortuni e malattie professionali.
Sotto questo profilo la normativa sembra aver colto i suoi
obiettivi primari. Tuttavia la consapevolezza che non sono
ancora state pienamente raggiunte le condizioni di parità di
trattamento delle imprese, sul territorio nazionale e nei confronti internazionali, comporta la necessità di proseguire in
questo processo.
Over the last 20 years a great change has been moving on in
(°) Memoria presentata al Convegno IIS: “Salute e sicurezza in saldatura” Legnano, 3 Novembre 2009.
* DIMEL - Università degli Studi di Genova.
the field of health and safety affecting company organisation
very much from the technical and management point of view.
Good results have been achieved by employers by means of
detailed risk management evaluations and thanks to a
general improvement in company organisation and competence.
Consequence of that has been a decrease in injuries and professional diseases. That means that standardisation and regulations have been effective but much more can be done at a
national and international level especially to achieve an
equal and coherent situation among employers.
Keywords:
Development; environment; health and safety; human
factors; occupational health; risk evaluation; standards.
T.Valente - Gli adempimenti in tema di salute e sicurezza alla luce delle recenti normative
Cenni sull’evoluzione normativa
L’inizio della seconda metà del secolo
scorso è stata notoriamente caratterizzata in tutto il mondo dalla ricostruzione
post-bellica e dalla necessità di una
ripresa dell’economia basata su attività
che promuovessero il miglioramento del
benessere della popolazione.
Uno dei problemi che questa ripresa economica poneva era che la stessa poteva
basarsi su un approccio disordinato
oppure regolamentato dal singolo Stato o
dalle organizzazioni che gli Stati pensavano di darsi e che si diedero all’inizio di
quel cinquantennio. Apparve presto evidente che l’approccio disordinato poteva
condurre più rapidamente al raggiungimento di determinati risultati di quanto
non consentisse l’azione economica
all’interno di un quadro di regole che
non badassero solo al risultato a breve
ma ad un benessere generalizzato della
popolazione basato sui beni disponibili e
sul benessere individuale e collettivo.
In questi termini, l’uomo (e, un po’ più
tardi, anche l’ambiente in cui egli vive)
doveva essere al centro della progettazione dell’evoluzione economica, per
non danneggiare lo stato sociale complessivo dell’individuo. Questa centralità avrebbe dovuto dare all’uomo lo
stesso ruolo che ha il cuore nel corpo
umano, cioè di motore nascosto ma indispensabile per la sua vita.
Quindi l’iniziativa economica deve
essere libera, ma non si dovrebbe svolgere in contrasto con l’utilità sociale o in
modo da recare danno alla sicurezza, alla
libertà, alla dignità umana, come previsto
dall’art. 41 della nostra Costituzione(1).
Da ciò deriva che la tutela sanitaria nei
luoghi di lavoro è un elemento fondamentale per il benessere del lavoratore.
Possiamo riconoscere all’Italia il merito
di aver tenuto in considerazione questo
aspetto fin dagli anni ’50 (di là dai
cardini imposti dalla Costituzione e
dai Codici): aver emanato nel periodo
1955-56 due importanti decreti del Presidente della Repubblica è un merito
indiscutibile, anche per l’impegno
richiesto e per la validità nel tempo di
talune prescrizioni in essi contenute. Il
difetto risiedeva nel fatto di non aver
dato, fin da allora, i mezzi per esercitare
un controllo capillare e sistematico sulle
realtà produttive per verificare l’applicazione delle norme. In altri termini, pur
avendo indicato sulla carta un sistema
articolato di enti coinvolti (ricordiamo
l’Ispettorato del Lavoro centrale e periferico, l’INAIL, l’ENPI, l’ANCC ed
altri), in effetti questi enti operavano in
modo estremamente diversificato sul
territorio nazionale e non si era creata
quella collaborazione con le forze
sociali (soprattutto le rappresentanze
delle imprese e dei lavoratori) per far sì
che le norme vigenti diventassero effettivamente operative.
Neppure l’emanazione dello Statuto dei
Lavoratori nel 1970 e l’istituzione del
Servizio Sanitario Nazionale (che
avrebbe dovuto portare, con l’unificazione, nelle Unità Sanitarie Locali, di
molti compiti degli enti prima elencati,
ad una maggiore penetrazione territoriale) portò a risultati concreti e diffusi.
Si è così giunti agli anni ’90 senza risultati eclatanti in termini di miglioramento
della tutela della salute nei luoghi di
lavoro, mentre nei dieci anni precedenti
la Comunità Europea si era espressa in
modo sempre più specifico attraverso
l’emanazione di direttive qualificanti in
questa direzione.
Con il recepimento nel nostro ordinamento di queste direttive e di quelle che
le hanno seguite negli ultimi venti anni,
si è assistito ad un radicale mutamento
dell’assetto normativo sulla tutela della
salute e della sicurezza nei luoghi di
lavoro e le imprese hanno dovuto modificare molti aspetti tecnici, organizzativi
e funzionali.
In concreto le nuove norme hanno prodotto il passaggio dall’approccio qualitativo, generico e generale, richiesto da
buona parte della normativa precedente,
ad un approccio quantitativo e selettivo,
conferendo al datore di lavoro la responsabilità della valutazione dei rischi, in
base alla quale lo stesso datore di lavoro
deve individuare ed applicare le misure
di tutela specifiche per le situazioni esistenti nei luoghi ove agiscono i suoi
lavoratori.
Nella Tabella I è riportata una sintesi dei
passi principali della normativa.
Il riscontro obiettivo di questa nuova
impostazione è stato un’applicazione
equa e generale della legge e soprattutto
la riduzione di infortuni e malattie professionali.
Gli adempimenti secondo i D.Lgs.
81/08 e 106/09
L’azienda ha gli stessi obblighi sostanziali che aveva per effetto delle normative precedenti con qualcuno in più di
tipo organizzativo o formale.
Tuttavia il campo di applicazione sana le
carenze che potevano riscontrasi nelle
normative precedenti: salvo casi molto
circostanziati, l’applicazione della normativa è estesa a tutti i soggetti. Fra i lavoratori, infatti, sono esclusi solo gli addetti ai
servizi domestici e familiari ed alcune
tipologie di volontari, mentre le modalità
di applicazione possono variare in relazione ad alcuni tipi di rapporti di lavoro.
Fra le aziende non vi sono esclusioni
complete, ma solo limitazioni all’applicabilità dettate soprattutto dalla specificità
dei compiti istituzionali di alcune di esse
(dalle Forze Armate alla Croce Rossa).
Il fulcro della sicurezza aziendale è il
“datore di lavoro” (2), che può delegare
alcune funzioni ma nel rispetto di alcuni
principi (sanciti dall’articolo 16). Resta
un suo obbligo esclusivo la valutazione
del rischio che, è bene ricordare, rappresenta la prima e fondamentale misura di
tutela (articolo 15).Essa è, infatti, il pilastro portante dell’attuale normativa,
dalla quale si sviluppa tutto il processo
preventivo, secondo le seguenti fasi:
1. valutazione sistematica di tutti i
rischi;
2. organizzazione dell’azienda nel
campo della sicurezza;
3. stesura del documento sulla valutazione;
4. programmazione delle misure di
tutela;
5. informazione e formazione dei lavoratori;
6. ripetizione della valutazione.
(1)
(2)
“L’iniziativa economica privata è libera.
Non può svolgersi in contrasto con l’utilità
sociale o in modo da recare danno alla
sicurezza, alla libertà, alla dignità umana.
La legge determina i programmi e i controlli
opportuni perché l’attività economica pubblica
e privata possa essere indirizzata e coordinata a
fini sociali.” [1]
La definizione vigente di datore di lavoro è data
dall’articolo 2, comma 1, del D.Lgs. 106/09.
TABELLA I - Principali norme emanate in Italia sulla salute e sicurezza nei luoghi di lavoro dal secondo dopoguerra.
Periodo
Anni ’50
Anni ’70
Titolo
Rif.
Decreto del Presidente della Repubblica 27 Aprile 1955, n. 547 - “Norme per la prevenzione degli infortuni
sul lavoro”.
[2]
Decreto del Presidente della Repubblica 19 Marzo 1956, n. 303 - “Norme generali per l’igiene del lavoro”.
[2]
Legge 20 Maggio 1970, n. 300 - “Norme per la tutela della dignità dei lavoratori, della libertà sindacale nei
luoghi di lavoro e norme sul collocamento” (noto come Statuto dei Lavoratori)
[2]
Legge 23 Dicembre 1978, n. 833 - “Istituzione del servizio sanitario nazionale”.
Anni ’90
OGGI
[3,4]
Decreto Legislativo 15 Agosto 1991, n. 277 - “Attuazione delle Direttive n. 80/1107/CEE, n. 82/605/CEE,
n. 83/477/CEE, n. 86/188/CEE e n. 88/642/CEE, in materia di protezione dei lavoratori contro i rischi derivanti da esposizione ad agenti chimici, fisici e biologici durante il lavoro, a norma dell’art. 7 Legge 30 Luglio
1990, n. 212”
[2]
Decreto Legislativo 19 Settembre 1994, n. 626 - “Attuazione delle Direttive 89/391/CEE, 89/654/CEE,
89/655/CEE, 89/656/CEE, 90/269/CEE, 90/270/CEE, 90/394/CEE e 90/679/CEE riguardanti il miglioramento
della sicurezza e della salute dei lavoratori durante il lavoro”
[5]
Decreto Legislativo 3 Agosto 2009, n. 106 - “Disposizioni integrative e correttive del Decreto Legislativo 9
Aprile 2008, n. 81, in materia di tutela della salute e della sicurezza nei luoghi di lavoro”
[6]
Questo rappresenta un loop che si ripete
nel tempo secondo le previsioni di legge.
Alcuni esempi di valutazione del
rischio
1. Il rischio da agenti chimici [7, 8, 9]
L’approccio preliminare della valutazione è rappresentato dall’individuazione degli agenti di rischio, cioè di quei
pericoli derivanti dalla presenza, durante
il lavoro, di agenti chimici che possono
essere fonte di danno alla salute dei lavoratori. Essi sono definiti dall’art. 222 del
Decreto Legislativo 81/08 (Titolo IX).
Si notino subito due aspetti. Il fattore di
rischio chimico è di origine concreta,
materiale e non astratta: di base è
l’agente chimico che costituisce il pericolo, per effetto delle sue caratteristiche
intrinseche prima che per aspetti legati
alla metodologia di lavoro. Inoltre, stabilito il primo punto, non si può prescindere dalla valutazione di questo rischio,
qualunque sia l’attività interessata.
La Scheda informativa in materia di
sicurezza rappresenta il primo, forse il
più importante, elemento di conoscenza
che deve essere a disposizione del datore
di lavoro per ricavare la maggior parte
dei dati necessari per la stima preliminare dei rischi e di supporto per la scelta
delle procedure di lavoro più adeguate.
Tale documento, già richiamato da altri
decreti, è stato meglio definito e trattato
dal D.Lgs. 14/03/2003, n. 65 e dal D.M.
07/09/2002.
Questa normativa si applica anche ai
materiali utilizzati per la saldatura
(metalli in forma massiva, leghe, gas
compressi, ecc.). La scheda, redatta in
lingua italiana, “deve permettere al
datore di lavoro di determinare la presenza sul luogo di lavoro di qualsiasi
agente chimico pericoloso e di valutare
l’eventuale rischio alla salute e sicurezza
dei lavoratori derivante dal loro uso”.
Nell’ambito dei materiali per saldatura
si deve certamente tener conto delle trasformazioni che possono avvenire
durante il corretto uso del materiale, in
particolare i fumi che si generano per
effetto termico: tali fumi sono agenti
chimici, ai quali i lavoratori saranno
esposti, e nella scheda essi devono
essere valutati sia sotto il profilo qualitativo che quantitativo che tossicologico.
Per determinare quali-quantitativamente
i fumi generati dai materiali impiegati
nelle operazioni di saldatura sono state
emanate le norme EN ISO 15011 (parti
1, 2, 3): la loro applicazione porta, in
conclusione, alla definizione di un
livello minimo di ventilazione localizzata nelle immediate vicinanze della saldatura.
Dal punto di vista dell’utilizzatore si
dovrà pretendere l’osservanza della normativa, sollecitando la trasmissione
della scheda di sicurezza e verificando
che la scheda sia, almeno formalmente,
conforme ai requisiti di legge.
Le informazioni contenute nella scheda,
unite alle caratteristiche fisiche del preparato, dovranno essere integrate dalle
modalità e quantità specifiche di
impiego nelle varie lavorazioni, dalla
durata e frequenza di esposizione, per
giungere alla stima preliminare del
rischio ed all’individuazione delle
misure generali di tutela.
Il rischio derivante da agenti chimici è in
primo luogo legato alla possibilità di
inalazione dell’agente stesso: certamente, come richiesto dalla legge, si
dovrà anche tener conto di altri aspetti,
ma la via di esposizione principale è
quella che comporta l’introduzione
dell’agente per via inalatoria.
Ciò premesso, gli elementi fondamentali
che consentono di dichiarare che un
materiale è pericoloso per la salute e la
sicurezza dei lavoratori in una specifica
attività sono:
• la possibilità di inalazione,
• lo stato fisico,
• la tossicità.
La valutazione di questo rischio comporta la conoscenza dell’effettiva esposizione ad agenti chimici: essa deriva
soprattutto dalla conoscenza particolare
degli aspetti che stabiliscono il “contatto” del lavoratore con l’agente e delle
modalità con cui si svolge, anche in
termini temporali, questo contatto.
Infatti un materiale può subire delle trasformazioni (come nella saldatura),
generando altri agenti aventi caratteristiche diverse da quelle originali. Le trasformazioni possono essere effettuate
tramite macchine (esempio: saldatura o
taglio automatici) nelle quali il lavoratore agisce solo da controllore “a
distanza”, senza un intervento diretto.
In altri casi è richiesta la sua presenza in
prossimità della lavorazione o il suo
diretto intervento (saldatura o taglio
manuali) o manipolazione dei materiali;
la posizione che può assumere il lavoratore può essere diversa da caso a caso.
Un altro aspetto importante è l’ambiente
ove si svolgono le lavorazioni, la sua
struttura, le sue dimensioni, le aperture,
la presenza di altri lavoratori (che svolgono la stessa o altre attività), oltre alle
misure generali di tutela già previste.
Tuttavia, l’elemento forse più rilevante
nella valutazione del rischio è la durata
dell’esposizione(3), intesa come periodo
nell’arco della giornata nel quale si può
essere esposti ad un certo livello (da
determinare) di quello specifico rischio
(cioè a quello specifico agente chimico),
ma anche la ripetitività (frequenza giornaliera/settimanale/mensile) di quell’accadimento.
In sintesi, come indicato dall’articolo
223 del D.Lgs. 81/08 modificato dal
D.Lgs. 106/09, la valutazione del rischio
chimico deriva dal livello di esposizione. Il livello di esposizione si determina, non si stima. Anzi, considerate le
imposizioni metodologiche richieste
dalla legge (uso di metodiche standardizzate), la determinazione deve essere
particolarmente accurata e quindi la
valutazione analitica dell’esposizione
può essere complessa ed onerosa.
Per i fumi di saldatura, l’interruzione del
processo valutativo in base ad una semplice stima sembra percorribile solo in
qualche situazione e soprattutto quando
nella formazione del giudizio è predominante la saltuarietà della lavorazione.
2. Il rischio da agenti fisici [10, 11]
Il Titolo VIII del D.Lgs. 81/08 tratta dell’esposizione a rumore, a vibrazioni, a
radiazioni ottiche ed a campi elettromagnetici, tutti agenti che sono presenti
nelle lavorazioni di saldatura.
Per quanto riguarda il rumore, la nuova
normativa, che ha aggiornato quella contenuta nel D.Lgs. 277/91, riporta due
indicatori per valutare l’entità del
rischio: il “livello di esposizione giornaliera al rumore” (LEX,8h) e la “pressione
acustica di picco” (ppeak). Il primo è definito come il “valore medio, ponderato in
funzione del tempo, dei livelli di esposizione al rumore per una giornata lavorativa nominale di otto ore”, definito dalla
norma internazionale ISO 1999:1990 punto 3.6. Esso si riferisce a tutti i
rumori sul lavoro, incluso il “rumore
impulsivo”. Per esposizioni variabili nei
diversi giorni della settimana, si può utilizzare l’esposizione settimanale.
La pressione acustica di picco è definita
come “il valore massimo della pressione
acustica istantanea ponderata in frequenza «C»”.
Nella Tabella II sono riportati i valori
limite per l’esposizione al rumore e gli
adempimenti richiesti al datore di lavoro
nel caso di superamento dei livelli di
esposizione.
Pertanto siamo di fronte ad un abbassamento più o meno significativo, in
termini numerici, delle singole soglie
preventive, ma anche ad un’estensione
dei parametri da controllare e rispettare
ed alle azioni da eseguire, compensata
dalla possibilità di tener conto, ma solo
per il rispetto del valore limite, dell’abbattimento dovuto ai dispositivi di protezione individuale adottati dal datore di
lavoro consultando i rappresentanti dei
lavoratori (il datore di lavoro è inoltre
tenuto alla verifica dell’efficacia dei
dispositivi di protezione individuale dell’udito).
Inoltre nella nuova situazione sarà più
difficile affermare senza misure che un
lavoratore non è esposto a rumore, cioè
ad un livello inferiore a 80 dB(A),
perché si dovrà tener conto anche dei
rumori impulsivi che sono difficilmente
valutabili senza misure estese nel tempo.
La determinazione accurata (richiesta
dalla normativa) dei L EX,8h può essere
quasi impossibile con il metodo della
campionatura nei casi in cui il ciclo lavorativo non sia ben definito e costante (ad
esempio, per i manutentori, nelle officine, nella cantieristica, ecc.): in questi
casi sarà obbligatorio procedere a misure
(3)
Oltretutto si deve ricordare che i parametri di
valutazione (valori limite) sono riferiti ad un
definito periodo di esposizione.
TABELLA II - Criterio di valutazione dell'esposizione a rischio da rumore negli ambienti di lavoro.
Esposizione
LEX,8h
Intervento
ppeak
> 80 dB(A) o 135 dB(C)
Valore inferiore di azione. Il datore di lavoro mette a disposizione dei lavoratori dispositivi di protezione individuale dell’udito. Informazione dei lavoratori sui rischi e la loro valutazione, sulle
misure adottate, sui mezzi individuali di protezione, sul controllo sanitario (che non è obbligatorio,
ma su richiesta).
≥ 85 dB(A) o 137 dB(C)
Valore superiore di azione. Elabora ed applica un programma di misure tecniche e organizzative
volte a ridurre l’esposizione al rumore. I luoghi di lavoro sono indicati da appositi segnali e le aree
sono delimitate e l’accesso alle stesse è limitato (se tecnicamente possibile e giustificato). Il datore
di lavoro fa tutto il possibile per assicurare che vengano indossati i dispositivi di protezione individuale dell’udito. Sorveglianza sanitaria.
≥ 87 dB(A) o 140 dB(C)
Valore limite di esposizione. Il datore di lavoro adotta misure immediate per riportare l’esposizione al di sotto dei valori limite di esposizione e modifica le misure di protezione e di prevenzione.
su lunghi periodi ed in modo statisticamente affidabile.
In sintesi la nuova normativa richiede un
maggior impegno in termini di misurazione, ma in compenso non sono più
richieste le comunicazioni agli organi di
vigilanza e la tenuta di particolari registri.
La valutazione dell’esposizione dei
lavoratori ai rischi derivanti da vibrazioni meccaniche era stato trattato in
modo superficiale dalla normativa preesistente. Analizzando le valutazioni del
rischio-vibrazioni che si trovano nelle
aziende, si nota che molte di esse sono
una mera descrizione degli adempimenti
formali richiesti dalla normativa stessa
ed una elencazione di dati estratti da
documenti o da siti internet, senza una
reale disamina del problema aziendale
ed una quantificazione del livello di
esposizione.
Molti devono aver pensato che comunque, anche se le macchine o attrezzature
non sono in grado di rispettare il valore
limite, l’obbligo del rispetto dello stesso
era posticipato. Ciò non è più vero, ma
soprattutto è vigente l’obbligo di informazione e formazione dei lavoratori e
della sorveglianza sanitaria (articoli 184,
185, 203 e 204) e così pure per l’adozione delle misure di tutela.
In ogni caso nell’acquisto delle attrezzature messe a disposizione dei lavoratori
si deve tener conto che, se esse espongono un lavoratore ad una accelerazione
superiore ai valori limite di esposizione,
il datore di lavoro è tenuto a prendere
“misure immediate per riportare l’esposizione al di sotto di questo valore”.
Talora si sente dire da qualche datore di
lavoro che, se una attrezzatura è
immessa regolarmente sul mercato e
risponde alle norme tecniche, essa non
dovrebbe necessitare di ulteriori valutazioni. Non bisogna confondere quelle
che sono norme sulla sicurezza della
attrezzatura con l’uso che se ne fa. È
come se dicessimo che una automobile
non può produrre danni solo perché è
stata omologata: su tutte le strade pubbliche sono imposti limiti di velocità,
indipendentemente dalla potenzialità del
motore di superarli.
Pertanto si deve provvedere ad applicare
correttamente la strategia di valutazione
indicata dalla norma ed adottare i provvedimenti necessari.
Le lavorazioni di saldatura e quelle con-
nesse non sono esenti da vibrazioni; anzi
in certi casi si possono verificare livelli
di accelerazione importanti ed è necessaria una accurata analisi della situazione.
Non trattiamo in questo contesto l’esposizione a radiazioni ottiche artificiali ed
a campi elettromagnetici, che entreranno
in vigore fra qualche tempo, ma non
dimentichiamo che anche questi fattori
di rischio possono essere presenti nelle
lavorazioni di saldatura.
3. Altri rischi
Il datore di lavoro è tenuto a valutare
tutti i rischi; vediamo le esatte parole
riportate dalla normativa vigente (articolo 28, comma 1 del D.Lgs. 81/08
modificato dal D.Lgs. 106/09).
“La valutazione di cui all’articolo 17,
comma 1, lettera a), anche nella scelta
delle attrezzature di lavoro e delle
sostanze o dei preparati chimici impiegati, nonché nella sistemazione dei
luoghi di lavoro, deve riguardare tutti i
rischi per la sicurezza e la salute dei
lavoratori, ivi compresi quelli riguardanti gruppi di lavoratori esposti
a rischi particolari, tra cui anche quelli
collegati allo stress lavoro-correlato,
s e c o n d o i c o n t e n u t i d e l l ’ a c c o rd o
europeo dell’8 Ottobre 2004, e quelli
riguardanti le lavoratrici in stato di grav i d a n z a , s e c o n d o q u a n t o p re v i s t o
dal Decreto Legislativo 26 Marzo 2001,
n. 151, nonché quelli connessi alle differenze di genere, all’età, alla provenienza da altri Paesi e quelli connessi
alla specifica tipologia contrattuale
attraverso cui viene resa la prestazione
di lavoro” [6].
Ad esempio sarà necessario valutare i
rischi per la sicurezza, quelli da movimentazione manuale dei carichi e così
via, tenendo conto delle lavoratrici in
stato di gravidanza, delle differenze di
genere, di età, di etnìa.
Ma l’aspetto che ha maggiormente preoccupato in questi ultimi mesi i datori di
lavoro è la valutazione del rischio “stress
lavoro-correlato”. A nostro parere, a
parte attendere fino al 1° Agosto 2010
l’emanazione delle procedure standardizzate previste dalla normativa (comma
1-bis (4) ), tale valutazione non poteva
essere omessa anche per effetto del
D.Lgs. 626/94 (che parlava di “tutti i
rischi”). L’estensione del dettato della
norma può essere motivato con l’oppor-
tunità di dare piena consapevolezza al
datore di lavoro dell’ampiezza e della
capillarità della valutazione che deve
eseguire.
Peraltro, salvo sorprese da parte della
Commissione consultiva permanente per
la salute e sicurezza sul lavoro, non si
ritiene che la valutazione stress lavorocorrelato debba essere particolarmente
approfondita, coinvolgendo in modo
diffuso, come da qualche parte si è detto,
psicologi del lavoro. In prima istanza si
dovrebbe fare un’analisi delle situazioni
ambientali, organizzative e procedurali
del lavoro (sommatoria di fattori di
disagio ambientale e/o climatico, della
pesantezza di turni di lavoro e delle trasferte, dei carichi intellettuali, ecc.), per
verificare l’esistenza del problema. Solo
in una seconda fase, riscontrata la presenza del problema, si dovrebbe affrontare una analisi più approndita attraverso
metodiche consolidate. In nessun caso
si dovrebbe arrivare alla richiesta di
quantificazioni analitiche, che sono
spesso molto soggettive ed aleatorie.
I risultati dell’evoluzione
normativa
Posto che le valutazioni dei rischi siano
state sviluppate dai datori di lavoro in
maniera puntuale, seguendo procedure
di cui si è voluto dare solo un esempio in
precedenza, si tratta di verificare se la
loro applicazione abbia, fino ad ora,
risposto alle motivazioni per le quali è
stata emanata, cioè raggiungere un
elevato livello di sicurezza ed una equità
di trattamento delle aziende.
Dobbiamo quindi rispondere al seguente
quesito: è stata finalmente raggiunta
quella parità di condizioni nelle imprese,
sul territorio nazionale e nei confronti
internazionali, che costano spesso in
termini di competitività?
Sotto questo profilo la normativa sembra
aver colto alcuni dei suoi obiettivi
primari, grazie alla riduzione degli infortuni e delle malattie professionali tradizionali nei Paesi europei in cui è stata
applicata.
(4)
“1-bis. La valutazione dello stress lavoro-correlato di cui al comma 1 è effettuata nel rispetto
delle indicazioni di cui all’articolo 6, comma 8,
lettera m-quater, e il relativo obbligo decorre
dalla elaborazione delle predette indicazioni e
comunque, anche in difetto di tale elaborazione,
a far data dal 1° Agosto 2010”.
Invece è discutibile che si sia raggiunto
un alto livello di omogeneità non solo
fra gli Stati membri dell’UE, ma anche
all’interno del nostro Stato.
La motivazione per la disomogeneità fra
gli Stati è che, salvo le verifiche periodiche richieste dall’UE, non vi sono modalità omologhe di vigilanza all’interno
degli stessi e quindi a seconda della
maggiore o minore organizzazione della
vigilanza si hanno risultati differenti.
Purtroppo è doloroso riconoscere che
anche all’interno del nostro Paese esistono modalità diverse di percezione del
problema ed in gran parte ciò dipende
dalla organizzazione ed efficienza della
vigilanza.
Ammesso che gli obblighi previsti dalla
normativa siano stati assolti dalle
imprese, sorgono alcuni quesiti ai quali
sarebbe opportuno rispondere.
Qual è l’entità dei costi che hanno sopportato le aziende?
I risultati, a parte gli obblighi morali,
sono stati pari agli investimenti?
Non tutte queste risposte sono pienamente positive, ma si tratta di un percorso lungo che darà risultati completi
solo a distanza di tempo.
Per ora limitiamoci a progettare un
miglioramento continuo delle condizioni
di lavoro perché nel tempo solo le
i m p r e s e c h e s a p r a nno ope ra re ne i
termini previsti dalle leggi e dalle norme
tecniche riusciranno a mantenere un
ruolo di rilievo nella società.
Bibliografia
[1]
[2]
http://www.governo.it/Governo/Costituzione/principi.html.
Lepore M.: «La normativa essenziale di sicurezza e salute sul luogo di
lavoro», XVII ed., 2009 - EPC Libri.
[3] Gazzetta Ufficiale della Repubblica Italiana - Serie Generale - n° 360 del
28-12-1978.
[4] http://www.datalexis.net/sanita/normativainevidenza/L833_1978.pdf.
[5] Supplemento Ordinario n. 141 della Gazzetta Ufficiale della Repubblica Italiana n. 265 del 12 Novembre 1994.
[6] Supplemento Ordinario n. 142/1 della Gazzetta Ufficiale della Repubblica
Italiana - Serie Generale n. 180 del 5 Agosto 2009.
[7] Valente T.: «I valori limite di esposizione professionale: significato ed
applicazione in saldatura», Rivista Italiana della Saldatura, N. 2/2005,
pp. 257-258.
[8] Valente T.: «Valutazione del rischio chimico: l’approccio sistematico e metodologico», Rivista Italiana della Saldatura, N. 3/2005, pp. 357-364.
[9] Valente T.: « Determinazione e valutazione dei fumi emessi durante la saldatura e taglio delle lamiere primerizzate e loro impatto sulla salute e sull’ambiente», Rivista Italiana della Saldatura, N. 2/2006, pp. 221-225.
[10] Valente T.: « Aggiornamento normativo in tema di esposizione al rumore»,
Rivista Italiana della Saldatura, N. 4/2006, pp. 569-570.
[11] Traversa F., Valente T., Debarbieri N.: « Agenti fisici (rumore, radiazioni e
microclima) e salute in saldatura», Rivista Italiana della Saldatura, N. 1/2007,
pp. 53-63.
Teresio VALENTE, Professore Associato di Igiene Industriale della Scuola
di Specializzazione in Medicina del Lavoro dell’Università di Genova.
Ha partecipato a diversi programmi di ricerca finanziati da organismi
nazionali ed internazionali. Membro del CEN TC121/SC 9 e della
Commissione “Saldature” dell’ UNI. Coordinatore del Comitato Igiene del
Lavoro dell’Associazione Italiana Addetti Sicurezza (AIAS).
ALCUNE NOTE PER L’UTILIZZO CORRETTO
DELLE UNITÀ DI MISURA DEL SISTEMA INTERNAZIONALE SI
- I nomi delle unità di misura vanno sempre scritti in carattere minuscolo, privi di accenti o altri
segni grafici.
- I nomi delle unità di misura non hanno plurale eccetto: metro, kilogrammo, secondo, candela,
radiante.
- I simboli delle unità di misura devono essere scritti in minuscolo tranne quelli derivanti da nomi
propri di persona che vanno scritti con la prima lettera maiuscola. L'unica eccezione è
permessa per il litro dove è accettabile sia la “l” minuscola che la “L” maiuscola.
- I simboli non devono essere seguiti dal punto, salvo che si trovino a fine periodo.
- I simboli devono sempre seguire i valori numerici.
- Il prodotto di due o più unità va indicato con un punto a metà altezza o con un piccolo spazio
tra i simboli.
- Il quoziente tra due unità va indicato con una barra obliqua o con esponenti negativi.
- L'unità se non accompagna la relativa misura deve essere espressa con il suo nome e non con
il simbolo.
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Previsione della resistenza a fatica di
giunzioni saldate di piccolo spessore con il
metodo del gradiente implicito
R. Tovo *
P. Livieri *
Sommario / Summary
Nella presente memoria si affronta il problema del comportamento a fatica delle giunzioni saldate di piccolo spessore con
il metodo del gradiente implicito. Le saldature sono state
disegnate con un CAD tridimensionale e successivamente
analizzate con gli elementi finiti, esattamente con la stessa
procedura numerica messa a punto in precedenza per le giunzioni saldate di grosso spessore. Al fine di determinare le
curve di Woehler delle varie serie sperimentali tratte dalla letteratura, sarà fatto riferimento o ad un criterio di resistenza
monoassiale o ad un criterio di fatica multiassiale capace di
valutare in modo più efficiente l’effetto di uno stato tensionale complesso mantenendo per il materiale un comportamento lineare elastico.
La zona di innesco del difetto per fatica è valutata automaticamente dalla procedura di calcolo che, in via indiretta, restituisce la curva di Woehler del particolare in esame. L’applicazione della procedura di calcolo ad alcune serie sperimentali
prese dalla letteratura e realizzate con lamiere di 2 mm di
spessore fa presagire che il metodo del gradiente implicito
possa essere applicato per la verifica dei giunti saldati indipendentemente dalla dimensione del piatto principale e dalla
forma del cordone di saldatura.
*
In this paper the fatigue behaviour of thin walled welded
structure is investigated. A general fatigue procedure is proposed by means of an implicit gradient approach by assuming exactly the same procedure considered for thick joints. All
the welds were considered as three dimensional joints and the
critical point turns out from the analysis and it is not assumed
a priori. In more complex details a proper multiaxial criterion shall take into account of stress complexity too.
The fatigue behaviour of thin steel joints taken from the literature was analysed by means of the implicit gradient
approach. The Woehler curve of such a series was evaluated
and the experimental points fall into the theoretically
assessed scatter band.
Keywords:
Arc welding; computation; fatigue life; fatigue strength;
finite element analysis; prediction; reinforcement; sheet; T
joints; thickness; thin; welded joints.
Dipartimento di Ingegneria - Università di Ferrara.
R.Tovo e P. Livieri - Previsione della resistenza a fatica di giunzioni saldate di piccolo spessore con il metodo del gradiente implicito
1. Introduzione
La verifica a fatica di componenti saldati
può essere eseguita senza mezzi di
calcolo particolarmente sofisticati
seguendo quanto indicato dall’Eurocodice 3 poiché tale normativa mette a
disposizione del progettista le curve di
Woehler di alcuni dettagli strutturali nel
campo della vita a fatica da 10 4 cicli a
10 8 cicli. Se il componente in esame
risulta simile a uno dei dettagli proposti
dall’Eurocodice, basterà correggere la
tensione nominale, che identifica la
classe del giunto, con una funzione di
penalità che tiene in considerazione lo
spessore del piatto principale. Tale correzione è necessaria poiché, dal punto di
vista sperimentale, si è osservato che
due giunti geometricamente simili ma di
dimensioni assolute diverse presentano
una resistenza a fatica, in termini di tensione nominale, dipendente dallo spessore delle lamiere che compongono il
giunto stesso (effetto scala). Lo spessore
di “cut-off thickness” dipende dalla normativa di riferimento e oscilla fra i 13 e i
25 mm [1, 2]. Un’ampia discussione sull’effetto scala di giunzioni saldate in
acciaio con spessore variabile da 2 a 6
mm è stata presentata da Gurney [3], il
quale ha applicato la meccanica della
frattura per interpretare la diversa risposta a fatica in funzione dello spessore del
piatto principale.
Dal punto di vista scientifico rimane
aperta la discussione su quale grandezza
fisica debba essere controllata per riuscire a comandare l’effetto scala senza
dover necessariamente cambiare il tipo
di approccio o prevedere delle modifiche al variare dello spessore dei giunti.
Ad esempio, il problema dell’effetto
scala può essere risolto senza far ricorso
ad una fittizia penalizzazione della resistenza in funzione dello spessore se la
procedura fa riferimento al campo di
tensione locale nella zona di innesco e
propagazione del difetto per fatica. L’approccio basato sui Notch Stress Intensity
Factors [4] è, ad esempio, capace di pre-
vedere la resistenza a fatica dei giunti
saldati di grosso spessore evitando l’introduzione di una funzione di penalità a
vantaggio della definizione di una banda
di dispersione valida per ogni tipologia
di giunzione distinguendo, al più, la resistenza a fatica dal tipo di materiale:
giunzioni in acciaio o giunzioni in lega
di alluminio [5]. Tuttavia, quando si raggiungono spessori molto piccoli nell’ordine di qualche millimetro, anche i
metodi locali possono trovare delle limitazioni legate, per esempio, all’elevato
valore raggiunto dalla tensione nominale
in relazione alle caratteristiche di resistenza statica del materiale [6, 7].
In alcuni recenti lavori gli autori [8, 9]
hanno proposto il metodo del gradiente
implicito applicato alla verifica a fatica
di giunzioni saldate ad arco con rotture
al piede o alla radice del cordone di saldatura mantenendo un comportamento
lineare elastico del materiale e assumendo nullo il raggio di raccordo dei
cordoni di saldatura. Tale approccio è
congruente con l’inquadramento (NSIF)
per l’analisi del comportamento a fatica,
ma al contempo adatto all’impiego per
un computo interamente numerico del
problema della resistenza a fatica indipendentemente dalla complessità del
giunto senza assumere a priori il punto
di innesco del difetto. Uno dei vantaggi
offerti dal metodo del gradiente implicito, qualora lo stato tensionale in prossimità del punto di innesco sia governato
fondamentalmente dal modo I di apertura, è quello di essere capace di riportare la verifica a fatica al computo di un
valore efficace della tensione valutabile
con strumenti di calcolo automatico
avvalendosi di solutori agli elementi
finiti [10]. Tuttavia, quando la storia di
carico è complessa (fatica multiassiale)
o nel punto di innesco della cricca per
fatica lo stato di sollecitazione non sia
riconducibile al solo modo I, per aumentare la precisione di calcolo è necessario
far ricorso a un criterio di resistenza
multiassiale [11]. In tale caso, il calcolo
della tensione efficace viene sostituito
dal computo, punto per punto, del coefficiente di sicurezza che tiene in considerazione lo stato di tensione attraverso il
computo di invarianti tensionali.
Dal punto di vista ingegneristico,
potrebbe risultare interessante se il
metodo del gradiente implicito fosse
estendibile anche alle saldature di
piccolo spessore, potendo mantenere, in
prima approssimazione, un comportamento lineare elastico del materiale e
sollevando il progettista dal dover
apportare delle semplificazioni di tipo
geometrico o modifiche alla procedura
di calcolo dipendenti dallo spessore del
giunto. Si pensi, ad esempio, al metodo
del raggio fittizio di un 1 mm proposto
da Radaj [12] che, nel caso delle giunzioni sottili, viene ridotto fino a 0.05 mm
con una conseguente nuova definizione
della curva di resistenza [13].
Lo scopo del presente lavoro è quello di
analizzare, con il metodo del gradiente
implicito, giunzioni saldate di piccolo
spessore mantenendo esattamente inalterato l’algoritmo di calcolo messo a
punto in precedenza per le giunzioni
saldate di medio e grosso spessore
[8 e 9]. Infatti, se la procedura proposta è
efficiente, essa dovrebbe essere applicata a tutte le tipologie di giunzioni
saldate senza apportare alcuna modifica.
Le giunzioni di piccolo spessore saranno
considerate come dei componenti strutturali tridimensionali senza apportare
nessuna modifica alla geometria. Infine,
saranno mostrati i risultati ottenuti su
alcune serie di giunzioni saldate prese
dalla letteratura con spessore di 2 mm,
mantenendo per il materiale un comportamento strettamente lineare elastico
imponendo al piede o alla radice dei
cordoni un raggio nullo di raccordo.
2. Il metodo del gradiente
implicito per le giunzioni
saldate in acciaio
Nei corpi con intagli a spigolo vivo
l’ipotesi di materiale lineare elastico,
come ben noto, porta ad avere campi di
tensione singolari in corrispondenza dell’apice intaglio [14]. Il metodo del gradiente implicito, applicato di recente alla
progettazione meccanica, è capace di trasformare un campo tensionale preso a
riferimento (tensione equivalente locale)
in un campo di tensione continuo (tensione equivalente non-locale) in modo da
rendere possibile l’applicazione di tutti
quei criteri di resistenza che necessitano
di un campo tensionale regolare [8, 9].
Il materiale è considerato omogeneo, isotropo e a comportamento lineare elastico,
nell’ipotesi di poter trascurare, in questa
prima fase, comportamenti non-lineari
rotture al piede
rotture alla radice
Curva di progetto
per particolari tagliati
all’ossitaglio automatico
(Eurocodice 3)
cicli a rottura N
Figura 1 - Banda di dispersione per giunzioni saldate ad arco in acciaio di grosso spessore in
termini di tensione efficace massima ottenuta con il metodo del gradiente implicito [8, 9].
Banda di dispersione relativa al valore medio ± 2 deviazioni standard (R: rapporto di ciclo).
del materiale nel campo della resistenza
a medio e alto numero di cicli [7].
Assunta, in prima approssimazione, la
tensione principale massima come parametro per il danneggiamento a fatica,
con il metodo del gradiente implicito si
definisce una tensione efficace σeff il cui
valore massimo può essere messo direttamente a confronto con un limite dipendente dal solo materiale. Senza entrare
nel dettaglio la tensione efficace σeff può
essere calcolata risolvendo un’equazione differenziale di Helmholz in tutto
il volume V del componente imponendo
come condizioni al bordo le condizioni
di Neumann (∇σeff · n=0 su tutto ∂V) [15]:
pale e degli irrigidimenti delle serie sperimentali riportati nella Figura 1 variavano da 3 a 100 mm. Il valore della pendenza della curva di Woehler risulta pari
a 3 ed il valore di riferimento a 2·10 6
cicli al 97.7% di probabilità di sopravvivenza è di 151 MPa. La banda di dispersione è stata calcolata dopo aver stimato
che per le saldature in acciaio c assume
un valore di 0.2 mm [8].Tale banda di
dispersione è espressa in termini di
variazione della tensione equivalente
non locale massima Δσeff, max. Nel caso
di saldature a croce o a T con cordone
continuo, la (1) può essere risolta anche
con analisi bidimensionali in quanto
risulta lecito, almeno in una zona centrale del giunto, supporre nullo il gradiente tensionale nella direzione della
larghezza. Nel presente lavoro, invece,
tutte le analisi strutturali sono state eseguite su modelli tridimensionali con
l’impiego del software Comsol.
Nella Figura 1 è possibile anche osservare che la curva di progetto proposta
dall’Eurocodice 3 [1] per i particolari
tagliati all’ossitaglio automatico, ossia la
resistenza di un materiale alterato da un
processo termico ma senza ulteriori
effetti geometrici, presenta una classe di
resistenza (140 MPa a 2·10 6 ) di poco
inferiore al valore ottenuto per una probabilità di sopravvivenza del 97.7%
(151 MPa).
Si può quindi affermare che le giunzioni
saldate, indipendentemente dalla loro
forma, se sollecitate principalmente a
modo I, ricadono all’interno di una
stessa classe, quantificabile in circa
150 MPa con pendenza fra 10 4 e 5·10 6
cicli pari a 3.
Nei casi in cui lo stato tensionale sia
complesso o la storia di carico preveda
una variazione dei carichi esterni che
imponga localmente una storia di carico
multiassiale, per migliorare la precisione
di calcolo data dalla banda di dispersione della Figura 1 (specialmente in
presenza di una sollecitazione di taglio)
è necessario il ricorso ad un criterio di
danneggiamento multiassiale.
(1)
dove c è un parametro intrinseco legato
al materiale in esame e avente le dimensioni fisiche di una lunghezza, ∇ 2 è
l’operatore di Laplace e σeq è la tensione
equivalente locale ritenuta responsabile
del danneggiamento del materiale (per
una trattazione più approfondita del problema si rimanda rispettivamente a
[8 e 9]). Il parametro c è legato in modo
univoco alla lunghezza intrinseca a0 di
El Haddad et al. [16]; nel caso di tensione efficace ottenuta dalla tensione
principale massima il legame fra c ed a0
è di tipo lineare: c = 0.54·a0. Con queste
ipotesi, utilizzando diverse serie di dati
sperimentali prese dalla letteratura, è
stato possibile tracciare una banda di
dispersione per le saldature di grosso
spessore nel campo della vita a termine
fra 104 e 5·106 cicli riportata nella
Figura 1. Gli spessori del piatto princi-
Giunto con irrigidimento longitudinale
sollecitato a trazione
Giunto a T sollecitato a flessione
Giunto con irrigidimento ottenuto con
un profilo RHS sollecitato a trazione
Giunto a croce a cordone non
portante sollecitato a trazione
Figura 2 - Geometrie delle saldature di piccolo spessore analizzate con il metodo del gradiente
implicito (lo spessore del piatto principale e degli irrigidimenti è pari in tutti i casi a 2 mm; per i
dettagli geometrici si rimanda al riferimento [3]).
Definito ρ come il rapporto fra la tensione idrostatica e la tensione di von
Mises, è stata proposta in [11] una procedura di calcolo per storie di carico in
fase che restituisce, in funzione di ρ, sia
il valore della tensione equivalente nonlocale di von Mises per vite a fatica pari
a 5·106 cicli, che il valore della pendenza
della curva di Woehler nel campo della
vita a termine. Tale pendenza varia da 3
(presenza di modo I predominante) a 5
(presenza di modo III predominante).
Il vantaggio del metodo del gradiente
implicito è quello di poter studiare l’effetto indotto dalla multiassialità tensionale legata a storie di carico complesse
in prossimità del piede o della radice dei
cordoni di saldatura proprio laddove si
hanno le singolarità del campo di tensione.
Giunti di spessore da 6 a 100 mm
Riferimento
Gurney, 1997
cicli a rottura N
3. Previsione della resistenza a
fatica di giunzioni sottili in
acciaio
Nel presente punto verranno analizzate
quattro serie sperimentali di giunzioni
saldate in acciaio tratte dalla letteratura
aventi spessore del piatto principale pari
a 2 mm. Le prove sperimentali sono
state presentate in modo molto dettagliato da Gurney [3] assieme ad altre
prove sperimentali relative a giunzioni
aventi spessore di 6 mm già analizzate
con il metodo del gradiente implicito per
la definizione della banda di dispersione
della Figura 1.
La prima serie è relativa ad un giunto
con irrigidimento longitudinale, la
seconda ad un giunto a T, la terza fa riferimento ad una giunzione dove l’irrigidimento è stato ottenuto con un profilo
tubolare tipo RSH, mentre nella quarta
serie si considera un classico giunto a
croce a cordone non portante. Ad esclusione della giunzione a T, che è stata sollecitata a flessione, nelle altre prove i
giunti sono stati sollecitati a trazione
semplice.
La Figura 2 riporta la geometria delle
quattro serie analizzate.
Con riferimento ai Notch Stress Intensity Factors, in [17] la giunzione sollecitata a flessione ed il giunto a croce erano
già stati esaminati in termini di variazione di ΔK1.
Il valore del parametro di campo lineare
elastico ΔK1, in funzione della geome-
Figura 3 - Giunti in acciaio: ΔK1 in funzione della vita a fatica. Banda di dispersione relativa al
valore medio ± 2 deviazioni standard, calcolata sui giunti con 6 ≤ t ≤100 mm [4, 5]. Rapporto di
ciclo R ≈ 0.
nominale, t è lo spessore del giunto e,
infine, k1 è un fattore di forma, funzione
di alcuni rapporti dimensionali [4 e 5].
La resistenza a fatica di giunti con irrigidimenti trasversali di geometria assai
diversa (spessore delle piastre principali
tria del giunto, può essere espresso nella
forma [4]:
ΔK1 = k1 Δσn t1-λ1
(2)
dove Δσn è la variazione della tensione
Banda di dispersione
giunti di grosso spessore
cicli a rottura N
Figura 4 - Verifica della resistenza a fatica di due giunti saldati in acciaio con il metodo del
gradiente implicito. Banda di dispersione relativa al valore medio ± 2 deviazioni standard
(dati sperimentali da [3], R: rapporto di ciclo).
cicli a rottura N
Figura 5 - Previsione della resistenza a fatica, in termini di tensione nominale, per un giunto
saldato in acciaio con irrigidimento longitudinale applicando il metodo del gradiente implicito.
Banda di dispersione relativa al valore medio ± 2 deviazioni standard (dati sperimentali da [3],
rapporto di ciclo R=0).
variabile tra 6 e 100 mm e larghezza
degli irrigidimenti tra 3 e 200 mm) è stata
sintetizzata in un’unica banda di dispersione dipendente dal solo ΔK 1 [4 e 5].
Tuttavia, la precedente analisi riportata
in [17] mostrava che nel caso di giunti di
piccolo spessore i punti sperimentali
relativi al giunto a croce uscivano dalla
banda in ΔK 1 come evidenziato nella
Figura 3, mentre quelli relativi al giunto
sollecitato a flessione cadevano perfettamente all’interno della banda. Quando lo
spessore è piccolo, il comportamento
sembra controverso e il parametro ΔK1
da solo non è capace di prevedere correttamente la vita a fatica dei giunti.
cicli a rottura N
saldato in acciaio a T applicando il metodo del gradiente implicito. Banda di dispersione relativa al valore medio ± 2 deviazioni standard (dati sperimentali da [3], rapporto di ciclo R=0.1).
La banda di dispersione riportata nella
Figura 1 è espressa in funzione della
variazione della tensione efficace σeff ed
è stata calcolata per giunti di elevato
spessore; se il metodo del gradiente
implicito fosse capace di cogliere
appieno il fenomeno dell’effetto scala,
esso dovrebbe valere, indipendentemente dallo spessore del giunto saldato,
da pochi decimi di millimetro fino a
giunti di alcuni centimetri di spessore.
Utilizzando i modelli tridimensionali
della Figura 2, in questa sede, dapprima
verrà eseguita una analisi FEM lineare
elastica per valutare lo stato tensionale in
ogni punto del giunto, successivamente,
con l’ausilio della stessa mesh utilizzata
per il calcolo tensionale, verrà risolta
l’equazione differenziale (1) ottenendo,
in tutti i punti della mesh, il valore della
tensione efficace σeff senza incorrere in
problemi di singolarità tensionale.
I risultati di una prima analisi relativa a
giunzioni di spessore pari a 2 mm sono
riportati nella Figura 4. I punti sperimentali delle giunzioni sottili, in entrambi i
casi, cadono all’interno della banda di
dispersione dei giunti saldati di grosso
spessore. In alternativa, le Figure 5 e 6
mostrano, separatamente, le curve di
Woehler, in termini di tensione nominale, degli stessi giunti saldati stimate a
partire dalla curva di riferimento della
Figura 1.
A titolo di esempio, per il giunto con
irrigidimento longitudinale, la Figura 7
evidenzia la zona in cui risulta massima
la tensione efficace σeff (viste le condizioni di simmetria del giunto, il modello
della Figura 7 fa riferimento ad un
ottavo del modello).
I giunti con doppio irrigidimento ottenuti saldando due profili RSH di spessore pari a 2 mm presentano un cordone
continuo di saldatura lungo tutto il
profilo (nei cambi di direzione il
cordone risulta raccordato). Come evidenziato con tecniche sperimentali da
Gurney [3], proprio in prossimità del
cambio di direzione abbiamo la zona di
massima sollecitazione. Inoltre, lo stato
tensionale risulta più complesso rispetto
a quello visto in precedenza per il giunto
della F igura 7. P roprio pe r q u e st o
motivo, anziché considerare un criterio
di rottura di tipo monoassiale, si è
passati ad un criterio di resistenza multiassiale [11] che mantiene comunque
inalterato l’algoritmo di calcolo del gra-
Figura 7 - Tensione efficace σeff valutata
risolvendo l’equazione (1) assumendo σeq
coincidente con la tensione principale
massima. La piastra è sollecitata con una
tensione nominale di trazione (spessore
piastra ed irrigidimento 2 mm, larghezza
130 mm, lunghezza irrigidimento 150 mm).
Figura 8 - Zona di massima sollecitazione
nel provino con irrigidimento RHS
sollecitato a trazione e tensione efficace
di von Mises per la valutazione della
resistenza a fatica con il criterio multiassiale.
diente implicito per la parte riguardante
la risoluzione dell’equazione differenziale (1). La deviazione del flusso di tensioni in prossimità del punto A della
Figura 8 porta, ai fini della resistenza a
fatica, ad una variazione della pendenza
della curva di Woehler. Come evidenziato in [11] per carichi in fase, nell’ipotesi di impiegare un criterio multiassiale
di resistenza a fatica è necessario calcolare, punto per punto della mesh, la tensione idrostatica e la tensione di von
Mises, dopo di che, in funzione del parametro di multiassialità r, si calcola il
coefficiente di sicurezza locale e la pendenza della curva di Woehler. La previsione della vita a fatica con il metodo del
gradiente implicito è ottenuta nella
Figura 9.
Infine, la Figura 10 riporta la banda di
dispersione, in termini di tensione nominale, per i giunti a croce per i quali il
parametro ΔK1 non si era dimostrato così
efficiente nel prevedere la vita a fatica
(Fig. 3). Con il metodo del gradiente
implicito invece, i punti sperimentali si
posizionano con buona approssimazione
all’interno della banda di dispersione
relativa ad una probabilità di sopravvivenza compresa fra il 97.7 ed il 2.3%.
4. Conclusioni
cicli a rottura N
saldato in acciaio con irrigidimento RHS applicando il metodo del gradiente implicito.
Banda di dispersione relativa al valore medio ± 2 deviazioni standard (dati sperimentali da [3],
rapporto di ciclo R=0).
Nel presente lavoro si è impiegato il
metodo del gradiente implicito per la
previsione della vita a fatica di saldature
aventi spessore del piatto principale pari
a 2 mm senza apportare alcuna modifica
alla procedura di calcolo precedentemente proposta per i giunti di grosso
spessore.
cicli a rottura N
saldato a croce applicando il metodo del gradiente implicito. Banda di dispersione relativa al
valore medio ± 2 deviazioni standard (dati sperimentali da [3], rapporto di ciclo R=0).
I principali risultati ottenuti in questa
memoria possono essere così riassunti:
• Si è mostrato che indipendentemente
dallo spessore del giunto saldato il
metodo del gradiente implicito è
capace di cogliere a pieno l’effetto
scala ed è in grado di determinare le
curve di Woehler di dettagli strutturali di spessore pari a 2 mm.
• Il metodo si è dimostrato numericamente stabile e le analisi tridimensionali richiedono un numero limitato di
elementi nello spessore, perciò
potrebbero risultare tecnicamente
possibili anche simulazioni di componenti strutturali complessi.
• I risultati ottenuti fanno presagire che
il metodo del gradiente implicito può
essere esteso anche ad altre serie sperimentali o ad altre tipologie di giunti,
come ad esempio le saldature per
punti, senza dover alterare la procedura messa a punto per i giunti di
grosso spessore e con il notevole vantaggio di non dover apportare modifiche alla geometria della saldatura.
Roberto TOVO, Professore Associato di Costruzione di Macchine presso la Facoltà di Ingegneria dell'Università di Ferrara.
Svolge attività di Ricerca nell'ambito dell'affidabilità strutturale dei componenti meccanici con particolare riguardo alla
resistenza a fatica delle giunzioni e all'analisi delle condizioni di carico in esercizio. È direttore del Master Universitario in
Ingegneria della Saldatura dell'Università di Ferrara, svolto in collaborazione con l'IIS.
Paolo LIVIERI, laureato in Ingegneria Meccanica a Padova, è attualmente Professore Associato di Costruzione di Macchine
presso la Facoltà di Ingegneria dell’Università di Ferrara. Approfondisce aspetti di effetto di intaglio e di elasto-plasticità nella
progettazione statica e a fatica di organi meccanici e componenti strutturali.
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ATTUALE STRUTTURA DEL CEN TC121 « WELDING »
CEN/TC 121/SC 1
CEN/TC 121/SC 1/WG 8
CEN/TC 121/SC 2
CEN/TC 121/SC 3
CEN/TC 121/SC 4
CEN/TC 121/SC 4/WG 8A
CEN/TC 121/SC 5
CEN/TC 121/SC 7
CEN/TC 121/SC 8
CEN/TC 121/SC 9
CEN/TC 121/SC 9IWG 3
CEN/TC 121/SC 9IWG 4
CEN/TC 121/WG 11
CEN/TC 121/WG 13
CEN/TC 121/WG 16
Specification and qualification of welding procedures for metallic
materials
Welding procedure approval testing for cladding
Qualification requirements for welding and allied processes
personnel .
Welding consumables
Quality management in the field of welding
Welding guidelines for ferritic steels
Welding guidelines for aluminium
Welding guidelines for stainless steels
Recommendations on electron beam welding
Non destructive examination
Radiography of welds
Ultrasonic testing of welds
Equipment for gas welding, cutting and allied processes
Integrated flowmeter regulators used on cylinders far welding,
cutting and allied processes
Brazing
Health and safety In welding and allied processes
Welding curtains
Testing and marking of equipment for air filtration for welding and
allied processes
Fume analysis data sheets
Procedure for quantitative determination of fume from resistance
spot welding
Stud welding
Destructive testing
Welding of reinforcing steels
Active
Active
Active
Active
Active
Active
Dormant
Dormant
Dormant
Active
Active
Active
Active
Dormant
Active
Active
Active
Active
Active
Active
Dormant
Active
Dormant
International Institute of Welding
D ev e l o p m e n t o f
gas-shielded arc
p ro c e s s e s i n a u t o m a t i c
w e l d i n g ( °)
M. Ushio *
Summary
1. Introduction
It is needless to say that welding is the
most essential technology for manufacturing all of metal structures. In particular the arc welding has been the most
widely used one in various welding
processes.
It is because that arc process costs very
low despite of its great convenience for
use and has a extremely wide applicability.
In consequences, the arc process has
remarkably progressed in past 30 years
through the intense requirement of technological innovation aiming “increase in
productivity”, “stabilization of weld
quality” and “labor saving”. Recently
those aims are collected and summarized comprehensively to the function of
advanced automatic welding.
Of course, it is not always possible to set
up a pertinently functionalized automatic welding system, because that the
details of requested function are dispersified depending upon used materials,
(°) Portevin Lecture on the occasion of 62nd IIW
Annual Assembly, Singapore 2009.
* Osaka University (Japan).
Recent development of arc welding processes is described particularly
focused on automatic GMA and GTA welding.
The reliability of weld quality and productivity has been remarkably
improved by introduction of automatic control of welding phenomena.
Those progresses have been fundamentally pushed forward with
developments of digital control of welding power source and the allied
technologies including welding consumables and shielding gases.
The state-of-the-art of these process-systematization and
corresponding advances of constituent technologies is mentioned, and
the role and future direction of our welding technology are discussed.
KEYWORDS: Automatic control; consumables; development;
gas shielded arc welding; GMA welding; GTA welding; process
conditions; reliability; shielding gases; welding power sources.
shape and size, welding process applied,
heat treatment before and after the
welding and so on.
However, the increase in productivity
and the stabilization of weld quality are
fundamentally common demand of all
technological development and it would
be linked to advanced automatic
welding.
In this paper, recent progresses of gas–
shielded arc welding, in particular, those
of GMA and GTA processes and their
trends of technological development in
Ja pa nes e manufacturing s ites are
described and discussed about the strategy of direction of these developments.
2. Demand for automatic
welding
Since 1990, the Japan Welding Society
has investigated every four years the
current situation of arc welding process
technologies, particularly automatization technologies and their future trends,
for the welding sectors of a variety of
manufacturing companies. The statistical data obtained from the investigation
results have been published in the Commission XII of the IIW. In the earlier
investigation, it was made clear that
strong demand for the welding technologies in all industrial fields of manufac-
M. Ushio - Development of gas-shielded arc processes in automatic welding
turing included the following:
• h i gh e r w e ld in g s pe e ds for c ost
savings;
• easier welding processes and robotization to overcome lack of skilled
welders and welding operators, and
• solution to the welding of low weldability materials such as composite
materials and new performance materials.
The top two items of demand are the
same as those clarified in the current
investigation on automatization welding
technologies.
In the investigation results obtained in
2007 (Figure 1), clearly the purposes of
automatization and robotization highlight these two items of demand at high
ratios [1]. In addition, automatization
and robotization are beginning to be
taken as the key technologies to secure
improved productivity and consistent
quality as well as the measures to meet
such narrow purposes as labor savings
and unmanned work. That is, automatization and robotization are the basic purposes and aims for the current welding
technologies.
By the way, what technical constituents
a r e n e e d e d f o r c o n fi guri ng suc h a
welding system that provides improved
productivity and highly consistent weld
quality? Such technical constituents are
shown schematically in Figure 2.
It goes without saying that the arc phenomena in arc welding is a governing
factor for developing high efficiency,
high deposition, and for promoting the
a cc u r a c y o f w e ld ing pe rform a nc e
control. Figure 3 shows characteristic
time of variety of arc phenomena, comparing with output characteristic time of
wire feeding [2].
sor, which was the
prototype of the
Ship building
Bridge, Building
pre se nt puls ed
M A G / M I G
Transport
we l di ng pow er
Pipe line,
source, was develChemical plants
oped 1980. This
Machinery, Steel
t ype of puls ed
making
power source was
marketed as the
Others
world first transistor-controlled
we l di ng pow er
source. However,
three years later,
in 1983, invertercontrolled welding power sources were
put into full-scale production.
Since then, the advancement in welding
power sources has highly functional
high-performance welding power
sources combined with microcomputer
Requirement
Save labor
Measure against shortage of
skilled labor
Stabilization of weld quality
Improve of work environment
Upgrade of productions
Other
Number of answer
Figure 1 - Purposes of automatization,
robotization.
control was developed in 1990. In the end
of 20th century, adoption of digital control
for welding power sources began in full
swing with a background of the advancement in digital control technologies, and
most of the control circuits were changed
Aim to technical development
Increase in
Productivity
Stabilization of
Weld quality
method
Dev. of highly efficient process
(high deposition, high speed welding, etc.)
Fine control of welding phenomena
Automatic welding
(Highly functionalized)
Constituent factors
New joining process
(joining of dissimilar metals,
materials difficult in welding)
Consideration to
Environmental problems
Welding power sources
Welding materials (consumables)
Sensing system (arc sensor, optical sensor, etc.)
Automation equipments (welding robot, etc.)
Program system (CAD, CAM, CAPM, etc.)
In process control (adaptive control,
monitoring, etc.)
Information technology (human intelligence,
experience, modelling, simulation, etc.)
Figure 2 - Recent requirements for welding production technology and its integration to
automatization.
3. Development of welding
power sources
The trends in the development in the
main control technologies for arc
welding power sources in recent years
can be summarized as shown in Figure 4
[3]. Thyristor-controlled power source
became commercially available in 1969,
wh i c h p r o v id e d s y ne rgi c c ont rol ,
thereby enabling the welding sequence
control and the improved operational
performance. The pulsed power source
equipped with the synergic pulse proces-
Figure 3 - Relationship between arc phenomena and output control of welding equipment.
from analog control to digital one, and
recently speed up of the output control by
using high speed control devices has
actively been promoted. All the requirement for welding power sources for controlling the welding arc phenomenon fall
into the advances in high speed response,
precision stability, and wide range of
applicability. The approximate range of
operational frequency that takes place in
each phenomenon or the characteristic
time for each phenomenon is shown in
Figure 3, which varies very widely from
1 s to 10 μs.
In the figure, the controllable frequency
ranges for welding power sources and
wire feeders are also shown for comparison. From both data, it is obvious that
the improvement in the response of
power sources enables to expand the
range of phenomena that a power source
can control directly.
As is w e ll k n o wn, t he a rc of GMA
welding is applied between welding
wire and mother metal. The wire metal
is formed into molten metal droplets at
the electrode part of wire end mainly by
arc heat, and transferred periodically to
molten pool on the mother metal.
Namely, the arc length and the arc spot
position change intermittently. This
means the GMA is not a substantially
stable heat source in time and space.
And therefore, it could be mentioned
that the regularity of metal transfer phenomenon give the serious influence on
the productivity and the quality of weld.
The aim of the development of welding
power source has been concentrated to
regularize metal transfer phenomenon
and to increase metal deposition rate and
Figure 4 - Trends in developments of main control technology for arc welding power source.
penetration depth, by the control of
current and its waveform, so far.
With thyristor-controlled power sources,
the welding workability has a close relationship with the configuration of hardware. Especially it had significantly
been affected by the characteristics of
the DC reactor. Digital-controlled power
source has been developed to replace the
DC reactor with electronic reactor, in
which CPU creates precisely controlled
effects, that is to say, the control circuit
creates an appropriate effective inductance (di/dt), equivalent in response to a
load fluctuation in the short-circuit duration and the arc duration so that an
instantaneous currents changes gradually. Furthermore, in order to control the
arc current and voltage directly without
conventional output control by the
above-mentioned reactor, a high-speed
controlling of output waveforms has
created by means of digital computation
with the CPU.
The most burdensome problem in workability of GMA welding is the occurrence of spattering. The several kinds of
mechanism of spattering has been made
clear, however, the one associated with
restart of arc just after the break of shortcircuiting is most serious. Since the spattering phenomena is very fast and complicated, the understanding has not been
enough so as to suppress the spattering
entirely only by the control of current
waveform. Recently a digital-control
technology of wire feed rate has been
developed and applied simultaneously
with the fine digital-control of current
cooperatively, and thereby the genera-
Welding arc voltage
current (A)
(V)
FCW
Solid
SAW wire
Covered electrode
Time (ms)
Figure 5 - Metal transfer and related current
and voltage waveforms by CBT process.
Figure 6 - Change in annual production of
various types of welding consumables in Japan.
tion of spatter in CO2 arc welding with
medium current could be suppressed
completely. One of these processes is
called as CBT (Controlled Bridge Transfer) and is shown in Figure 5 [4].
As stated above, the digital-control of
power source attached with digital-controlled wire feeder, has a very high
potential for highly precise control of
GMA welding phenomena. It might be
create the new high-quality welding
process in which the arc is extremely
stable like GTA without missing the
important characteristics such as the
high deposition and high efficiency.
However, in order to realize it, it is necessary to improve upon the software so
as to optimize immediately the combination of output variables such as current,
voltage, wire feed speed and so on.
Namely, the phenomena occurred in arc
and molten pool region should be understood fully and related with control variables of digital-controlled power source.
4. Development of welding
consumables
Figure 6 shows the trend in the annual
production of various types of welding
consumables in Japan in recent years
[5]. The sum of solid wire and flux cored
wi r e ( F C W ) r e a c h es 80% of t ot a l
amount of each year production. From
the standpoint of improving the stability
of weld quality and of upgrading fabrication efficiency, high performance of
welding consumables including shielding gases are desirable as well as that of
welding power source. In the case of
solid wire, chemical composition of bulk
metal of wire and properties of Cucoating layer are the main factors available to improve its performance, on the
other hand, FCW has many factors to
adjust such as compositions of contained
flux and metal powder, their amount,
shape and size of sheath metal and so on.
These two types of welding wire could
not always have the same target of
development, however, a variety of consumables with high performance has
been developed. Here those consumables with high performance related to
high productivity and stabilization of
weld quality are introduced and discussed, mainly in the heavy industry [6].
In the shipbuilding and bridge construc-
tion industries, metal type FCWs for the
fillet welding of primer-coated steel
plates and slag type FCWs for all position welding have been used persistently. Recently corresponding to the
increase in thickness of structural
members of the bridges, a new FCW has
developed, which generates a large
amount of slag with high viscosity,
thereby providing a single-run fillet
weld with a large leg length of up to
around 10 mm, as shown in Figure 7.
This type of large-leg FCW has also
been put into practice for weather proof
steel in addition to 490 N/mm2- and 590
N/mm 2 -class high strength steels. In
block-to-block joining and robotic
welding for hull construction in shipbuilding, welding consumables with
excellent weldability in all position
welding are intensely demanded. Figure
8 shows an excellent performance on
large gap joints in vertical-up welding
with high current. This FCW produces a
high-viscosity molten metal and slag of
high melting point so as to increase the
self-supporting force of molten metal.
These slag type of FCW above mentioned, however, have inferior hot crack
resistance and thus tend to generate
solidification cracks
in the root pass in
one -si de d
butt
welding and in the
fi l l i ng pas s es in
na rrow grooves ,
t hi s i s why s uch
specific welding
re qui re s u s i n g
l o w welding currents. To overcome
this problem, new
flux type FCW has
developed
and
played a high performance for root
pass welding now.
In the steel structure
building industry,
540 N/mm 2 -class
solid wires (YGW18
per JIS) have been
used persistently,
whi c h e ns ure the
required weld
quality even in
l a rg e h e a t i n p u t
welding with high
interpass tempera-
tures. As shown in Figure 9, the weld
metal of this type of wire has superior
mechanical properties even in large heat
input with high interpass temperatures in
comparison with a conventional wire
(YGW 11 per JIS). On the other hand,
this wire (YGW 18) contains large
amount of alloying elements to obtain
high-strength and high-toughness weld
metals and thus generates much slag.
This slag-rich nature degrades the performance of the wire in continuous
welding by robot. A new low-slag YGW
18 wire is developed to solve above
problem, which is designed to have the
elaborate chemical composition of metal
part to reduce slag as well as securing
the strength and toughness of the weld
metal. Improvement in the process efficiency has been progressed by employing multiple electrodes. In the shipbuildings industry for instance, conventional
twin-tandem horizontal fillet welding by
the line welders has been improved in
welding speed by employing the twin-3electrode welding process that uses the
third filler wire between the two electrodes. In this advanced process, the
newly developed metal-type FCW was
used as the third wire connected to the
Figure 7 - Performance of large-leg fillet
FCW. Lower: High-speed rotating, tandem
2-pool arc.
Range for conv. wire
Root gap (mm)
Absorbed energy (J) at 0 °C
Range for
developed wire
Stress (N/mm2)
Welding current (A)
Interpass temperature (°C)
Figure 9 - Performance of 540 N/mm2 class
wire (YGW18).
Figure 8 - Performance of FCW for
vertical-up welding.
DCEN power source, and thereby the
arc interferences between electrodes
decreases and weld pool was stabilized
much. Consequently with this process,
porosity can be prevented and excellent
bead can be obtained at a high speed of 2
m/min which is far faster than the upper
limit of 1.5 m/min with the former
process.
As shown in preceding chapter, pulsed
GMA welding power sources have been
used extensively to reduce spattering, in
automatic welding of car industries. In
this trend, the non-Cu-coated solid wire
has been developed. This wire features
special surface treatment instead of
Cu-coating to provide stable and smooth
wire feedability and electric contact at
the tip, and thereby realizing high
welding speed, low spatter and low
fumes in pulsed GMA welding.
5. On highly-advanced control of
GMA process
The welding wire can take some different roles in GMA welding, that is, to
work as a electrode of arc, to become
molten metal droplets and fly to weld
pool and in consequence form the
deposited metal. On the other hand,
when the wire is directly inserted into the
pool like the filler wire of GTA welding,
the wire could give a great influence on
the pool shape and its temperature distribution, the volume of molten metal and
the behaviour of convection in the pool.
It is possible to say that the wire play a
very important role as a fundamental
factor to control the welding process.
In the former section, an example in
Interpass temperature (°C)
which the wire inserted in the weld pool
as the third electrode of 3-electrode
welding made a contribution to reduce
the arc interference between two electrodes and to stabilize the weld pool is
shown.
Metal transfer in GMA welding with
mixed gas shield (Ar80%+CO 2 20%)
changes its mode from the short-circuit
transfer to the globular transfer and
further to the spray transfer (projected,
streaming and rotating transfer), as
increasing the current.
T he t hres hold values of the mode
changes and the regularity of metal
transfer phenomenon have wide varieties depending on the materials properties of the wire, the composition of
shielding gas, the stability of welding
current and so on.
As mentioned above the energy (heat)
and its space- and time-distributions
inputted into the weld
were also influenced by
the metal transfer phenomena seriously.
Recently some analyses
of the complicated metal
transfer phenomena by
computer simulation
have been made and the
results have shown the
very interesting aspects
though it is only the
limited case. The computer simulation could
not give satisfactory
result yet; this hopeful
approach should be used
m uc h more for many
complicated welding
phenomena [7].
6. Recent development of
shielding gases
A s hielding gas affects ma i n l y t h e
molten metal transfer and in turn largely
affects the welding phenomenon and
quality in GMA weld. The reason for
this can easily be understood in consideration of that the metal transfer strongly
relates to the electromagnetic force and
arc plasma stream induced by the
current, the arc pressure, the surface
tension of metal droplet and adjacent
molten metal, and the gravity force. This
is why various gases have been developed as the operating gases, which are
detailed in the textbook. However, how
the metal transfer affects the heat transfer in the weld pool and how it affects
the spatter generation have not been
understood sufficiently. This subject will
be briefed in the following in relation to
Figure 10 - Penetration depth of TIG welding
with FCW containing active-flux as filler wire.
the development of a special shielding
gas for GTA welding.
GTA welding is known as a considerably
high quality welding process. On the
other hand, it has drawbacks of shallow
penetration and low welding speed.
However, in the end of the last century,
the active-flux-coated TIG welding
process developed by the Paton Institute
provided deep penetration depths of 2-3
times that with a conventional TIG
we l din g p r o c e s s . T hi s i nnova t i ve
p r o c e s s r o u s e d a t a da sh m a ny
researchers' interests about the mechanism of increasing penetration; as a
result, they have been actively researching to develop more accomplished
processes. For example, a stainless steel
filler wire that contains a special flux to
control the convective heat transfer in
the weld pool has been developed and
practiced (Figure 10 [8]).
Such technical developments in TIG
welding that intend to improve productivity include a special coating flux that
controls penetration in various shapes
and a precision dual shielding torch
using an oxidizing gas and an inert gas.
7. State-of-the-art of
automatization and
systematization
T h e t a rg e t f o r t h e d e v e l o p m e n t o f
control technology has been changing
with progress of automatization in
welding; that is, in addition to the development of various sensors for tracking
the welding line, the adaptive control of
welding conditions in response to the
groove shape, work shape, and welding
position has become the development
target. The current status of and several
technical developments in the adaptive
control are described here [9]. Figure 11
shows the purposes of using sensors and
the number of the sensing systems used
in the welding sites. In this figure, it is
obvious that sensors are used mostly for
groove tracing control, work piece edge
sensing, and welding conditions adaptive control. Such sensors are mainly arc
sensors, electrode touch sensors, and
optical sensors. There are many combinations of optical sensor and CCD
camera, which are expected to become
popular for the future. Figures 12 and 13
show how such a sensing system senses
groove shape in narrow groove welding
and detects postweld surface defects.
Many combinations of sensors and other
devices mentioned above are evolving to
become systematized, including the
entire welding equipment and its performance control. This tendency has
been clearly pointed out since more than
last ten years, mainly in the shipbuilding
industry, but the development is not necessarily fast.
An unattended welding system is shown,
which has been operated for one year or
longer in Japan. In this system, the
groove shape and location are sensed
just before welding with a laser sensor,
Figure 11 - Purposes of using sensers.
Figure 12 - Example of optical sensor for
measuring shape of groove.
Figure 13 - Defects detection by twin leaser
parallax CCD camera.
Figure 14 - Concept of automatic welding.
Figure 15 - An example of small automatic
welding system [11].
and, if such variables are changed during
welding, automatic welding is executed
by adaptive control of welding conditions in response to the changes. Also,
with this system, post-weld surface
defects can be detected with the laser
sensor. When this system is used for all
position welding, the welding conditions
may have to be changed momentarily in
response to variable positions, gaps and
misalignment during welding. Figure 14
shows a schematic diagram of such
parameter controls. Figure 15 is showing
an example of automatic welding system
[10].
8. Future development and
challenges for higher
performance -Concluding
remarkesAs mentioned at the beginning of this
article, welding is the essential technology for manufacturing.
And the fundamental requirements for
manufacturing
techno-logy are the
high efficiency in
fabrication and
reliability of products . In order to
meet the demands
the development of
advanced automatic welding has
been persistently
pushed on.
Of recent welding
production technologies, the trends
in technical developments that
strongly relate to automatic arc welding
have been described. Technologies dis-
cussed here do not cover all the developments, and the discussions are limited,
but they are all practiced in industrial
applications.
The directions of future technical developments have also been pointed out with
several challenges.
Last but not least, it is human beings that
develop and apply highly automated
welding technologies with such important performance; therefore, it should be
emphasized that engineers’ in-depth
understanding of the welding system is
most important because the welding
system is the most basic technology for
the fabrication of structures.
References
[1]
Tech. Comm. Welding Processes (JWS); Journal of JWS, vol. 77 (2008) No.
2, pp. 9-48 (in Japanese).
[2] Yamamoto H.: «J. of JWS», vol. 66 (1997) No. 8, pp. 615-629 (in Japanese).
[3] Mita T.: «J. of JWS», vol. 69 (2000) No. 3, pp. 190-196 (in Japanese).
[4] Ueyama T. et al.: «Welding Technique», vol. 54 (2006) No. 12, pp. 60-67 (in
Japanese).
[5] Data of the Japan Welding Rod Association (in Japanese).
[6] Koshiishi F.: «J. of JWS», vol. 77 (2008) No. 2, pp. 38-43 (in Japanese).
[7] Hirata Y. et al.: «Quarterly J. of JWS», vol. 22 (2004) No. 2, pp. 224-232 (in
Japanese).
[8] Ashida E. et al.: «Doc. JIW XII. 2244», (2009) Feb. (in Japanese).
[9] Tech. Comm. Welding Processes (JWS); J. of JWS, vol. 77 (2008) No. 2,
pp. 10-26 (in Japanese).
[10] Ushio M. et al.: «Dunhuang China Welding Forum (Invited lecture)», Aug.
(2004).
[11] Kamo K.: «Private communication».
Sommario
Sviluppo dei processi ad arco con protezione di gas nella saldatura automatica
In questo articolo vengono descritti i recenti sviluppi dei processi ad arco con particolare riferimento alla saldatura automatica a filo continuo ed alla saldatura TIG.
L’affidabilità della qualità e la produttività sono state notevolmente migliorate con l'introduzione del controllo automatico
dei fenomeni che intervengono nella saldatura.
Tali progressi sono stati fortemente accelerati dallo sviluppo del controllo digitale della sorgente di corrente di saldatura
e delle tecnologie affini inclusi i materiali d’apporto ed i gas di protezione.
Viene inoltre fornito lo stato dell’arte di questi sviluppi e dei corrispondenti progressi delle tecnologie che li costituiscono e vengono discussi il ruolo ed il futuro della tecnologia della saldatura.
ASPIRMIG
Welding&Safety
Web: www.aspirmig.com E-mail: [email protected]
......la saldatura senza fumo
ASPIRMIG srl
IIS Didattica
Introduzione alla saldatura di
fusioni in lega di alluminio *
1 - Introduzione
La saldatura di fusioni in lega di alluminio tra loro o con altre tipologie di semilavorato si può rendere necessaria in
numerosi casi, tra i quali possono essere
ricordati i seguenti:
• la riparazione di getti danneggiati o
difettosi;
• la riparazione di tipo cosmetico di
getti in sede di fabbricazione;
• la giunzione mediante saldatura di
fusi con altri semilavorati (ad
esempio, estrusi), tipicamente in
campo automobilistico;
• la giunzione di getti con semilavorati
realizzata con altre tipologie di lega.
2 - Cenni alle caratteristiche
chimico - fisiche dei fusi in
lega di alluminio
Dal punto di vista metallurgico, le
fusioni in lega di alluminio sono basate
sulle proprietà del sistema alluminio silic io , c u i s p e sso sono a pport a t e
aggiunte di rame ed altri elementi di lega
con funzioni mirate.
Le tecnologie maggiormente diffuse
sono la fusione in cera persa e la pressofusione.
In termini generali, le leghe utilizzate
nel caso della pressofusione contengono
rame che ne migliora la colabilità, per
*
quanto ciò avvenga a scapito della saldabilità: il rame, infatti, quando presente in
quantità superiori allo 0.5% circa
aumenta nettamente la sensibilità della
lega alla criccabilità a caldo. Il problema
si presenta di difficile soluzione, poiché
la colabilità di un getto è favorita di fatto
da un elevato intervallo di solidificazione, fattore che rappresenta una delle
cause fondamentali della criccabilità a
caldo in saldatura.
Le leghe utilizzate invece per fusione in
cera persa non contengono di norma
rame e possono essere saldate con maggiore facilità e rischi di criccabilità a
caldo sensibilmente ridotti: in particolare, l’intervallo di solidificazione si
riduce progressivamente all’aumentare
del tenore di silicio e diviene teoricamente nulla attorno al 12% di Si circa.
Un prospetto relativo alle principali
leghe primarie per fonderia è riportato
nella Tabella I.
Tra le leghe maggiormente utilizzate in
campo industriale possono essere ricordate le seguenti:
• AlSi12: si tratta di una lega con Si
variabile tra il 10.5 ed il 13.5% circa,
con percentuali di Cu limitate allo
0.15; malgrado la ridotta lavorabilità
alla macchina utensile (per effetto
dell’elevato tenore di silicio) la lega è
praticamente eutettica e presenta una
buona saldabilità. Non è una lega da
trattamento termico.
• AlSi9Cu3[Fe][Zn]: è una lega utilizzata per pressofusioni, diffusa nel
campo delle tecnologie per vuoto, per
“housings” per impianti elettrici
come anche nell’industria automobi-
Redazione a cura della Divisione FOR - Formazione e insegnamento dell’Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
TABELLA I - Composizioni chimiche delle principali leghe primarie per fonderia.
Rp0.2
EN
Processo
Denominazione
Designazione
Stato [N/mm2]
1676
di colata
Anticorodal-04
AlSi0.5Mg
Anticorodal-50
AlSi5Mg
Anticorodal-70
Anticorodal-78 dv
42 100
Anticorodal-71
AlSi7Mg0.3
AlSi7Mg0.3
Anticorodal-72
42 200
AlSi7Mg0.6
Silafont-30
43 300
AlSi9Mg
Silafont-32 dv
AlSi9Mg1
Silafont-36
AlSi9MgMn
Silafont-09
44 400
AlSi9
Silafont-13
44 000
(senza Mg)
AlSi11
Silafont-20
44 000
(con Mg)
AlSi11Mg
Silafont-70
48 000
AlSi12CuNiMg
Silafont-90
AlSi17Cu4Mg
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in conchiglia
Pressofusione
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Pressofusione
Pressofusione
Pressofusione
Pressofusione
Pressofusione
Pressofusione
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Pressofusione
F
T7
F
T7
F
F
T4
T6
F
T4
T6
F
T64
T6
F
T64
T6
T7
T7
T6
T64
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F
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F
T64
T6
T6
F
T5
T4
T6
T7
F
F
O
F
O
F
T6
F
T6
F
T6
T5
F
T6
T5
F
T6
T7
T5
T5
60 - 100
160 - 180
80 - 120
170 - 190
80 - 120
100 - 130
150 - 180
220 - 290
120 - 160
160 - 190
240 - 290
80 - 140
120 - 170
220 - 280
90 - 150
180 - 200
220 - 280
160 - 200
160 - 200
220 - 280
210 - 240
240 - 280
80 - 140
200 - 310
90 - 150
180 - 210
210 - 310
240 - 310
120 - 150
155 - 245
95 - 140
210 - 280
120 - 170
140 - 180
80 - 120
80 - 120
80 - 150
110 - 150
80 - 140
120 - 300
80 - 130
125 - 320
120 - 170
200 - 300
140 - 190
190 - 260
320 - 390
185 - 210
170 - 225
270 - 360
260 - 315
160 - 225
220 - 265
Rm
[N/mm2]
A5
[%]
HB
90 - 130
190 - 210
100 - 140
200 - 220
100 - 140
140 - 180
200 - 270
260 - 320
160 - 200
210 - 270
260 - 320
140 - 220
200 - 270
240 - 320
180 - 240
250 - 270
290 - 340
220 - 250
220 - 250
250 - 320
290 - 320
320 - 350
160 - 220
250 - 330
180 - 240
250 - 290
290 - 360
320 - 400
250 - 290
275 - 340
210 - 260
290 - 340
200 - 240
240 - 280
150 - 210
150 - 210
170 - 240
180 - 240
170 - 220
200 - 320
180 - 230
210 - 350
130 - 180
220 - 300
160 - 190
200 - 270
350 - 400
200 - 230
180 - 235
280 - 370
270 - 320
165 - 230
230 - 295
15 - 20
3-5
18 - 22
3-6
7 - 12
2-4
4 - 10
2-4
2-5
5 - 10
2-7
2-6
4 - 10
3-6
4-9
8 - 12
5-9
2-4
4-6
1-2
6-8
4-6
2-6
2-5
2-9
6 - 10
4-7
2-4
5 - 10
4-9
15 - 22
7 - 12
15 - 20
5 - 10
7 - 13
9 - 15
7 - 16
10 - 18
2-4
1-3
5 - 16
4 - 15
0.5 - 1.5
0.3 - 1.0
0.2 - 1.0
1.0 - 2.5
0.5 - 2.0
0.5 - 2.0
0.4 - 0.9
0.4 - 0.8
0.2 - 0.5
0.4 - 0.8
0.5 - 1.0
35 - 40
70 - 75
40 - 45
70 - 80
40 - 45
60 - 70
75 - 90
95 -115
60 - 75
75 - 90
100 -115
45 - 60
60 - 80
80 -110
55 - 70
80 - 95
90 -125
70 - 80
70 - 80
90 -110
90 -100
100 -115
50 - 70
80 -115
60 - 80
80 - 90
90 -120
110 -120
75 - 95
90 -110
60 - 75
100 - 110
60 - 75
60 - 80
50 - 60
50 - 60
45 - 60
55 - 65
50 - 60
65 -120
55 - 75
70 -125
80 - 90
130 - 160
80 - 90
90 - 105
135 - 160
90 - 110
110 - 120
140 - 160
130 - 145
105 - 115
110 - 120
(continua TABELLA I)
Denominazione
EN
1676
Designazione
Silafont-92
AlSi18CuNiMg
Castadur-50
AlZn5Mg
Unifont-90
AlZn10Si8Mg
Unifont-94
AlZn10Si8Mg
Peraluman-30
51 100
Peraluman-36
AlMg3(a)
AlMg3
Peraluman-50
51 300
AlMg5
Peraluman-56
51 400
AlMg5Si
Peraluman-57
AlMg5SiCu
Magsimal-59
AlMg5Si2Mn
Alufont-36
45 100
AlSi5Cu3Mg
Alufont-47
21 000
AlCu4TiMg
Alufont-48
Alufont-52
AlCu4TiMgAg
21 100
AlCu4Ti
Alufont-57
AlCu4NiMg
Alufont-60
AlCu5NiCoSbZr
Rotoren-Al 99.5R
Rotoren-Al 99.7R
Aluman-16
Al99.5
Al99.7
AlMn1.6
listica. Essa contiene Si tra l’8.0 e
l’11%, Cu tra il 2.0 ed il 4.0%, Fe
1.3% circa e ridotti tenori di Pb (circa
0.35%); il piombo ne favorisce la
Processo
di colata
Stato
Rp0.2
[N/mm2]
Rm
[N/mm2]
A5
[%]
HB
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Pressofusione
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Pressofusione
Pressofusione
Pressofusione
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Colata in sabbia
Pressofusione
Pressofusione
F
T5
T1
T1
T1
T1
F
T6
F
T6
F
T6
F
T6
F
F
F
T6
F
T6
T5
T6
T5
T6
F
F
F
F
T4
T6
T4
T6
T4
T6
T64
T6
T6
T64
T6
T64
T6
T6
T6
T7
T5
F
F
F
165 - 200
170 - 200
160 - 200
190 - 230
220 - 230
230 - 280
70 - 100
140 - 160
70 - 100
140 - 160
80 - 100
160 - 220
70 - 100
160 - 220
100 - 120
100 - 140
110 - 130
110 - 160
110 - 150
110 - 160
160 - 180
190 - 210
160 - 190
190 - 200
160 - 220
140 - 170
120 - 145
110 - 130
180 - 260
310 - 380
220 - 280
240 - 350
220 - 300
260 - 380
200 - 270
410 - 450
410 - 460
210 - 240
300 - 420
210 - 250
310 - 400
180 - 200
200 - 220
145 - 165
160 - 180
20 - 40
20 - 40
90 - 120
175 - 210
180 - 220
220 - 280
220 - 250
280 - 320
300 - 350
170 - 190
200 - 240
170 - 210
240 - 260
140 - 190
220 - 280
160 - 210
250 - 300
190 - 250
200 - 260
160 - 200
180 - 220
180 - 240
210 - 260
170 - 210
230 - 250
210 - 260
280 - 310
310 - 340
250 - 320
220 - 260
220 - 240
270 - 370
420 - 450
300 - 400
350 - 420
320 - 420
350 - 440
370 - 430
460 - 510
460 - 510
300 - 360
400 - 475
360 - 400
420 - 475
220 - 270
240 - 320
180 - 220
180 - 200
60 - 110
80 - 120
160 - 180
0.3 - 0.8
0.2 - 0.7
5 - 10
1-2
1-6
2-4
4-8
6-8
9 - 16
15 - 20
3-8
2-8
6 - 14
5 - 15
10 - 15
10 - 25
3-4
3-4
3-5
3 - 18
0.5 - 2
2-4
2-3
6 - 10
12 - 18
9 - 14
8 - 12
2-4
3-7
2-5
5 - 15
3 - 10
8 - 18
3 - 12
14 - 18
3-7
5-8
8 - 15
3-4
12 - 20
7 - 16
0.3 - 0.8
0.3 - 1.0
1 - 1.5
1 - 1.5
35 - 50
10 - 25
8 - 15
90 - 110
90 - 120
75 - 85
90 - 100
105 - 120
110 - 120
50 - 60
65 - 75
50 - 60
70 - 80
50 - 60
70 - 90
50 - 65
75 - 90
55 - 70
60 - 75
60 - 80
70 - 80
65 - 85
75 - 85
70 - 80
85 - 95
80 - 90
90 - 100
>80
>80
>70
80 - 85
85 - 110
130 - 145
90 - 115
95 - 125
95 - 115
100 - 130
105 - 120
130 - 150
130 - 150
90 - 100
125 - 145
90 - 120
130 - 145
90 - 110
90 - 125
85 - 95
80 - 90
14 - 25
15 - 25
40 - 60
lavorabilità ed il rame ne incrementa
le proprietà resistenziali, peggiorandone però - come già anticipato - la
saldabilità. Non è una lega che possa
essere sottoposta a trattamenti di
invecchiamento.
• AlSi7Mg: si tratta di una lega per
impieghi generali, con elevata resi-
stenza, utilizzata per fusioni di
dimensioni rilevanti. Esempi di applicazioni riguardano la fabbricazione di
ruote, cilindri, blocchi e testate per
motori a combustione interna e varie
applicazioni nell’industria alimentare
e chimica.
L’analisi chimica presenta un tenore
di Si variabile tra 6.5 e 7.5%, 0.2%
circa di rame; a differenza delle precedenti, può essere trattata termicamente.
• AlSi11Cu2[Fe]: è una lega che presenta un tenore di Si compreso tra 10
e 12%, rame tra 1.5 e 2.5%, specificamente sviluppata per la pressofusione. Non è ritenuta saldabile, a
causa del tenore di rame, e non può
subire trattamenti di invecchiamento.
• AlSi11: è la lega usata per tradizione
nella fabbricazione di ruote di lega
leggera, vicina alla composizione
eutettica. La ridotta percentuale di
ferro presente conferisce una buona
duttilità e tenacità, per quanto non si
possa sottoporla a trattamenti termici.
• AlSi7Mg0.3: con una resistenza meccanica che sfiora i 300 MPa questa
lega è via via sempre più utilizzata
per la fabbricazione di ruote in lega
leggera e di fusioni di elevata qualità
nel settore aerospaziale. Il tenore di
Si è compreso tra 6.5 e 7.5%, con
ridotte percentuali di Fe; si tratta di
una lega trattabile termicamente.
• AlSi10Mg: contiene tenori di silicio
compresi tra 9.0 ed 11.0%, 0.45% di
Mg, con buone caratteristiche di colabilità, trattabile termicamente.
Anche per meglio comprendere alcune
scelte fondamentali che riguardano la
saldatura, è opportuno ricordare l’effetto
dei principali elementi di lega nei confronti delle leghe di alluminio utilizzate
per la fabbricazione di fusioni, di seguito
descritti.
Silicio: è di norma l’elemento principale,
che caratterizza il sistema della lega
stessa, che presenta un punto eutettico
attorno all’11.7% di Si; migliorando la
fluidità della lega, ne incrementa di conseguenza la colabilità e la resistenza al
fenomeno dell’“hot tearing”; tuttavia, le
fasi ricche di Si presentano elevata
durezza, con valori di duttilità modesti e
ridotta lavorabilità alla macchina utensile. Nel caso di velocità di raffreddamento modeste, il silicio varia di norma
tra il 5 ed il 7%, valori che salgono ad
8 - 12% nel caso invece di pressofusioni
(tali scelte sono legate alla relazione che
lega la velocità di raffreddamento e le
fluidità).
Rame: migliora la resistenza meccanica,
la conduttività termica e la durezza;
inoltre, rende di norma la lega sensibile
agli effetti dell’invecchiamento ma ne
riduce la colabilità e la resistenza
all’“hot tearing” ed alla corrosione; in
particolare, il trattamento di invecchiamento si dimostra maggiormente efficace in presenza di tenori di rame compresi tra il 4 ed il 6%.
Magnesio: è una delle chiavi per l’incremento della durezza e della resistenza
meccanica di leghe Al - Si in sede di trattamento di invecchiamento; il suo tenore
varia in genere tra 0.4 e 0.7%: superato
tale range, l’effetto nei confronti dei processi di indurimento per precipitazione
tende a ridursi.
Piombo: è utilizzato per migliorare la
lavorabilità alla macchina utensile in
tenori sino a circa 0.35%.
Ferro: migliora la resistenza della lega
ai fenomeni di “hot tearing”, ma ne peggiora la duttilità. Favorisce la precipitazione di fasi che aumentano le proprietà
resistenziali specie ad elevata temperatura ma può ridurre le caratteristiche di
colabilità.
3 - Considerazioni introduttive
alla saldatura
In termini generali, la saldatura di
fusioni in lega di alluminio può essere
assimilata alla saldatura di altre tipologie di semilavorato della stessa famiglia,
ma con alcune rilevanti specificità.
La saldabilità può essere ritenuta di
norma buona, con l’eccezione delle
leghe per pressofusione, che possono
presentare significativi livelli di inclusioni gassose; leghe ottenute con processi diversi, come ad esempio con tecnologie in vacuum, presentano livelli di
porosità inferiori e sono di fatto maggiormente saldabili.
La saldatura per fusione influenza
inoltre gli effetti di eventuali trattamenti
effettuati sul semilavorato, con particolare riferimento alla resistenza meccanica, che può diminuire anche sino al
50% (softening) in funzione dell’effettivo stato metallurgico di fornitura: ne
discende una notevole importanza nella
concezione della giunzione, che
dovrebbe essere posizionata - quando
possibile - in zone debolmente sollecitate del manufatto.
Le considerazioni di carattere generale
possono essere suddivise per aree, come
di seguito riportato.
3.1. Presenza di tensioni non
necessarie sul giunto
Una delle regole fondamentali suggerisce di evitare brusche variazioni di spessore in corrispondenza della saldatura,
che determinerebbero una forte concentrazione di tensione in forma localizzata,
come ad esempio nel caso della saldatura tra parti di spessore fortemente
diverso.
Analogamente, le leghe di alluminio
richiedono un’estrema attenzione nell’assiematura del giunto e sono assai
poco tolleranti a variazioni eccessive dei
principali parametri di “fit - up”: è il
caso della luce, per la quale valori superiori ad 1.5 mm non sono di fatto accettabili, a differenza del caso degli acciai,
perché possono comportare tensioni di
ritiro elevate in fase di raffreddamento e
compromettere la durabilità della giunzione. Lo stesso allineamento può essere
responsabile di effetti di concentrazione
di tensioni.
3.2. Effetto delle condizioni ambientali
Come noto, le leghe di alluminio sono
estremamente sensibili alle contaminazioni da idrogeno: la presenza di quantità anche ridotte di umidità può essere
quindi responsabile di porosità in saldatura; la saldatura stessa all’esterno, specialmente in condizioni di bassa temperatura o di precaria conservazione dei
manufatti, può comportare seri rischi,
che aumentano in modo rilevante in presenza di sbalzi termici e di elevati valori
di umidità relativa atmosferica.
In casi non diversamente controllabili,
può rendersi necessario un leggero preriscaldo per rimuovere la presenza di
umidità; di norma, la saldatura va eseguita in ambiente chiuso, dedicato allo
scopo, con livelli di temperatura ed
umidità controllati, evitando attentamente la presenza di impurezze provenienti dall’esterno.
3.3. Importanza della pulizia
Altro elemento di criticità è certamente
la sensibilità di queste leghe alle conta-
minazioni presenti sulle superfici dei
giunti: la pulitura preliminare deve
essere realizzata con solventi quali
acetone, per rimuovere completamente
ogni traccia di grassi o oli dal giunto per
una fascia di almeno 25 mm; inoltre, è
noto che l’alluminio forma strati molto
sottili di un ossido alto fondente - l’allumina - che deve essere a sua volta
rimosso dopo la pulitura delle superfici
dalle contaminazioni, ad esempio
mediante una spazzola di acciaio inossidabile dedicata a questa lavorazione. Va
evitato l’uso di dischi mola, dato che
spesso essi sono fabbricati proprio con
ossidi di alluminio (corindone), che
possono distaccarsi ed inquinare il
giunto. Una volta rimosso l’ossido, la
saldatura deve essere eseguita immediatamente dopo e comunque non oltre un
dato intervallo di tempo, che non
dovrebbe superare le tre o quattro ore.
3.4. Caratteristiche dei consumabili
Dato l’impiego di processi con protezi o n e g a s s o s a , è ne c e ssa ri o porre
estrema cura nella scelta di gas o miscele
con una purezza minima del 99.995%,
caratteristica da specificare ovviamente
al fornitore all’atto dell’ordinazione. Il
processo a filo continuo fa uso di norma
di fili elettrodi forniti con adeguate condizioni di pulizia ma una volta esaurite
le attività è necessario riporre le bobine
in apposite confezioni di plastica, in
ambiente condizionato; allo stesso
modo, le bacchette utilizzate con il processo TIG - per quanto fornite in condizioni adeguate - sono spesso lasciate
nelle loro confezioni aperte in prossimità delle postazioni e tendono ad inquinarsi rapidamente: è buona abitudine,
prima dell’uso, prepararle mediante prodotti dedicati quali lo Scotchbrite oppure
lana di acciaio inossidabile.
4 - Esecuzione di preriscaldi
L’eventuale esecuzione di preriscaldi è
una scelta che va ponderata in relazione
alla specifica tipologia di lega, alle
dimensioni ed alla complessità del fuso.
Per garantire al processo un’adeguata
penetrazione (considerando anche l’elevata conduttività termica del materiale)
una temperatura di preriscaldo di circa
100 °C può essere considerata adeguata
per gli spessori più piccoli, sino a circa
8 mm; nel caso invece di fusi di dimensioni rilevanti e/o di geometria complessa
dovrebbero essere eseguiti preriscaldi
anche di 350 ÷ 400 °C per garantire le
adeguate condizioni di raffreddamento e
minimizzare il rischio di criccabilità.
Va considerato, d’altro canto, che preriscaldi troppo elevati e/o eccesivi apporti
termici possono rendere difficoltoso il
controllo del bagno di fusione, che tende
a diventare eccessivamente fluido; un
altro parametro da controllare per la prevenzione della criccabilità a caldo è
indubbiamente l’apporto termico, per il
quale è consigliato l’uso di consumabili
di diametro non superiore ad 1.6 mm e quando possibile - l’impiego di corrente
pulsata: apporti termici dell’ordine di
0.8 ÷ 1.6 kJ/mm possono essere considerati adeguati, riferendo i livelli minori
alla saldatura di piccoli spessori.
5 - Procedure di riparazione
Al di là dei criteri generali, che si è
cercato di sintetizzare nel punto precedente, occorre osservare che la riparazione di fusi in lega di alluminio presenta specificità strettamente correlate ai
singoli casi; si è quindi cercato di sviluppare di seguito una casistica rappresentativa delle situazioni più ricorrenti in
ambito industriale.
5.1. Riparazione di cricche su fusi non
trattabili termicamente
Data l’assenza di trattamenti termici, di
norma è possibile in questo caso raggiungere in saldatura una resistenza
meccanica molto prossima a quella del
materiale base con consumabili classificati 4043 (AlSi5) o 4047 (AlSi12); di
fatto, la causa fondamentale della possibile riduzione della resistenza meccanica è la tendenza all’ingrossamento del
grano in zona termicamente alterata.
Ulteriori riparazioni non dovrebbero
comportare significative diminuzioni
della resistenza meccanica.
5.2. Riparazione di cricche su fusi
trattati termicamente
Questo secondo caso si presenta più
critico rispetto al precedente a causa
della variazione delle principali proprietà meccaniche indotta dall’effetto
del ciclo termico di saldatura nel materiale base (ZTA). In particolare, si può
distinguere una regione in prossimità
della linea di fusione in cui lo stato
metallurgico di fornitura (caratterizzato
dalla presenza di precipitati ottenuti per
invecchiamento) risulta sostanzialmente
modificato: tale regione ha raggiunto
temperature comprese tra quelle di solubilizzazione (superiori a 500 °C) e
quelle di invecchiamento e presenta vari
gradi di sovrainvecchiamento (overaging), quindi anche di “softening”, in
relazione alle temperature puntuali raggiunte. Un eventuale trattamento di
invecchiamento dopo saldatura (PWAT Post Weld Aging Treatment) avrebbe
purtroppo effetti molto limitati, in
quanto eseguito su materiale sovrainvecchiato e non correttamente solubilizzato.
Ne consegue che riparazioni di modesta
entità possono essere condotte su fusi
allo stato T6 o T7, mentre nel caso di
riparazioni importanti sarebbe opportuno portare il manufatto allo stato T2
mediante un trattamento di ricottura, per
conferire la necessaria duttilità e - di
conseguenza - capacità di resistere alle
tensioni di ritiro. Una volta eseguita la
riparazione, il fuso viene sottoposto ad
una solubilizzazione, quindi all’invecchiamento per conseguire lo stato metallurgico desiderato.
Nel caso in cui non fossero possibili trattamenti dopo saldatura, l’unica opzione
diviene la saldatura con il minore
apporto termico possibile per limitare gli
effetti del ciclo termico e minimizzare il
sovrainvecchiamento in zona termicamente alterata.
5.3. Riparazione cosmetica di fusi non
Si tratta di casi relativamente frequenti,
che capitano ad esempio per rimuovere
inclusioni superficiali sulla superficie
dei getti, dovute al processo di fusione.
Una volta asportata l’inclusione con
opportuni utensili si procede alla riparazione, preceduta dal necessario preriscaldo. Il fuso deve quindi essere raffreddato in modo controllato,
possibilmente nel forno utilizzato per il
preriscaldo, comunque almeno coibentato con lana di roccia o altri prodotti
equivalenti.
5.4. Riparazione cosmetica di fusi
In questo caso il fuso - per ipotesi - si
trova nello stato metallurgico F (che
indica l’assenza di trattamenti termici);
considerando la presenza di analoghe
difettologie superficiali rispetto al caso
precedente, durante la saldatura si fa uso
di consumabili corrispondenti per analisi
chimica al materiale base; dopo saldatura, una volta rettificata la superficie, si
procede con la solubilizzazione sfruttando le temperature ancora elevate per
effetto del preriscaldo, quindi si effettua
il trattamento di invecchiamento previsto.
Nel caso invece il fuso sia riparato allo
stato T4 (solubilizzato ed invecchiato
naturalmente) va posta particolare cura
nella riduzione dell’apporto termico per
limitare gli effetti del sovrainvecchiamento; i successivi trattamenti dopo saldatura consentono un sensibile incremento della resistenza del giunto.
Mg% in zona fusa
Buona
Discreta
Scarsa
Consumabile 5356
Materiale base 6061
Consumabile 4043
5.5. Saldatura tra fusi
Questo caso prevede la saldatura di più
fusi tra loro: tale scenario si può presentare in diverse circostanze:
• giunzione di fusi ottenuti singolarmente da parti molto diverse per
massa e geometria, per realizzare un
m a n u f a tto p iù com pl e sso, c he
sarebbe stato impossibile fabbricare
per fusione a causa degli effetti delle
forze di ritiro;
• giunzione di più fusi per realizzare
insiemi saldati, ad esempio con funzioni strutturali.
Quando possibile, è fortemente raccomandata la saldatura di fusi allo stato F
oppure T1 (raffreddato dopo fusione,
invecchiato naturalmente); i fusi devono
essere preriscaldati secondo i criteri
usuali, quindi saldati con gli opportuni
c o n su ma b ili, c o n s i de ra ndo a nc he
l’eventuale esecuzione di trattamenti
dopo saldatura: al solito, se l’insieme
saldato non è trattabile termicamente è
necessario rimetterlo in forno, per ottenere un raffreddamento lento e controllato.
Nel caso invece sia possibile procedere
con i trattamenti dopo saldatura, si
procede con solubilizzazione ed invecchiamento non appena possibile.
5.6. Saldatura di un fuso con un altro
semilavorato
È un caso leggermente più complesso
del precedente, per quanto riguarda gli
aspetti legati alla criccabilità a caldo,
alle distorsioni, all’assiemaggio ed alla
Si% in zona fusa
Figura 1 - Resistenza alla criccabilità a caldo.
pulitura preliminare; assume una rilevanza maggiore la scelta del consumabile allo scopo di minimizzare i rischi
connessi con la criccabilità a caldo. Al
proposito, la scelta del corretto consumabile e di un’adeguata procedura di
saldatura è essenziale; una delle possibilità è selezionare un consumabile che
presenti tenori superiori di elementi di
lega rispetto al materiale base: attraverso
il previsto rapporto di diluizione è possibile verificare il grado di rischio associato alla giunzione con opportuni diagrammi, come quello riportato nella
Figura 1 (che considera gli effetti legati
al tenore di magnesio e di silicio).
Altre precauzioni da adottare sono certamente:
• l’aumento della velocità di saldatura,
che tende a ridurre lo sviluppo di tensioni di ritiro,
• la scelta di preparazioni dei lembi che
aiutino a contenere la diluizione,
• l’adozione di adeguati preriscaldi, per
rallentare la velocità di raffreddamento e - di conseguenza - limitare le
tensioni di ritiro,
• l’adozione di sistemi di fissaggio
meno rigidi e vincolanti, per diminuire l’entità delle tensioni vincolari.
Per un’adeguata comprensione della
Figura 1, va notato che è riferita ad un
materiale base tipo 6061; nell’area (a) è
rappresentato l’uso di consumabili tipo
5356 (AlMg5CrA), nell’area (b) invece,
a parità di consumabile, si ipotizza una
diluizione molto maggiore, con una
composizione risultante molto prossima
a quella del materiale base.
La regione (c) è invece relativa alla
diluizione tra materiale base e consumabile tipo 4043 (AlSi5), la regione (d) allo
stesso caso, ma con elevati effetti di
diluizione.
L’effetto della diluizione nei confronti
della sensibilità alla criccabilità a caldo è
di tutta evidenza: una lega come la 6061,
se saldata con un materiale d’apporto
corrispondente per analisi chimica,
sarebbe di fatto insaldabile; il quadro
cambia sostanzialmente con consumabili tipo AlSi5, che hanno il vantaggio di
fondere e solidificare a temperature inferiori a molti materiali base, consentendo
una sorta di effetto di distensione in fase
di raffreddamento, grazie alla sua duttilità.
Nella Tabella II sono riportate le principali combinazioni risultanti dalla saldatura di un fuso con altre tipologie di
semilavorato, ottenute per deformazione
plastica.
TABELLA II - Selezione del materiale d’apporto nella saldatura tra fusi e leghe da deformazione plastica.
Lega da deformazione plastica
Fuso
AlSi12
AlSi7Mg
AlSi7Mg
AlSi11
AlSi9Cu3[Fe][Zn]
AlSi11Cu2[Fe]
7005
6060
6061
6063
6082
6351
5154A
5454
5083
5086
5052
5251
5005
5050A
3004
3105
1050
1100
1200
3003
4043
5356
4043
5356
4043
4043
4043
4043
4043
5356
4043
5356
4043
4043
4043
4043
4043
4043
4047
4043
4043
4043
4043
4043
6 - Processi di saldatura
I processi di saldatura più comuni per la
riparazione di fusi in lega di alluminio
sono certamente quelli ad arco elettrico:
il processo a filo continuo con protezione gassosa inerte (MIG, con corrente
continua oppure pulsata), il plasma, il
TIG. L’impiego dell’elettrodo rivestito
resta limitato a riparazioni non critiche,
date le limitazioni dovute alle caratteristiche della scoria ed alle difficoltà presentate dal controllo del bagno di
fusione; altri processi, basati su principi
fisici differenti come la saldatura a resistenza o la Friction Stir Welding, hanno
applicazioni mirate alla soluzione di
casistiche mirate e non presentano la
versatilità di impiego dei convenzionali
processi ad arco elettrico.
MIG e TIG appaiono tutt’oggi processi
di primaria importanza anche in base a
considerazioni di tipo economico e
legate alla qualità delle giunzioni realizzate.
Il TIG è preferito di norma per riparazioni di profondità non superiore a 6 mm
circa e per fusioni con geometria complessa, per le quali è necessario un
preciso controllo del bagno di fusione; il
TIG può essere utilizzato anche per profondità maggiori, sebbene le maggiori
intensità di corrente abbinate ad una
ridotta velocità di saldatura rendano
questa scelta di fatto antieconomica per
profondità di saldatura superiori a circa
1/2 pollice.
Il processo MIG è invece preferito per la
realizzazione di riparazioni ove sia
richiesta una maggiore profondità di
penetrazione e/o tempi di realizzazione
inferiori: tale processo è infatti in grado
di depositare sino a circa 4.5 kg / h di
materiale d’apporto con velocità di
avanzamento che possono superare il
metro al minuto per processi “fully
mechanised”; per contro, il MIG non
consente lo stesso controllo della penetrazione possibile con il TIG e non è
adatto alla realizzazione di giunti d’orlo
o di spigolo. Dal punto di vista dell’impatto del ciclo termico, il MIG appare
superiore al TIG, rispetto al quale realizza ZTA di dimensioni inferiori e
minori livelli di deformazione, con
effetti di “softening” più contenuti,
quindi con maggiore resistenza meccanica allo stato come saldato, a parità di
altre condizioni; la stessa tecnica operativa è normalmente più semplice da
imparare.
In sintesi, si può affermare che il TIG è
preferito in genere nella riparazione vera
e propria di fusi mentre il MIG è più
diffuso nella saldatura tra fusi ed altre
tipologie di semilavorato, in un contesto
di fabbricazione. Nel confronto tra i due
processi, vanno ricordati anche i più frequenti spegnimenti e riaccensioni dell’arco tipici del TIG, a causa della limitata lunghezza delle bacchette, con le
quali difficilmente si riescono a realizzare tratti più lunghi di 25 cm.
7 - Aspetti operativi
La tipologia di elettrodo più diffusa per
queste procedure è quella allo zirconio,
per la capacità di formare una piccola
pallina all’estremità stabile, durante il
funzionamento in AC o con generatori
ad onda quadra; buoni risultati sono
inoltre ottenuti con diametri di 1/8 di
pollice (Fig. 2) e dispositivi che consen-
Figura 2 - Guanti ed elettrodi zirconati.
Si può dunque procedere alla rimozione
meccanica dell’ossido superficiale
mediante molatura, utilizzando utensili
in carburo (Fig. 3).
Dopo la molatura si può procedere
con la spazzolatura della superficie
con spazzola in acciaio inossidabile,
quindi usare un prodotto specifico per
“clearing” di leghe di alluminio (di tipo
acido) per la successiva pulitura.
Una volta ultimata la sequenza delle
passate necessarie a ripristinare la continuità del manufatto occorrerà procedere
con la lavorazione delle superfici per
riportarle alla loro condizione originale,
quindi effettuare i controlli non distruttivi previsti.
Un esempio di sequenza di riparazione è
riportato nella Figura 4.
Figura 3 - Fresatura.
tano un innesco dell’arco dolce e graduale.
Durante tutta la saldatura è necessario
impiegare guanti puliti, esenti da ogni
traccia di sporco o di grasso che potrebbero contaminare il materiale.
Prima di procedere con la saldatura può
essere consigliabile una corsa a vuoto
della torcia per verificare le effettive
condizioni di accessibilità dei punti da
raggiungere, in modo da prefigurare le
condizioni che si troveranno durante la
riparazione vera e propria.
Figura 4 - Sequenza di una riparazione.
Bibliografia
•
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The repair of aluminum structures - Tony Anderson, AlcoTec Corporation.
Metals Handbook, Volume 2. American Society of Metals.
The FOSECO Foundryman’s Handbook, 10th edition, Butterworth Heinemann.
Successful welding of aluminium, Welding Technology Institute of Australia.
Aluminium Technology Book 4: Joining Aluminium, Aluminium Development Council.
Aluminium Casting Alloys, VAW-IMCO GmbH, Undated.
The welding of aluminium and its alloys, Gene Mathers, Woodhead Publishing Limited.
qGDVHPSUHOHDGHUQHOOHVROX]LRQL
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Scienza
e
Tecnica
Analisi strutturale numerica per la progettazione a fatica
di componenti saldati: contributi al perfezionamento
dell’approccio “effective notch stress” durante l’Assemblea
Annuale IIW di Singapore (Luglio 2009)
La progettazione di strutture e componenti saldati sollecitati a fatica rappresenta oggi un tema di notevole interesse
per l’approfondimento da parte di ricercatori e tecnici, in ambito accademico
ed industriale.
La possibilità di prevedere con accuratezza la resistenza a fatica di materiali,
dettagli strutturali e tecnologie di giunzione differenti è ovviamente preziosa in
numerose applicazioni, dalla realizzazione di grandi strutture civili alla
costruzione di mezzi di trasporto, dalla
fabbricazione di attrezzature in pressione alla produzione di utensili e componenti di macchine.
Negli ultimi anni l’approccio della
comunità scientifica internazionale è
stato indubbiamente caratterizzato dalla
crescente attenzione nei confronti dell’analisi strutturale numerica ad elementi finiti. Questo strumento, sempre
più diffuso anche in realtà industriali di
piccole e medie dimensioni, consente
infatti di stimare quantitativamente gli
effetti di concentrazione di tensione tipicamente determinati dalla presenza di
discontinuità geometriche (intagli,
brusche variazioni di forma e di profilo,
giunzioni saldate a parziale penetrazione o a cordoni d’angolo) che costituisce in moltissimi casi la causa principale del cedimento per fatica.
La Commissione XIII dell’Istituto Internazionale della Saldatura (IIW), attualmente presieduta da Gary Marquis, vede
da molti anni la par tecipaz ione di
alcune tra le figure più autorevoli nell’ambito dello studio della resistenza a
fatica di componenti saldati (quali, ad
esempio, Sonsino, Hobbacher, Maddox,
Niemi….) ed è quindi una fonte costante
e preziosa di spunti e riferimenti per
l’approfondimento di questa tematica.
I l p r i n c i p a l e f i l o c o n d u t t o re d e l l a
ricerca è attualmente rappresentato dal
perfezionamento delle tecniche messe a
punto per rendere “oggettiva” e indipendente dalla “mesh” utilizzata la
stima degli effetti di concentrazione
determinati da discontinuità geometriche. Tra le due principali metodologie
proposte a questo scopo dalla comunità
scientifica, “hot spot” e “effective notch
stress”, è in particolare la seconda ad
essere oggetto di tale approfondimento;
rispetto all’approccio “hot spot”,
infatti, può essere utilizzata senza limit a z i o n i c o r re l a t e a l l a t i p o l o g i a d i
discontinuità strutturale e non richiede
l’elaborazione dei risultati ottenuti
dall’analisi strutturale numerica, che
vengono impiegati direttamente nelle
verifiche di progetto.
L’approccio “effective notch stress” è
basato sull’intuizione di sostituire le singolarità strutturali con superfici di raccordo circolari di raggio opportuno
(1 mm nei casi usuali, ma è possibile utilizzare valori molto inferiori, fino a 0.05,
in relazione allo spessore degli elementi
strutturali ed alla severità dell’intaglio).
Una descrizione approfondita è propos ta nel D ocum ento IIW-1 8 2 3 - 0 7
“Recommendations for Fatigue Design
of Welded Joints and Components”
(A. Hobbacher). Nell’ultima revisione,
pubblicata come “Welding Research
Council Bulletin no. 520”, sono state tra
l’altro introdotte prescrizioni per l’utilizzo dell’approccio “effective notch
stress” nell’ambito delle leghe di alluminio.
La selezione del raggio di raccordo più
opportuno può non essere immediata ed
una scelta inadeguata può portare a
risultati fuorvianti, in particolare nel
caso in cui raggi di raccordo molto contenuti siano utilizzati per rappresentare
discontinuità di severità modesta.
Scienza e Tecnica
Deve essere sottolineato, in quest’ambito, che il valore del raggio di raccordo
è correlato ad una ben precisa curva di
resistenza a fatica o categoria di dettaglio (“FAT”).
Un interessante contributo per l’approfondimento di questo tema è rappresentato dal Documento IIW XIII-227409/XV-1312-09 “Verification of the
notch stress concept for the reference
radii of 1.00 and 0.05 mm” (B. Kranz &
C. M. Sonsino).
Altrettanta attenzione va posta nei confronti di aspetti quali la rigidezza dell’elemento strutturale, la natura dei
carichi applicati (prevalentemente
“membranali” o prevalentemente “flessionali”) e l’effettiva inclinazione della
curva “S-N”, che può condizionare
l’esito della verifica nei casi caratterizza t i da u n n u m e ro e l e v at o o mol t o
elevato di cicli di progetto.
L’esito di recenti sperimentazioni
avviate per l’esame di queste tematiche
è de sc ri tto nel D ocum ento IIW
XIII-2280-09/XV-1325-09 “S-N curves
for welded thin joints - Suggested slopes
and FAT values for applying the notch stress concept with various reference
radii” (C. M. Sonsino, T. Bruder & J.
Baumgartner). Entrambi i contributi
sono stati presentati e discussi nell’am-
bito della Assemblea Annuale IIW 2009
svoltasi a Singapore lo scorso Luglio.
Dott. Ing. Gian Luigi Cosso
Responsabile Settore Ingegneria
Calcolo Progettazione
Divisione Ingegneria IIS
Le Commissioni Tecniche UNI
-
Acustica e vibrazioni
Agroalimentare
Ambiente
Apparecchi di sollevamento e relativi accessori
Beni culturali - NORMAL
Calzature
Carta
Comportamento all'incendio
Costruzioni stradali ed opere civili delle infrastrutture
Cuoio, pelli e pelletteria
Disegni tecnici e documentazione tecnica di prodotto
Documentazione, informazione automatica e
multimediale
Energia nucleare
Ergonomia
Gestione per la qualità e tecniche di supporto
Gomma
GPS - Specifiche e verifiche dimensionali e
geometriche dei prodotti
Imballaggi
Impianti di ascensori, montacarichi, scale mobili e
apparecchi similari
Impianti ed attrezzi sportivi e ricreativi
Informatica medica
Ingegneria strutturale
Legno
Luce e illuminazione
Manutenzione
Metodi statistici per la Gestione dei Processi
-
Metrologia della portata, pressione, temperatura
Mobili
Nanotecnologie
Navale
Organi meccanici
Pompe e piccole turbine idrauliche
Prodotti, processi e sistemi per l'organismo edilizio
Protezione attiva contro gli incendi
Protezione dei materiali metallici contro la corrosione
Prove non distruttive
Recipienti per il trasporto di gas compressi, disciolti o
liquefatti
Responsabilità sociale delle organizzazioni
Saldature (Segreteria esterna ad UNI – Affidata a IIS)
Servizi
Sicurezza
Sicurezza della società e del cittadino
Tecnologie biomediche e diagnostiche
Trasmissioni oleoidrauliche e pneumatiche
Trasporti interni
Turismo
UNI-CEI Metrologia generale
UNI-CEI Valutazione della conformità
Unificazione dell'utensileria per lavorazioni
meccaniche (UNIUM)
Valvole industriali
Ventilatori industriali
Vetro
IIS News
Comitato Direttivo
Il Comitato Direttivo dell’Istituto, congiuntamente al Collegio dei Revisori dei
Conti, si è riunito a Genova presso la
sede dell’IIS il giorno 7 Ottobre 2009; la
riunione è stata presieduta dal Presidente dell'Istituto Dott. Ing. Ferruccio
Bressani.
Il Segretario Generale, Ing. Scasso, su
invito del Presidente, ha fornito al
Comitato un breve resoconto sull’ andamento dell’Istituto, con riferimento al
mese di Agosto 2009, presentando dati
aggiornati su: il numero delle ore fatturabili riguardanti rispettivamente il solo
personale dipendente dell’Istituto e
l’aggregato costituito dal personale
dipendente dell’Istituto e dalle risorse
esterne, la previsione di Conto Economico, il numero e la ripartizione dei
dipendenti in organico, gli investimenti
in immobilizzazioni, il valore e la ripartizione dei crediti scaduti e l’andamento
della liquidità.
Il Comitato Direttivo ha preso atto.
L’Ing. Scasso ha quindi riferito brevemente sullo sviluppo del Sistema Integ r a to d i G e s tione (c he ne l l a sua
massima estensione dovrebbe includere:
g ov e r n a n c e , q ual i t à, si c ure zza,
ambiente, responsabilità amministrativa, tutela della privacy), la cui implementazione è stata avviata all’inizio dell’anno e di cui si prevede la messa in
atto nella sua forma essenziale entro la
fine del 2009.
Il Presidente, nella sua veste specifica di
Presidente dell’Organismo di Vigilanza,
ha esposto in sintesi le risultanze delle
verifiche ispettive effettuate e ha
mostrato il piano di auditing congiunto
(Organo di Vigilanza e Team Internal
Auditing) previsto fino ad Aprile 2010.
Scasso ha esposto il piano di riduzione
dei consumi energetici elaborato per il
prossimo futuro, nonché il piano di innovazione relativo all’utilizzo dei sistemi
informatici e di comunicazione. È stato
quindi brevemente discusso il programma di implementazione del Sistema
Informatico Integrato, che sembra evolvere in modo soddisfacente.
Il Comitato Direttivo ha preso atto con
soddisfazione.
Il Comitato ha quindi esaminato la
situazione delle associazioni all’Istituto
dal 25 Giugno al 6 Ottobre 2009 decidendo di accogliere 3 nuove richieste di
associazione di Soci individuali e le
dimissioni di 4 Soci (3 Soci individuali
ed 1 Socio collettivo).
Scasso ha poi esaminato il Calendario
delle Manifestazioni Tecniche programmate dall’Istituto nel secondo semestre
del 2009. Alcune fra le Manifestazioni
Tecniche IIS previste appaiono di particolare rilevanza e le Manifestazioni
dedicate ai trattamenti termici ed alla
fabbricazione navale, già svoltesi,
hanno riscosso un particolare apprezzamento.
Scasso ha infine relazionato sulla partecipazione di funzionari (una decina) dell’Istituto Italiano della Saldatura all’Assemblea Annuale dell’International
Institute of Welding (IIW), tenutasi a
Singapore dal 12 al 17 Luglio 2009,
nonché alla più importante fiera internazionale sulla saldatura tenutasi ad
Essen dal 14 al 19 Settembre 2009. La
partecipazione agli eventi suddetti ha
consentito l’acquisizione di rilevanti
informazioni tecniche, contribuendo
all’indispensabile crescita professionale
dei funzionari stessi ed ha permesso,
altresì, il consolidamento dei necessari
contatti internazionali fra gli operatori
del settore (Istituti Nazionali della Saldatura inclusi).
Il Comitato Direttivo ha preso atto con
soddisfazione.
Progetto di Formazione
Professionale Leonardo da Vinci
“WET-WELD”
L’Istituto Italiano della Saldatura
intende presentare, insieme ad altri prestigiosi partner internazionali, una proposta di attività di formazione profession a l e , n e l l ’ a m b i t o d e i p ro g e t t i d i
iniziativa europea “Leonardo da Vinci”.
Tale attività sarà finalizzata all’addestramento e alla qualificazione di saldatori subacquei, operanti in ambiente
umido (cioè direttamente nell’acqua).
Detti saldatori vengono impiegati per la
realizzazione o la riparazione di costruzioni sommerse, che possono essere dei
più svariati tipi, come piccole riparazioni localizzate di scafi immersi (in
questo caso non si ha lo svantaggio di
porre l’imbarcazione in un bacino di
carenaggio), oppure riparazioni su condotte sottomarine (pipeline) o ancora
per la riparazione e/o la realizzazione di
altre opere subacquee, quali piloni tubo-
IIS News
lari o casse stagne per la realizzazione
di pontili e/o dighe.
Tali saldatori-subacquei, utilizzati
intorno agli anni ’60 nei lavori di
ampliamento e manutenzione della diga
foranea del porto di Genova, erano
infatti chiamati in gergo “cassonisti”.
Essendo tale lavoro assai impegnativo
dal punto di vista fisico, per via delle
condizioni ambientali in cui si realizza,
le loro condizioni sanitarie venivano
monitorate dall’Istituto di Medicina del
Lavoro dell’Università di Genova, che
in questo modo ha anche sviluppato
delle buone competenze nell’ambito
della medicina iperbarica.
Lo svolgimento dell’attività proposta
intende colmare una lacuna tuttora esistente in questo settore, poiché i fenomeni che avvengono in ambiente sottomarino sono completamente diversi da
quelli che si sviluppano al suolo e sono
ancora poco studiati in maniera sistematica. Sott’acqua infatti è completamente diverso il diagramma di stato
ferro-carbonio, essendo differenti i
parametri che lo regolano ed in conseguenza è anche diversa la fisica dell’arco.
I partecipanti a questa iniziativa
saranno, oltre all’Istituto, l’EWF (European Welding Federation - Federazione
Europea degli Organismi di Saldatura),
avente sede legale a Bruxelles (B) e sede
operativa a Lisbona (P) presso l’Instituto
de Soldadura e Qualidade, il TWI (The
Welding Institute) di Cambridge (UK),
l’Institut de Soudure di Parigi (F), l’Università Gazi di Ankara (TR) e la Commissione Svedese di Saldatura (S).
Tale iniziativa permetterà di sfruttare al
meglio le competenze dei vari partner:
in particolare l’Istituto Italiano della
Saldatura, che già dal 2006 ha attivato
l’attività di qualificazione dei saldatori
subacquei in acqua, potrà mettere a
disposizione la significativa esperienza
acquisita.
L’obiettivo del progetto riguarda, oltre
che gli aspetti di carattere operativometallurgico, legati alla qualità delle
giunzioni prodotte, anche quelli di tipo
ergonomico-comportamentale dei saldatori dentro il mezzo acquatico.
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Ordini di macchine utensili nel
terzo trimestre 2009: -51.6%
Nel terzo trimestre 2009, l’indice degli
ordini di macchine utensili, elaborato
dal Centro Studi & Cultura di Impresa
di UCIMU-SISTEMI PER PRODURRE,
ha segnato un calo del 51.6%, rispetto
allo stesso periodo del 2008. Il valore
assoluto dell’indice risulta pari a 37.4
(base 2005=100).
S ul r is u lta to c ompl e ssi v o pe sa i l
pessimo riscontro ottenuto dai costruttori sul mercato interno e la debolezza
della risposta dei mercati stranieri, a
conferma di quanto ancora la crisi
incida in modo generalizzato sulla
domanda di beni strumentali.
UCIMU-SISTEMI PER PRODURRE
Con riferimento al mercato interno, la
raccolta ordini dei costruttori italiani ha
segnato un calo del 54% rispetto al terzo
trimestre 2008. In ragione di ciò l’indice
assoluto è risultato pari a 19.9. Con
questa nuova rilevazione si allunga il
trend negativo che conta ormai sei trimestri consecutivi di calo.
D’altra parte i riscontri provenienti dal
mercato straniero sono altrettanto preoccupanti: nel periodo Luglio-Settembre
2009, l’indice degli ordinativi raccolti
sul mercato estero ha infatti segnato un
calo del 49.9%, rispetto allo stesso
periodo del 2008. In ragione di ciò, l’indice assoluto si attesta a 55.1 (base
2005=100).
Considerando i primi nove mesi dell’anno, la raccolta ordini risulta più che
dimezzata; in ragione di un calo pari a
55.3% rispetto allo stesso periodo del
2008, il valore dell’indice assoluto si
attesta a 55.9.
I dati elaborati dal Centro Studi &
Cultura di Impresa delineano ancora un
quadro piuttosto complesso per l’industria italiana di settore, che deve fare i
conti con la debolezza del consumo del
mercato interno così come di quello
estero.
Unica nota che fa ben sperare sul futuro
è il confronto del terzo trimestre con i
periodi precedenti. Dall’analisi congiunturale della variazione dell’indice
emerge infatti che si riduce l’intensità
del calo della raccolta ordini: dopo un
indice che, nel secondo trimestre, è
sc e so del 63.1%, or a, in vir tù del
-51.6%, si torna sui livelli della rilevazione relativa al periodo GennaioMarzo, all’inizio della crisi, quando
l’indice registrò un -51%.
L’impressione che il punto più basso del
ciclo economico negativo sia alle spalle
è confermata anche dal buon risultato
espresso da EMO MILANO 2009, la
manifestazione espositiva mondiale di
settore che si è tenuta, all’inizio di
Ottobre, a Milano. Nei sei giorni di
mostra si sono registrati 124.660 visitatori, il 41% dei quali stranieri, in rappresentanza di 98 Paesi di cinque contin e n t i . Tra q u e s t i n u t r i t a è s t a t a l a
presenza di operatori extra-europei, in
particolare di quelli provenienti da
India, Russia, Giappone, Stati Uniti,
Brasile, Corea e Taiwan.
Nonostante questi timidi segnali di
inversione di tendenza la preoccupazione resta alta. La drastica e prolungata riduzione degli ordinativi raccolti
dai costruttori fa temere un concreto
rischio di ridimensionamento del settore
car atter iz z ato da piccole e me d i e
imprese sicuramente più esposte delle
grandi ai momenti di congiuntura sfavorevole.
La preoccupazione più grande è l’uscita
dal mercato di realtà industriali che, a
corto di ordini e liquidità, rischiano la
cessazione della attività. Un danno terribile, questo, per l’impresa e per le
persone che fanno l’impresa, per il
settore ma anche per il sistema economico del paese che rischia la perdita di
know-how in un comparto strategico per
tutta l’industria manifatturiera.
Consapevole degli sforzi già compiuti
dagli organi di Governo sia in materia di
Dalle Associazioni
supporto al credito, con l’introduzione
della moratoria dei debiti delle PMI
verso gli istituti, sia in tema di sostegno
alla domanda, attraverso l’introduzione
della Tremonti-Ter, UCIMU-SISTEMI
PER PRODURRE ritiene comunque
indispensabili ulteriori provvedimenti
per permettere all’industria del comparto di superare la crisi e agganciare la
ripresa, mantenendo la posizione di leadership nel panorama internazionale.
A tal fine occorre incentivare la sostituzione dei beni strumentali datati attraverso un provvedimento di politica indus t r i a l e c h e re n d a p o s s i b i l e l a
rottamazione dei macchinari obsoleti e
la deduzione dall’imposta del 50% della
somma investita nell’acquisto di nuovi
macchinari sostitutivi. Questo provvedimento non soltanto è incentivo alla
ripresa dei consumi ma è lo strumento
più adatto a garantire la competitività
dell’offerta italiana.
Da una recente indagine risulta che in
Italia, così come in Europa, circa il 25%
dei macchinari di produzione presenti
negli impianti ha oltre 20 anni. Occorre
dunque rinnovare gli stabilimenti produttivi sia a livello nazionale che
europeo.
Tale provvedimento avrebbe positive
ricadute in più ambiti del sistema economico-sociale. Oltre a garantire il mantenimento di alti livelli di competitività al
made in Italy e made in Europe, permetterebbe una migliore efficienza e quindi
un risparmio dei costi a tutte le imprese
del manifatturiero. Inoltre, la sostituzione dei vecchi sistemi di produzione
con i nuovi assicurerebbe un minor
impatto ambientale delle lavorazioni e
una maggiore sicurezza degli operatori
addetti alla macchine.
Infine con la sostituzione dei macchinari
obsoleti si otterrebbe la liberazione di
una sensibile quantità di ghisa e acciaio,
andando a impattare positivamente
anche sul costo della materia prima.
D’al t ra p ar te, per cons entire alle
imprese di affrontare le difficoltà del
m om ento e pos iz ionar s i nel mo d o
m igliore per cogliere la pro ssi ma
ripresa, è indispensabile che le istituzioni governative intervengano efficacemente a livello europeo per il sostegno
del credito.
È opportuno un allentamento temporaneo dei criteri di ponderazione del
rischio di credito alle PMI, criteri che
determinano gli accantonamenti che le
banche devono avere per rispettare gli
accordi di Basilea 2.
In particolare è auspicabile un’integrazione dell’accordo che tenga conto sia
della difficile congiuntura, sia della
necessità di valutare le imprese anche
da un punto di vista qualitativo, considerando cioè il settore di appartenenza,
con l’obiettivo di avvicinare alla pura
valutazione dei dati di bilancio quella
relativa alla capacità di business.
Giancarlo Losma
(Presidente UCIMU-Sistemi
per produrre)
Elenco delle Norme EN
emesse dal CEN TC 121 “Welding” in tema di Health & Safety
EN 169
EN 1598
EN 1598/A1
EN ISO 10882-1
EN ISO 10882- 2
EN 14717
EN ISO 15011-1
EN ISO 15011-2
EN ISO 15011- 3
EN ISO 15011-4
EN ISO 15011- 4:/A1
CEN ISO TS 15011- 5
EN ISO 15012-1
EN ISO 15012-2
PERSONAL EYE PROTECTION -FILTERS FOR WELDING AND RELATED TECHNIQUES TRANSMITTANCE REQUIREMENTS AND RECOMMENDED UTILISATION
HEALTH AND SAFETY IN WELDING AND ALLIED PROCESSES - TRANSPARENT WELDING CURTAINS,
STRIPS AND SCREENS FOR ARC WELDING PROCESSES
HEALTH AND SAFETY IN WELDING AND ALLIED PROCESSES - TRANSPARENT WELDING CURTAINS,
STRIPS AND SCREENS FOR ARC WELDING PROCESSES- AMENDMENT 1
HEALTH AND SAFETY IN WELDING AND ALLIED PROCESSES -SAMPLING OF AIRBORNE PARTICLES
AND GASES IN THE OPERATOR'S BREATING ZONE- PART 1: SAMPLING OF AIRBONE PARTICLES
HEALTH AND SAFETY IN WELDING AND ALLIED PROCESSES SAMPLING OF AIRBORNE PARTICLES
AND GASES IN THE OPERATOR'S BREATING ZONE- PART 2: SAMPLING OF GASES
WELDING AND ALLIED PROCESSES- ENVIRONMENTAL CHECK LIST
HEALTH AND SAFETY IN WELDING AND ALLIED PROCESSES- LABORATORY METHOD FOR
SAMPLING FUMES AND GASES GENERATED BY ARC WELDING- PART 1: DETERMINATION OF
EMISSION RATE AND SAMPLING FOR ANALYSIS OF PARTICULATE FUME
HEALTH AND SAFETY IN WELDING AND ALLIED PROCESSES -LABORATORY METHOD FOR
SAMPLING FUME AND GASES GENERATED BY ARC WELDING- PART 2: DETERMINATION OF
EMISSION RATES OF GASES, EXCEPT OZONE
HEALTH AND SAFETY IN WELDING AND ALLIED PROCESSES -LABORATORY METHOD FOR
SAMPLING FUME AND GASES GENERATED BY ARC WELDING- PART 3: DETERMINATION OF OZONE
EMISSION RATE DURING ARC WELDING
SAMPLING FUME AND GASES- PART 4: FUME DATA SHEETS
SAMPLING FUME AND GASES- PART 4: FUME DATA SHEETS- AMENDMENT 1
SAMPLING FUME AND GASES- PART 5: IDENTIFICATION OF THERMAL DEGRADATION PRODUCTS
GENERATED WHEN WELDING OR CUTTING THROUGH PRODUCTS COMPOSED WHOLLY OR PARTLY
OF ORGANIC MATERIALS
HEALTH AND SAFETY IN WELDING AND ALLIED PROCESSES- REQUIREMENTS TESTING AND
MARKING OF EQUIPMENT FOR AIR FILTRATION- PART 1: TESTING OF THE SEPARATION EFFICIENCY
FOR WELDING FUME
HEALTH AND SAFETY IN WELDING AND ALLIED PROCESSES- REQUIREMENTS, TESTING AND
MARKING OF EQUIPMENT FOR AIR FILTRATION- PART 2: DETERMINATION OF THE MINIMUM AIR
VOLUME FLOW RATE OF CAPTOR HOODS AND NOZZLES
Pubblicazioni IIS
Metallurgia e saldabilità degli acciai bonificati,
a medio ed alto carbonio
Indice
Capitolo 1
METALLURGIA E SALDABILITÀ DEGLI ACCIAI BONIFICATI:
Generalità;
Metallurgia;
Normativa di riferimento e denominazioni commerciali;
Saldabilità (Principi generali di saldabilità, criccabilità a caldo, criccabilità a freddo, rottura fragile);
Procedimenti di saldatura;
Materiali d'apporto;
Saldature eterogenee.
Capitolo 2
METALLURGIA E SALDABILITÀ DEGLI ACCIAI A MEDIO ED ALTO
CARBONIO:
Generalità;
Normativa di riferimento;
Saldabilità (Generalità, criccabilità a caldo, criccabilità a freddo);
Procedimenti di saldatura;
Materiali d'apporto.
2008, 24 pagine, Codice: 101114, Prezzo: € 40,00
Soci IIS - Membri IIS Club, Prezzo: € 32,00
ISTITUTO ITALIANO
DELLA SALDATURA
Divisione PRN
Maura Rodella
Lungobisagno Istria, 15
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
Email: [email protected]
www.weldinglibrary.com
www.iis.it
Dalle
Aziende
Testa per saldatura dall’interno dei
tubi
Nel settore degli impianti di saldatura
per tubifici, ESAB ha installato centinaia di stazioni di saldatura, con teste
speciali per la saldatura interna ed
esterna longitudinale o elicoidale ad
arco sommerso di tubi. ESAB ha una
grande esperienza anche nel retrofit, per
incrementare la produttività di linee esistenti mediante tecniche multi-filo e
sistemi di controllo del processo che si
integrano con le reti locali per l’automazione della produzione.
La testa per saldatura all’interno è
l’elemento più importante nella stazione
per la saldatura dei tubi nella tecnica
elicoidale. La nuova testa ESAB per saldatura ad arco sommerso può essere utilizzata per tubi a partire da un diametro
di 20 pollici. La testa è stata sviluppata
con l’intento di contenere al massimo gli
ingombri per consentire la produzione di
tubi a partire da un diametro minimo di
20 pollici, assicurare elevate velocità di
saldatura con il minimo di usura dei
dispositivi di contatto e consentire il
facile adattamento alle varie dimensioni
e caratteristiche dei tubi.
Dopo le esperienze fatte con vari produttori di tubi, è stato scelto il sistema
push-pull per l’alimentazione dei fili.
I dispositivi traina-filo all’inizio del
lungo braccio svolgono il filo da bobine
da 1000 kg tipo EcoCoil e lo spingono
verso la testa, mentre all’estremità
opposta del braccio i traina-filo nella
testa assicurano che il filo venga alimentato alla corretta velocità.
La disposizione dei fili all’interno della
testa dipende dal diametro del tubo,
dalla larghezza della striscia e dalla
posizione destra o sinistra della stazione
di saldatura rispetto alla spirale.
Il dispositivo di guida insegui-giunto a
laser è allineato con il giunto davanti
alla testa di saldatura e guida la testa
mediante una slitta a croce motorizzata.
La tramoggia del flusso è collocata
sopra il dispositivo di guida laser e il
condotto di alimentazione del flusso si
trova tra quest’ultimo e gli ugelli di
uscita dei fili.
Per ottenere i migliori risultati in saldatura sono stati utilizzati i più avanzati
dispositivi di contatto sviluppati da
ESAB, costituiti da ganasce a molla in
lega speciale di rame con una superficie
di contatto lunga 30 mm, che assicurano
un trasferimento di corrente costante al
filo, senza cadute di tensione. Questo
sistema risolve anche il problema dell’usura che affligge le boccole di contatto convenzionali. L’inclinazione e la
d i s t a n z a d i c i a s c u n f i l o d a l l ’ a l t ro
possono essere variate facilmente
oppure fissate mediante appositi spaziatori, a seconda delle esigenze delle
diverse WPS. ESAB può fornire una
serie di soluzioni. L’ugello di recupero
del flusso non fuso è montato su un
braccio orientabile nella posizione più
favorevole.
Per monitorare a distanza il processo di
saldatura, la testa dispone di una telecamera montata sulla parte frontale e allineata con l’asse del tubo.
La testa ESAB per la saldatura interna
dei tubi non solo soddisfa pienamente i
requisiti standard per questo tipo di
installazioni, ma costituisce un significativo progresso nel miglioramento
della produttività con la riduzione dei
tempi di manutenzione dovuta alla maggiore durata delle parti di usura, quali
gli organi di contatto, e per la riduzione
dei tempi di adattamento ai diversi diametri e caratteristiche dei tubi da produrre.
ESAB Saldatura SpA
Via Mattei, 24 - 20010 Mesero (MI)
Tel. 02 979681 - Fax 02 97289300
www.esab.it
Tecnologia Extreme HyDefinition
(XD) da oggi fornita di serie su tutti
i sistemi HyPerformance
Hypertherm, leader mondiale nella tecnologia di taglio dei metalli ad arco
plasma, ha annunciato oggi il lancio di
due nuovi sistemi HyPerformance ® HPR130XD® e HPR260XD®.
L’implementazione della tecnologia
Extreme HyDefinition® (XD) sui sistemi
di taglio plasma Hypertherm HPR130 e
HPR260 offre numerosi vantaggi. Il
principale: le carpenterie metalliche ed
i costruttori di attrezzature possono ottenere una qualità di taglio più costante
per periodi di tempo più lunghi alla
metà dei costi operativi.
Dalle Aziende
Come il sistema HPR400XD®, di recente
presentazione, i due nuovi sistemi
HPRXD sono equipaggiati con la tecnologia brevettata PowerPierce™ che
garantisce ai leader del settore una
migliore capacità di sfondamento in produzione. Rispetto ai precedenti sistemi
HP R 1 3 0 e H PR2 6 0, l a t e c nol ogi a
P o w e r P i e rc e c o n s e n t e d i t a g l i a re
metalli di spessore fino al 25% superiore, mantenendo velocità di taglio,
qualità di taglio HyDefinition e durata
dei consumabili.
ll nuovo sistema HPRXD può funzionare
anche con argon per offrire una migliore
marcatura, un nuovo processo per
acciaio al carbonio da 80 A ed un rilevamento di altezza per contatto integrato sulla torcia. Altri vantaggi comprendono la possibilità di tagliare fori di
qualità migliore utilizzando la nuova
tecnologia Hypertherm True Hole™. Se
abbinati all’applicativo MTC ProNest®
2010 ed ai controlli di movimento che
utilizzano la tecnologia True Hole, come
il CNC EDGE ® Pro ed il controllo di
a l t ez z a T H C Arc G l i de ® , i si st e mi
HPRXD producono automaticamente
fori di qualità decisamente migliore
rispetto a quanto precedentemente possibile con un sistema plasma.
“Centinaia di aziende stanno beneficiando delle potenzialità da leader del
settore offerte dal nostro sistema origin a l e H PRXD : l’ H y P e rf ormanc e
HP R 4 0 0 XD , ” h a di c hi arat o Kat
McQuade, direttore marketing di prodotto della linea Hypertherm HyPerformance. “Con la presentazione di questi
due nuovi modelli, stiamo inserendo tutti
i vantaggi del sistema HPR400XD nella
nostra linea HyPerformance per aumentare la produttività e la redditività per i
nostri clienti.”
I clienti che operano nei settori della
robotica, dell’acciaio strutturale e del
taglio inclinato troveranno molte funzionalità dedicate concepite in modo specifico per soddisfare le loro esigenze. Un
nuovo set cavi offre una resistenza
all’usura maggiore di dieci volte, mentre
una boccola torcia con cuscinetti integrati consente una rotazione praticamente infinita.
Un’altra caratteristica saliente è la presenza di un puntatore laser integrato.
Anziché montare semplicemente il puntatore sul lato della torcia, esso è effettivamente integrato sulla torcia stessa.
Questa opzione è utile per coloro che
desiderano allineare in modo accurato
la torcia sull’asse di mezzeria o per tutti
coloro che vogliono un riscontro visivo
per la programmazione e l’allineamento
del robot.
HYPERTHERM Europe B.V.
Vaartveld, 9
4704 SE ROOSENDAAL (Olanda)
Tel. +31 (0)165 596932
Fax +31 (0)165 596901
www.hypertherm.com/eu
Il comparto nautico conferma la
propria fiducia a Seatec 2010
A tre mesi dall’ottava edizione di Seatec,
rassegna internazionale di tecnologie,
subfornitura e design per imbarcazioni,
yacht e navi, il trend di iscrizioni è in
linea con le edizioni precedenti. Crescono le adesioni di espositori provenienti dall’estero. Attesi 14.000 visitat ori prof es s ionali a Seatec 2010.
Organizzata da CarraraFiere, la rassegna, giunta all’ottava edizione, si conferma una manifestazione B2B di alto
profilo, di elevato contenuto tecnologico
e di affermata e riconosciuta notorietà
internazionale.
Previsioni positive per l’ottava edizione
di Seatec: portano molto ottimismo i
risultati delle iscrizioni a tre mesi dall’apertura della rassegna internazionale
di tecnologie, subfornitura e design per
i m b a rc a z i o n i , y a c h t e n a v i i n p ro gramma da Mercoledì 10 a Venerdì 12
Febbraio 2010.
Dalla prima edizione del 2003 a oggi
Seatec ha registrato una crescita continua, sia per il numero di aziende espositrici, sia per il numero di visitatori professionali, diventando l’evento B2B di
riferimento per il comparto nautico
internazionale.
Numerosi i settori merceologici rappresentati alla rassegna - l’unica del settore
in Italia ad essere rivolta al trade – fra i
quali tecnologie, accessori e servizi,
arredo & design, materiali & applicazioni, compositi, elettronica & domotica, motori & propulsione, media,
project & engineering, attrezzature per
la vela, attrezzature portuali, distribuiti
su una superficie di 34.000 mq.
“Il trend della partecipazione a Seatec
2010 è in linea con quello delle edizioni
precedenti” sottolinea Paris Mazzanti,
Direttore Generale di CarraraFiere,
ente organizzatore della rassegna, precisando che “le prime adesioni sono pervenute immediatamente dopo la fine dell’edizione 2009 e che esiste, come di
consueto, una “corsa finale” da parte di
espositori che confermano la loro presenza nel periodo da Dicembre e metà
Gennaio”.
Per quanto riguarda gli espositori stranieri che nel 2009 sono stati il 33% del
totale, sono numerose le conferme di
aziende che hanno deciso di partecipare
individualmente: circa il 60% delle adesioni è costituito da aziende europee,
con in testa il Regno Unito seguito da
Germania, Paesi Bassi, Francia, Finlandia, Danimarca, Svezia, Svizzera,
Croazia, Norvegia e Spagna; mentre il
20% viene da aziende statunitensi, con
la quota restante attribuita ad altri
Paesi, in testa Giappone e Corea.
A conferma della rilevanza internazionale raggiunta da Seatec, membro dal
2007 dell’IFBSO (International Federation of Boat Show Organizers), anche la
partecipazione di nuovi espositori provenienti dall’estero che aderiscono a
Seatec 2010 attraverso il coordinamento
di associazioni e Camere di Commercio,
come British Marine Federation, UBI
France, l’agenzia francese per l’internazionalizzazione delle imprese, la
Camera di Commercio di Zagabria
(Croazia), di Cantabria (Spagna).
Fra gli espositori italiani, si prevede
un’adesione da parte delle aziende provenienti dalla Lombardia di circa il
30%, 21% dalla Toscana, 12% dalla
L igur ia e, a s eguire , le az ien d e d a
Emilia Romagna, Piemonte, Veneto,
Lazio e altre regioni, Marche, Friuli
Venezia Giulia e Campania.
Nata nel 2003 per iniziativa di CarraraFiere, Seatec ha registrato da subito un
grande successo. Alla sua prima edizione presentava 150 espositori per
passare a 315 nel 2004, a 500 nel 2006,
a 626 nel 2007, a 865 nel 2008, fino alle
963 presenze dell’edizione 2009. “Sono
dati che confermano l’interesse per una
manifestazione che si rinnova continuamente con spazi espositivi suddivisi per
aree tematiche per una fruizione più
pratica dell’offerta e l’attenzione ai
giovani con premi di design dedicati
oltre che con convegni di approfondimento. Le iscrizioni in linea con l’edi-
Dalle Aziende
zione 2009 possono essere lette come un
segnale anticipatore di ripresa” commenta Mazzanti.
Per l’ottava edizione che per la prima
volta si svolge da Mercoledì a Venerdì,
per andare incontro alle esigenze di
espositori e visitatori, sono attesi circa
14.000 visitatori, di cui circa il 15%
arriveranno dall’estero, con la presenza
di numerose delegazioni straniere.
Di più difficile interpretazione risulta
l’andamento del settore nautico, contesto in cui opera Seatec.
Secondo gli ultimi dati disponibili
(2008), forniti da Ucina (Unione dei
cantieri e delle industrie nautiche e
affini), la nautica ha chiuso il 2008 con
dati in linea con il 2007, nonostante il
forte calo del fatturato registrato nell’ultimo trimestre (con un contributo
della nautica al Pil di 5 miliardi e 557
milioni di euro (+ 0.2% rispetto al
2007), con un fatturato della cantieristica di euro 3.821.970.000 (+ 0.4% sul
2007), del comparto accessori di euro
1.458.000.000 (-0.8%) e del comparto
motori di 515.920.000 (-2.5%).
Nonostante la situazione economica
contingente (i dati relativi al 2009 non
sono ancora disponibili, ma come tutti i
settori anche la nautica è stata toccata
dalla crisi economica), Seatec 2010 rappresenta per il comparto nautico - come
confermano le adesioni - un’opportunità
di promozione e sviluppo per le aziende
proponendosi come manifestazione B2B
di altissima specializzazione, di elevato
contenuto tecnologico e di riconosciuta
notorietà internazionale.
CARRARAFIERE
Viale G. Galilei, 133
54036 Marina di Carrara (MS)
Tel. 0585 787963 - Fax 0585 787602
www.carrarafiere.com
Il top per la saldatura di acciai Il sistema di saldatura concepito
per l’impiego in condizioni difficili
Una saldatura efficiente dell’acciaio
mette a dura prova uomini e macchine
tanto nell’industria meccanica e delle
costruzioni in acciaio, quanto nella
costruzione di condutture, gru, veicoli su
rotaia o container, in cantieri e in altri
settori che prevedono la lavorazione di
questo materiale. Gli sviluppatori di
Fronius hanno compreso questo problema e sviluppato una soluzione completa: Steel Transfer Technology. A Sett e mbre , in occas ione della fier a
“Schweißen & Schneiden” tenutasi a
Essen, hanno presentato per la prima
volta i generatori a inverter completamente digitalizzati TransSteel 3500 e
TransSteel 5000. Grazie a essi, gli utilizzatori possono concentrarsi con grandi
vantaggi sugli aspetti essenziali delle
loro attività quotidiane di saldatura
MAG e saldatura manuale a elettrodo.
Le funzioni semplici e intuitive da utilizzare e l’innovativa alimentazione del filo
sono chiaramente indirizzate alla saldatura di acciai. Il design robusto e compatto e il peso ridotto dei generatori
TransSteel ne migliorano la mobilità
nelle sale di montaggio e nei cantieri.
I prodotti della serie TransSteel garantiscono praticità d’impiego, robustezza,
affidabilità, nonché proprietà di saldat u r a p e r f e t t e . L’ u n i t à c e n t r a l e d i
comando e regolazione provvede alla
sicurezza del processo e a risultati di
saldatura riproducibili, anche in caso di
variazioni dovute al tipo di processo.
Le ulteriori migliorie apportate alla
concezione Steel Transfer Technology si
rivelano soprattutto nell’innovativa alimentazione filo. Il gruppo costruttivo
leggero e robusto comprensivo di pacchetto tubi flessibili, torcia e display di
comando garantisce l’alimentazione
affidabile del filo di apporto. La funzione Comfort Wire esegue automaticamente l’inserimento del filo. L’utilizzat ore può r im uovere l’unità di
alimentazione filo portatile e trasportarla in luoghi di saldatura difficilmente
accessibili. I parametri di saldatura si
mantengono stabili indipendentemente
dalla posizione del pacchetto tubi flessibili.
Uno speciale controllo dell’accensione
im pedis ce la for m az ione d i g o c c e
durante la fase di avvio. Oltre all’arco
voltaico standard, è possibile selezionare altri due tipi di arco voltaico:
“Steel Root” con arco voltaico fine e
m or bido, ad es em pio per l e p ri me
passate e per riempire ampi traferri
d’aria, e “Steel Dynamic” caratterizzato da Spray Arc concentrato, duro e
dinamico, adatto per i componenti particolarmente solidi da unire.
L’innovativo attacco FSC (Fronius
System Connector), adatto per le applicaz ioni m anuali e con rob o t , p e r i
sistemi raffreddati a gas e ad acqua,
a p p o r t a u n u l t e r i o re v a n t a g g i o i n
termini di qualità, affidabilità, flessibilità e comfort: grazie a un unico attacco
centrale per tutte le basi, l’utilizzatore
può fare a meno di spine di comando
esterne. La torcia ergonomica può
essere cambiata rapidamente e in tutta
sicurezza grazie a una chiusura a leva.
Gli apparecchi della serie TransSteel
convincono per la lunga durata anche in
condizioni di impiego intensivo. A
questo si aggiunge la dotazione, che
garantisce compatibilità con gli sviluppi
tecnologici futuri.
FRONIUS
Via Monte Pasubio, 137 - 36010 Zanè (VI)
Tel. 0445 804444 / 0362 545564
Fax 0445 804400
www.fronius.com
Dalle Aziende
Nuove omologazioni per fili animati
tubolari FILEUR ad elevata
resistenza
Trafilerie di Cittadella Spa - FILEUR è
lieta di comunicare l’ottenimento dell’omologazione di tre nuovi fili animati
tubolari da parte dei più importanti enti
di classifica:
FILEUR ARS 15: Filo animato rutilico
per la saldatura di acciai ad alto limite
di snervamento > 690 MPa, in tutte le
posizioni di saldatura. Omologato nella
classe 4Y69SH5, con ABS, BV, DNV, LR.
FILEUR AMC 15: Filo animato metalcored per la saldatura di acciai ad alto
limite di snervamento > 690 MPa.
Omologato nella classe 4Y69SH5, con
DNV, LR.
FILEUR AMC 20: Filo animato metalcored per la saldatura di acciai ad alto
limite di snervamento > 890 e > 960
M P a . O m o lo g a to s ec ondo E N ISO
18276-A: T89 4 Mn2NiCrMo M M 2 H5
con TÜV.
Forte della sua esperienza e del suo
know-how nel campo dei fili animati
t u b o l a r i , Tra f i l e r i e d i C i t t a d e l l a
FILEUR è riuscita a raggiungere questo
importante risultato grazie all’impegno
che da anni contraddistingue la società
nel campo della Ricerca e Sviluppo.
I prodotti in questione sono fili animati
tubolari utilizzati per acciai bonificati
bassolegati, sottoposti a trattamenti
termici di tempra e rinvenimento, che
conferiscono al materiale elevate caratteristiche tensili ed un’ottima tenacità e
le cui caratteristiche meccaniche sono
dovute all’aggiunta di elementi tempranti quali: cromo, molibdeno, nichel e
di microleganti quali vanadio, titanio e
niobio.
I principali problemi di saldabilità degli
acciai bonificati sono dovuti alla comparsa di cricche a freddo in zona fusa e
termicamente alterata. L’insorgenza di
questo tipo di difetto è dovuta principalmente a tre fattori:
• presenza di tensioni residue;
• presenza di strutture fuori equilibrio;
• presenza residua di umidità.
La risoluzione di tali problematiche utilizzando fili animati è di difficile realizzazi one e r appres enta una ver a e
propria frontiera tecnologica, ma grazie
all’esperienza tecnico-applicativa del
team di ricerca FILEUR, i nuovi fili
animati tubolari ad elevata resistenza
FILEUR sono in grado di rispondere
all’esigenza di ottimizzare l’efficienza e
ANALISI IDROGENO DIFFUSIBILE ESEGUITA SU FILO ANIMATO TUBOLARE
Sezione di filo a piattina
Sezione di filo tubolare
l’efficacia dei processi produttivi dei
settori pipeline, off-shore, costruzioni di
gr u, gar antendo nel contemp o l a
massima qualità e rispettando ogni standard di sicurezza richiesta dagli enti
omologatori.
Ricordiamo che i fili tubolari ramati
sono gli unici fili animati in grado di
garantire un tenore di idrogeno basso e
costante nel tempo, con un livello tipico
d i i d ro g e n o d i f f u s i b i l e i n f e r i o re a
4 ml/100 g di deposito, il livello più
basso previsto dalle normative internazionali sia europee (EN) sia americane
(AWS), come dimostrato nel grafico di
riferimento. Inoltre i fili animati tubolari
riescono a mantenere una struttura a
grano fine dopo saldatura sia in zona
fusa sia in zona termicamente alterata,
limitando al minimo l’apporto termico
durante il processo di saldatura e nel
contempo, rispetto ai normali fili pieni,
sono in grado di realizzare delle velocità
di saldatura maggiori a parità di parametri operativi, mantenendo peraltro
inalterati il livello di saldabilità e le
caratteristiche meccaniche dei fili stessi.
Inoltre, l’uso di fili animati tubolari
ramati a bassissimo contenuto di idrogeno diffusibile permette di poter
ridurre in modo sensibile le temperature
di preriscaldo e di postriscaldo rispetto,
per esempio, all’utilizzo dei fili animati
aperti (a piattina). Questo è tanto più
sensibile tanto più è spesso il materiale
da saldare, con una riduzione della temperatura di circa il 10%.
Questi nuovi ed importanti risultati, ragg i u n t i d a Tra f i l e r i e d i C i t t a d e l l a
FILEUR per questa nuova generazione
di consumabili, hanno già spinto il team
di R&D della società ad ipotizzare lo
sviluppo di nuovi fili, per gli acciai con
Rp0.2 superiori a 890 MPa, che ad oggi
rappresentano un nuovo importante ed
i n t e re s s a n t e o b b i e t t i v o f u t u ro p e r
l’azienda.
Lo staff tecnico di Trafilerie di Cittadella FILEUR è a completa disposizione
per qualsiasi altra informazione tecnica
a riguardo.
Trafilerie di Cittadella FILEUR
Via Mazzini, 69
35013 Cittadella (PD)
Tel. 049 9401593 - Fax 049 9401594
www.fileur.com
Dalle Aziende
I compositi entrano in piazza a
MECSPE - La Piazza dei Compositi
punta l’attenzione sui settori
Aerospace, Nautica ed Automotive
Il trasferimento tecnologico sarà il protagonista della Piazza dei Compositi di
MECSPE, la fiera internazionale della
meccanica specializzata organizzata da
Senaf che, con i suoi sei saloni tematici MECSPE, Eurostampi, Subfornitura,
PlastixExpo, Control Italy, Motek Italy -,
tornerà presso Fiere di Parma dal 25 al
27 Marzo 2010.
I materiali compositi stanno trovando
negli ultimi anni un massiccio impiego
in molti settori industriali, creando una
domanda informativa sulle loro applicazioni e sui fornitori di materiali, attrezzature, software.
Secondo un’indagine condotta nel corso
dell’edizione 2009 di MECSPE, oltre il
20% dei 22.700 visitatori registrati ed il
30% delle 1.010 aziende espositrici
registrate hanno dichiarato di essere
coinvolti nella produzione di manufatti
in composito, in particolare nei settori
Aerospace, Nautica ed Automotive.
Per rispondere a questa crescente
domanda di mercato MECSPE 2010
presenterà la PIAZZA DEI COMPOSITI, un’area articolata in spazi espositivi specializzati, che permetteranno di
dare visibilità ai subfornitori dei settori
Aerospace, Nautica ed Automotive in
piazze a loro rivolte ed in uno spazio
dedicato allo svolgimento di conferenze
tecniche.
Inoltre, grazie all’accordo tra Senaf e
MEC - Marine Engineering Conference,
il convegno sui compositi ormai giunto
alla sesta edizione, verrà sviluppato un
programma di incontri formativi per
approfondire alcuni tematiche d’interesse per i settori Aerospace, Nautica ed
Automotive. Grazie alla presentazione
di indagini di mercato e attraverso le
testimonianze di alcune aziende della
filiera produttiva sarà possibile infatti
mettere in luce le opportunità di applicazione dei materiali compositi e di sviluppo del trasferimento tecnologico
relativamente a questi tre comparti industriali.
Agenda Appuntamenti - Le opportunità
dei compositi nei principali mercati:
Giovedì 25 Marzo 2010 - Indagine di
mercato sul settore Aerospace, testimonianza di un OEM/subfornitore della
filiera produttiva Aerospace, presenta-
zione di 4-5 società fornitrici attive nei
processi di stampaggio.
Venerdì 26 Marzo 2010 - Indagine di
mercato sul settore Nautica, testimonianza di un Cantiere Nautico, presentazione di 4-5 società fornitrici attive nei
processi di verniciatura e assemblaggio.
Sabato 27 Marzo 2010 - Indagine di
mercato sul settore Automotive, testimonianza di una Casa Automobilistica/subfornitore della filiera produttiva Automotive, presentazione di 4-5 società
fornitrici attive nei processi di modelleria e di produzione.
I sei saloni di MECSPE
MECSPE - la città della meccanica specializzata; Eurostampi e Plastix Expo il mondo degli stampi e dello stampaggio; Subfornitura - la più grande fiera
italiana per le lavorazioni in conto terzi;
Motek Italy - automazione, robotica e
trasmissioni di potenza; Control Italy metrologia e qualità.
I numeri dell’edizione 2009
Oltre mille aziende in esposizione in
rappresentanza di 15 Paesi (dalla Cina
alla Francia, dalla Germania all’India,
dall’Ungheria alla Russia, dalla Spagna
alla Corea), 42mila metri quadri di area
espositiva, 19 isole di lavorazione, 5
piazze dell’eccellenza, 40 convegni e
miniconferenze, 26 Piazze e Viali tematici, 36 associazioni ed enti che sostengono attivamente la manifestazione.
Tutte le informazioni sulla fiera su
www.mecspe.com, Tel. 02 3320391.
MY PR
Via Ripamonti, 137 - 20141 Milano
Tel. 02 54123452 - Fax 02 54090230
www.mypr.it
Minipuntig Pocket - Affilatrice per
elettrodi di tungsteno
Nonostante i venti di crisi soffino incessant i s ul m erc ato della s aldatur a,
SOGES SpA presenterà per il nuovo
anno un catalogo ricco di novità e nuovi
prodotti, soprattutto nel comparto
“ACCESSORI PER LA SALDATURA”.
Punta di diamante di questo sforzo innovativo è la nuovissima affilatrice MINIPUNTIG POCKET che si aggiunge alle
già collaudate MINIPUNTIG e TIG 4,
affilatrici per elettrodi di tungsteno
semiautomatiche e da banco.
MINIPUNTIG POCKET si candida ad
Figura 1 - Affilatura
essere la più economica e versatile delle
affilatrici per elettrodo di tungsteno
disponibili sul mercato.
Mossa da motore elettrico alimentato a
batteria, MINIPUNTIG POCKET pesa
solo 550 g e, misurando 270 mm di lunghezza, può stare comodamente in una
tasca. Le dotazioni di serie prevedono
comunque la fornitura in comoda e
robusta valigetta con caricabatteria e
chiavetta di serraggio del mandrino.
Se ne prevede l’uso nei cantieri di montaggio o nei cantieri navali là dove è
permesso solo l’impiego di utensili a
bassa tensione per motivi di sicurezza.
Ma anche in officina MINIPUNTIG
POCKET può essere un valido strumento di lavoro, l’assenza del cavo di
alimentazione la rende più comoda e
trasportabile tra le postazioni di saldatura. L’autonomia prevista per l’uso da
parte di 3 o più saldatori assicura una
copertura operativa per un turno di
lavoro. La batteria al litio di ultima
generazione, infatti, non avendo effetto
memoria, può essere velocemente ricaricata a qualsiasi stadio di scarica senza
comprometterne la durata di vita.
L’affilatura avviene tramite una mola
diamantata da 25 mm di diametro che
permette la lavorazione di elettrodi fino
al diametro 3.2 mm. Essendo diamantata su entrambe le facce, la mola ha
vita doppia. Consumato completamente
un lato si passa all’altro.
L’impostazione standard di affilatura
(Fig. 1) prevede un angolo dell’elettrodo
di 22.5° ma con l’aggiunta della
“bussola di variazione angolo” (opzionale) si possono realizzare punte con
conicità variabile. La piccola macchinetta inoltre permette il taglio e l’intestatura degli elettrodi.
Dalle Aziende
L’affilatura può essere eseguita su elettrodi lunghi anche solo 50 mm.
SOGES SpA
Via alla Stazione di S. Quirico, 7
16163 Genova
Tel. 010 7401941 - Fax 010 7413591
www.soges-spa.it
Torce per saldatura MIG ad alte
prestazioni con corpo torcia
flessibile Tweco
Il Knucklehead della Tweco è un sistema
rivoluzionario che permette al saldatore
di variare la posizione e l’angolazione
del corpo torcia mantenendo il trasferimento della corrente di saldatura a
livelli di eccellenza, inoltre consente la
massima affidabilità dello scorrimento
del filo di saldatura al suo interno in
qualsiasi posizione impostata dall’operatore.
Basato su un meccanismo a settori multipli costituiti da sfere ed incastri che
consente un movimento 0- 60° o 0-80°,
l’affidabilità offerta dal Knucklehead è
di gran lunga maggiore rispetto a qualsiasi altro sistema simile proposto sul
mercato mondiale, il corpo torcia flessibile Tweco non risente delle rotture da
affaticamento tipiche delle lance prodotte con trecce in rame al fine di ottenere la flessibilità necessaria.
Varie torce MIG delle serie Tweco e
OCIM sono disponibili con il corpo
torcia flessibile pre-montato. In alternativa, il corpo torcia flessibile può essere
ordinato per retro-fitting su torce standard Tweco ed OCIM esistenti a catalogo.
THERMADYNE ITALIA Srl
Via Bolsena, 7
20098 San Giuliano Milanese (MI)
Tel. 02 36546801 - Fax 02 36546840
www.thermadyne.com
L’automazione al centro del
dibattito nel settore in forte crescita
del fotovoltaico - AUTOMATICA e
Intersolar ancora insieme nel 2010
Il modello che ha riscosso successo nel
2008 viene riproposto nel 2010. AUTOMATICA, il salone internazionale dell’automazione e della meccatronica, e
Intersolar, il salone internazionale delle
tecnologie solari, si svolgeranno contemporaneamente. L’accoppiata ha un
senso in quanto la domanda mondiale di
celle solari aumenta continuamente e
l’industria solare fa sempre più affidamento sul settore dell’automazione per
restare competitiva e produrre con maggiore efficienza.
Ad AUTOMATICA 2010, il salone internazionale dell’automazione e della meccatronica, numerosi espositori presenteranno soluzioni di automazione per
l’industria solare. Il salone, che si svolgerà presso il Centro Fieristico di
Monaco di Baviera dall’8 all’11 Giugno
2010, è la più grande rassegna mondiale
per i settori di robotica, sistemi di
visione, sistemi di assemblaggio, manipolazione e movimentazione, e le relative tecnologie.
Il salone internazionale Intersolar è
invece dedicato al settore del fotovoltaico (FV) e del solare termico. Questa
manifestazione annuale si svolgerà nel
2010 dal 9 all’11 Giugno nello stesso
Centro Fieristico di Monaco di Baviera,
nei padiglioni direttamente adiacenti ad
AUTOMATICA con tre giornate di contemporaneità fra i due eventi.
L’unione fra le due manifestazioni,
entrambe leader nei rispettivi settori, ha
già suscitato grande attenzione fra gli
operatori qualificati e i responsabili
della produzione. Dietro lo sfruttamento
dell’energia solare, infatti, si celano
impianti modernissimi di produzione e
assemblaggio, che negli ultimi anni sono
stati sempre più automatizzati per
ridurre i costi e, in tal modo, garantire
la competitività del settore con le fonti
energetiche tradizionali.
Markus Elsässer, Amministratore Delegato di Solar Promotion GmbH, che
organizza Intersolar in collaborazione
con FWTM (Freiburg Wirtschaft Tourist i k und Mes s e G m bH & Co. KG ),
guarda con favore alle sinergie fra le
due manifestazioni: “Nel 2008 diverse
migliaia di visitatori hanno attraversato
il passaggio fra AUTOMATICA e Intersolar in entrambe le direzioni. E nel
2010 le cose non andranno diversamente, perché la produzione automatizzata è un fattore chiave per le tecnologie
solari. Il settore, nonostante una leggera
frenata nel corso del 2009 dovuta alla
crisi economica mondiale, conta su una
crescita a lungo termine, alla luce dei
programmi di sostegno e degli incentivi
previsti negli Stati Uniti, in Giappone,
Europa Orientale e anche in Cina.”
Per maggiori informazioni:
www.automatica-munich.com.
BLUSFERA EXPO & MEDIA
Via Bernardo Rucellai, 10
20126 Milano
Tel. 02 36531203 - Fax 02 36537859
www.blusfera.it
Pubblicato il Terzo Volume della
collana “I criteri di scelta e di
trattamento degli acciai da
costruzione e da utensili”
Il Volume Terzo - Acciai da Utensili - che
fa parte della collana “I criteri di scelta
e di trattamento degli acciai da costruzione e da utensili” è dedicato ai tecnici
dell’industria metallurgica, ai trattamentisti, ai progettisti dell'industria
meccanica e agli studenti degli Istituti
Tecnici Superiori e delle Facoltà d’Ingegneria e raccoglie i dati sugli acciai da
utensili considerati dalla norma internazionale UNI EN ISO 4957 più alcuni
acciai non più unificati, ma ancora assai
usati in Italia ed in Europa.
Il libro è suddiviso in sei capitoli dedicati all’introduzione agli acciai da utensili e a cinque gruppi di acciai da utensili e precisamente:
Introduzione e classificazione degli
acciai da utensili - Acciai da utensili non
legati per lavorazioni a freddo - Acciai
da utensili legati per lavorazioni a
Dalle Aziende
freddo - Acciai da utensili legati per
lavorazioni a caldo - Acciai rapidi per
utensili - Acciai da stampi per materie
plastiche.
Nell’introduzione di ogni capitolo dedicato ai vari gruppi di acciai da utensili
sono descritte le caratteristiche specifiche del gruppo e riportati anche i risultati di recenti ricerche, che consentono
un impiego più appropriato dei vari tipi
d’acciaio.
Di ogni acciaio considerato dalla norma
internazionale e di alcuni acciai non più
normati, ma ritenuti ancora di largo
i n te re s s e c o m m erc i al e , e si st e una
scheda tecnica che riporta, se reperibili
in letteratura: una breve descrizione
delle caratteristiche e degli impieghi
consolidati, la corrispondenza nelle
v a r ie d e s ig n a z ioni i nt e rnazi onal i
(Europa, Italia, Germania, Francia e
USA), i limiti della composizione
chimica di prodotto, le temperature per
le lavorazioni a caldo e per i trattamenti
termici, la durezza ottenibile a piena
tempra su provetta standard, la durezza
allo stato ricotto e allo stato temprato, le
curve di rinvenimento, i diagrammi TTT,
i diagrammi CCT, le temperature A C1,
A C3 o A Cm e Ms, le proprietà fisiche:
densità, modulo elastico, coefficienti
medi di dilatazione termica, conduttività
termica, capacità termica specifica,
resistività elettrica, altre informazioni
disponibili in letteratura, quali i diagrammi di penetrazione di tempra, le
variazioni dimensionali al trattamento
termico di tempra e rinvenimento e i diagrammi quantitativi delle fasi.
La collana completa: “I criteri di scelta
e di trattamento degli acciai da costruzione e da utensili”, autore Cibaldi Dott.
Cesare, è composta dai seguenti volumi
di cui due ancora da pubblicare:
• volume 1°: Metallurgia di base (edizione 2006);
• volume 2° - parte prima: Acciai speciali da costruzione (edizione 2007);
• volume 2° - parte seconda: Acciai
speciali da costruzione (edizione
2008);
• volume 3°: Acciai da utensili (edizione 2009);
• volume 4°: Diagnosi dei difetti metallurgici (edizione prevista nel 2010);
• volume 5°: Metallografia (edizione
prevista nel 2011).
AQM s.r.l.
Via Edison, 18
25050 Provaglio d’Iseo (BS)
Tel. 030 9291711 - Fax 030 9291777
Ufficio Marketing:
Tel. 030 9291724
www.aqm.it
UNIVET, certificata ai massimi
livelli - Ottenute le certificazioni
EN 207 e EN 208
La nuova gamma di prodotti UNIVET
per la protezione da laser è stata testata
secondo le norme EN 207 ed EN 208
dall’ente ECS GmbH (European Certification Service - Notified Body 1883),
importante istituzione tedesca nel
campo delle certificazioni.
La società ECS GmbH certifica a livello
europeo i maggiori produttori di dispositivi di protezione individuale contro le
radiazioni laser ed è considerata dagli
addetti ai lavori tra le strutture più
esperte nel campo, grazie all’enorme
esperienza sull’esecuzione dei test e
delle analisi dei prodotti.
Nella Comunità Europea i requisiti di
protezione visiva sono specificati dalla
norma EN 207, applicabile ai dispositivi
di protezione dell’occhio utilizzati
contro le radiazioni laser. La norma
europea EN 208 specifica invece i requisiti per l’utilizzo di visiere e protettori
dell’occhio utilizzati durante le operazioni di allineamento e regolazione dei
raggi laser.
Le norme EN 207 e 208 forniscono tutte
le informazioni circa i criteri di progettazione e di prova delle protezioni
oculari, definendo le appropriate caratteristiche dei protettori oculari da utilizzare per ogni particolare applicazione.
La legislazione definisce diverse classi
di laser secondo il rischio a loro associato e fissa le misure di sicurezza
appropriate da adottare per coloro che
sono esposti ai raggi laser.
Per conseguire la EN 207 è previsto il
superamento di 2 test:
• Test di densità ottica: vengono misurate le performance di protezione del
filtro in termini di attenuazione,
misurando cioè la quantità di luce
che il filtro riesce a bloccare. Conformemente a questo test, gli occhiali di
protezione contro le radiazioni laser
devono bloccare la luce del laser ad
una data lunghezza d’onda in modo
che essa non raggiunga l’occhio
dell’utilizzatore.
• Test di stabilità alle radiazioni laser
(applicato sia al filtro che alla montatura): l’occhiale di protezione deve
essere in grado di sopportare l’irraggiamento diretto di un fascio laser
continuo per 10 secondi oppure 100
impulsi - nel caso di un laser pulsato.
Il dispositivo di protezione, quando
colpito da raggio laser, deve garantire la protezione per tutta la durata
del test.
UNIVET è oggi in grado di offrire al
mercato una vasta gamma di nuovi
occhiali con filtri certificati EN 207 e
EN 208.
Flessibilità strutturale e forte propensione alla ricerca e all’innovazione tecnologica hanno permesso a Univet di
produrre dispositivi di elevata qualità in
grado di soddisfare pienamente le esigenze dei clienti.
Le certificazioni conseguite da ECS
GmbH attestano a livello internazionale
il valore di UNIVET, grazie al prestigio
dell’ente certificatore: un altro passo a
conferma di una leadership importante e
di un presidio che affianca l’azienda
bresciana ai big player internazionali
del settore.
UNIVET Srl
Via Giovanni Prati, 87
25086 Rezzato (BS)
Tel. 030 2499411 - Fax 030 2499430
www.univet.it
Notiziario
Letteratura Tecnica
Acciaio e suoi correttivi
Galvani A., Castel San Pietro Terme
(BO) 2009, 170 x 240 mm, 191 pagine,
€ 40,00
Tutti i tecnici ed i
ricercatori sanno
cos’è l’acciaio dal
punto di vista
metallurgico e lo
c onosc ono
in
modo specifico
consultando i dati e
le tabelle riportate
sui cataloghi dei produttori, con riferimento ai loro standard di fornitura.
Forse non sanno bene come si comporta
una determinata lega di acciaio attraverso i suoi differenti correttivi e alliganti che ne influenzano le relative condizioni allotropiche.
L’autore, con questo lavoro, intende
porre rimedio a tale esigenza tecnica e
conoscitiva. Una esigenza che, in una
situazione di mercato difficile e complessa, viene ancor più sentita dalle
aziende trasformatrici e da quelle utilizzatrici, che considerano il ruolo dell’informazione tecnica e dell’innovazione
una via sempre più importante ed imprescindibile da perseguire.
Questo volume rende quindi con ancor
più efficacia tale cammino, con un per-
corso rivolto alla crescita tecnica e culturale del suo fruitore, con un tracciato che
darà certamente i suoi frutti nell’ottica di
un incontro e confronto di informazioni.
Il testo promosso da “Assomotoracing”
fornisce ai tecnici ed ai ricercatori una
valida riposta che certamente arricchirà
di informazioni per ponderare e comprendere meglio cos’è l’acciaio e cosa
sono le sue varie e differenti leghe.
Supporti Grafici S.n.c., Via Tanari 68/A
40024 Castel San Pietro Terme (BO).
Fax: 051 944916
[email protected]
Handbook of Plastics Joining A Practical Guide, 2nd Edition
Troughton M., Norwich (NY - USA)
2008, 220 x 285 mm, 600 pagine, ISBN
0-81551-581-4, $ 325,00
Q ues to volume,
seconda edizione,
rappres enta un
manuale di riferimento, unico nel
suo genere, riguardante i processi di
giunzione delle
materie plastiche;
esso fornisce dettagliate informazioni
sui principi dei diversi procedimenti ed
include nozioni fondamentali e particolareggiate sulle caratteristiche e sul comportamento di numerose materie plasti-
che. Esperti e specialisti del TWI
(inglese) del settore, hanno notevolmente aggiornato ed ampliato questa
nuova edizione, includendo una grande
quantità di informazioni inerenti le
nuove tipologie di materiali ed una dettagliata descrizione dell’applicazione di
tecnologie innovative quali ad esempio
“flash free welding” e “friction stir
welding”.
Il volume, diviso principalmente in due
parti, presenta nella prima parte una
descrizione esaustiva dei processi di
giunzione; ciascun capitolo descrive
sistematicamente una tecnica, tracciandone una valutazione concisa ma approfondita del suo corretto utilizzo e potenzialità in campo industriale. Per ogni
metodo sono presentati i vantaggi e gli
svantaggi, le applicazioni, le attrezzature, i parametri e le condizioni di saldatura.
I metodi illustrati nei diversi capitoli
comprendono: la saldatura con elementi
riscaldanti, ad ultrasuoni, a vibrazione,
“spin welding”, con radiofrequenze, a
gas caldo, ad estrusione, laser, agli infrarossi, “resistive implant welding”, ad
induzione, “heat sealing”, “flash-free
welding”, “friction stir welding”, a
microonde, con solventi, con adesivi ed
infine l’ultimo capitolo è interamente
dedicato alle giunzioni meccaniche.
La seconda parte del volume riguarda
tutti i tipi di materie plastiche ed i loro
specifici metodi di giunzione.
Notiziario
Essa comprende 25 famiglie di polimeri
(ad esempio i poliammidi).
I polimeri coinvolti sono raggruppati a
loro volta in resine termoplastiche, termoindurenti, elastomeri e gomme. Per
ogni materiale, dopo una breve descrizione delle relative condizioni di servizio ed impiego in campo industriale,
sono ampiamente e dettagliatamente
esaminate le possibili metodologie di
giunzione.
Infine il manuale contiene un utile
elenco dei possibili fornitori internazionali ed un glossario di termini utilizzati
nelle giunzioni delle materie plastiche.
William Andrew Inc., 13 Eaton Avenue
Norwich, NY 13815 (USA).
http://www.williamandrew.com
Distributore in Europa: TWI, Granta
Park, Great Abington, Cambridge,
CB21 6AL (Inghilterra).
Fax: +44 (0)1223 892588
http://www.twi.co.uk
Hot Cracking Phenomena in
Welds II
Böllinghaus Th., Herold H., Cross C.E. e
Lippold C. (Eds.), Heidelberg (Germania) 2008, 160 x 240 mm, 467 pagine,
ISBN 978-3-540-78627-6, € 155,95
Questo volume è il
s e c ondo di una
serie di testi dedicati alla criccabilità a caldo delle
strutture saldate,
fenomeno di rilevante importanza
e pericolosità,
tuttora oggetto di
studi approfonditi.
Per promuovere un dibattito sullo stato
attuale delle conoscenze e favorire uno
scambio di informazioni sui risultati
delle più recenti ricerche sul fenomeno,
nel Marzo 2007, il Bundesanstalt für
Materialforschung und - prüfung BAM
Division V.5: Joining Technology in collaborazione con l’International Institute
of Welding (IIW) - Commission IX:
Behaviour of Metals Subjected to
Welding hanno organizzato il secondo
“Workshop” sulla criccabilità a caldo dei
giunti saldati.
Questo volume, diviso in cinque parti,
riunisce i 22 lavori presentati alla mani-
festazione che rappresentano il risultato
dell’attività professionale di ricerca e di
pratica industriale di esperti e di specialisti internazionali nel settore.
In dettaglio i documenti raccolti riguardano: l’analisi teorica del fenomeno
della criccabilità di ritiro; la criccabilità
di ritiro nella saldatura degli acciai e
delle leghe di nichel; la criccabilità di
ritiro dei giunti saldati delle leghe di
alluminio; lo studio della criccabilità di
liquazione ed infine la criccabilità
dovuta alla mancanza di duttilità.
Per tutti gli specialisti ed i metallurgisti,
coinvolti nella ricerca e nello sviluppo di
nuovi materiali, questo volume fornisce
una nuova visione ed un panorama completo sulle numerose soluzioni e consigli, utili al fine di evitare la possibilità di
formazione di cricche a caldo nelle strutture saldate.
Inoltre, il testo può essere un utile strumento didattico per la formazione ad
alto livello della metallurgia della saldatura, in particolare per studenti universitari di ingegneria.
Springer-Verlag GmbH
Haberstrasse 7, 69126 Heidelberg
(Germania).
Fax: +49 6221 345 4229
http://www.springer.com
Codici e Norme
Norme nazionali
Italia
UNI EN ISO 636 - Materiali di apporto
per saldatura - Bacchette, fili e depositi
per saldatura TIG di acciai non legati e a
grano fine - Classificazione (2009).
EC 1-2009 UNI EN 1993-1-11 - Eurocodice 3 - Progettazione delle strutture
di acciaio - Parte 1-11: Progettazione di
strutture con elementi tesi (2009).
EC 1-2009 UNI EN 1993-1-5 - Eurocodice 3 - Progettazione delle strutture di
acciaio - Parte 1-5: Elementi strutturali a
lastra (2009).
acciaio - Parte 1-6: Resistenza e stabilità
delle strutture a guscio (2009).
acciaio - Parte 1-7: Strutture a lastra
ortotropa caricate al di fuori del piano
(2009).
acciaio - Parte 4-1: Silos (2009).
EC 1-2009 UNI EN 1993-5 - Eurocodice 3 - Progettazione delle strutture di
acciaio - Parte 5: Pali e palancole
(2009).
UNI EN ISO 3580:2009 - Materiali di
apporto per saldatura - Elettrodi rivestiti
per saldatura manuale ad arco di acciai
resistenti allo scorrimento viscoso Classificazione (2009).
UNI EN ISO 6892-1 - Materiali metallici - Prova di trazione - Parte 1: Metodo
di prova a temperatura ambiente (2009).
UNI EN 10225 - Acciai strutturali saldabili destinati alla costruzione di strutture
fisse in mare - Condizioni tecniche di
fornitura (2009).
UNI EN 10242 - Raccordi di tubazione
filettati di ghisa malleabile (2009).
UNI EN 10269 - Acciai e leghe di nichel
per elementi di fissaggio con proprietà
specifiche a elevate e/o basse temperature (2009).
EC 1-2009 UNI EN 10293 - Getti di
acciaio per impieghi tecnici generali
(2009).
UNI EN 12517-2 - Controllo n o n
distruttivo delle saldature - Parte 2:
Valutazione mediante radiografia dei
giunti saldati di alluminio e sue leghe Livelli di accettazione (2009).
UNI EN 12807 - Attrezzature e accessori per GPL - Bombole trasportabili e
ricaricabili di acciaio brasato per gas di
petrolio liquefatti (GPL) - Progettazione
e costruzione (2009).
UNI EN ISO 14341 - M a t e r i a l i d i
apporto per saldatura - Fili elettrodi e
depositi per la saldatura ad arco in gas
protettivo di acciai non legati e di acciai
a grano fine - Classificazione (2009).
UNI EN 14587-2 - Applicazioni ferroviarie - Binario - Saldatura a scintillio
delle rotaie - Parte 2: Nuove rotaie di tipo
R220, R260, R260Mn ed R350HT con
macchine per saldatura mobili in postazioni diverse da un impianto fisso (2009).
Notiziario
UNI EN ISO 14744-1 - Saldatura Prove di accettazione delle macchine di
saldatura a fascio elettronico - Parte 1:
Principi e condizioni per l’accettazione
(2009).
UNI EN 15001-1 - Infrastrutture gas Installazione della tubazione di gas con
pressione di esercizio maggiore di 0.5
bar per installazioni industriali e maggiore di 5 bar per installazioni industriali
e non industriali - Parte 1: Requisiti funzionali dettagliati per progettazione,
materiali, costruzione, ispezione e prova
(2009).
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 (2009).
apporto per saldatura - Metodi di prova Parte 2: Preparazione del saggio di
prova per la realizzazione di provette di
saldature di acciaio eseguite con tecnica
a singola o a doppia passata (2009).
apporto per saldatura - Metodi di prova Parte 3: Valutazione dell’attitudine alla
saldatura in posizione e della penetrazione al vertice dei materiali di apporto
per le saldature d’angolo (2009).
UNI EN ISO 17632 - M a t e r i a l i d i
apporto per saldatura - Fili animati tubolari per la saldatura ad arco, con o senza
gas di protezione, di acciai non legati e a
grano fine - Classificazione (2009).
USA
API RP 5LW - Recommended practice
for transportation of line pipe on barges
and marine vessels (2009).
API RP 545 - Recommended practice
for lightning protection of aboveground
storage tanks for flammable or combustible liquids (2009).
API RP 576 - Inspection of pressurerelieving devices (2009).
API 579-2 - Fitness-for-service example
problem manual (2009).
API STD 598 - Valve inspection and
testing (2009).
API STD 609 - B u t t e r f l y v a l v e s :
double-flanged, lug- and wafer-type
(2009).
ASNT-TC-1A/E - Supplement to Recommend practice No. SNTTC-1A Eddy
current testing (2009).
ASNT-TC-1A/G - Supplement to Recommend Practice No. SNT-TC-1A
Acoustic emission testing (2009).
ASME B16.12 - Cast iron threaded
drainage fittings (2009).
ASM E B16.34 - Va lves - F langed,
threaded and welding end (2009).
ASTM A 105/A 105M - Standard specification for carbon steel forgings for
piping applications (2009).
ASTM E 165 - Standard practice for
liquid penetrant examination for general
industry (2009).
Norme europee
EN
EN 485-1:2008+A1 - Aluminium and
aluminium alloys - Sheet, strip and plate
- Part 1: Technical conditions for inspection and delivery (2009).
EN ISO 2560 - Welding consumables Covered electrodes for manual metal arc
welding of non-alloy and fine grain
steels - Classification (2009).
EN 10349 - Steel castings - Austenitic
manganese steel castings (2009).
EN ISO 15011-1 - Health and safety in
welding and allied processes - Laboratory method for sampling fume and
gases - Part 1: Determination of fume
emission rate during arc welding and
collection of fume for analysis (2009).
gases - Part 2: Determination of the
emission rates of carbon monoxide
(CO), carbon dioxide (CO 2 ), nitrogen
monoxide (NO) and nitrogen dioxide
(NO 2) during arc welding, cutting and
gouging (2009).
gases - Part 3: Determination of ozone
emission rate during arc welding (2009).
CEN ISO/TR 20173 - Welding - Grouping systems for materials - American
materials (2009).
Norme internazionali
ISO
ISO 148-1 - Metallic materials - Charpy
pendulum impact test - Part 1: Test
method (2009).
ISO 2560 - Welding consumables Covered electrodes for manual metal arc
welding of non-alloy and fine grain
steels - Classification (2009).
ISO 8407 - Corrosion of metals and
alloys - Removal of corrosion products
from corrosion test specimens (2009).
ISO 12162 - Thermoplastics materials
for pipes and fittings for pressure applications - Classification, designation and
design coefficient (2009).
ISO 12706 - Non-destructive testing Penetrant testing - Vocabulary (2009).
ISO 14343 - Welding consumables Wire electrodes, strip electrodes, wires
and rods for arc welding of stainless and
heat resisting steels - Classification
(2009).
ISO 15011-1 - Health and safety in
gases - Part 1: Determination of fume
emission rate during arc welding and
collection of fume for analysis (2009).
gases - Part 2: Determination of the
emission rates of carbon monoxide
(CO), carbon dioxide (CO 2 ), nitrogen
monoxide (NO) and nitrogen dioxide
(NO 2) during arc welding, cutting and
gouging (2009).
gases - Part 3: Determination of ozone
emission rate during arc welding (2009).
Notiziario
Corsi IIS
Luogo
Genova
Data
Titolo
Ore
18-21/1/2010
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il
convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Mogliano Veneto
(TV)
18-21/1/2010
--
Legnano (MI)
18-22/1/2010
Corso per International Welding Technologist - Parte III Progettazione e calcolo
--
Legnano (MI)
18-22/1 e
25-26/1/2010
Corso per International Welding Engineer - Parte III Progettazione e calcolo
--
Genova
18-22/1/2010
15-19/2/2010
22-26/3/2010
19-23/4/2010
Corso per International Welding Engineer - Parti I e II
(Corso di Specializzazione)
18-22/1/2010
15-19/2/2010
22-26/3/2010
19-23/4/2010
Corso per International Welding Technologist - Parti I e II
Legnano (MI)
25-28/1/2010
--
Genova
25-29/1/2010
Corso per International Welding Specialist - Parte III Metallurgia e saldabilità
--
Genova
25-29/1/2010
Corso teorico-pratico per operatori sull’incollaggio (European
Adhesive Bonder)
40
Messina
1-4/2/2010
--
Roma
8-11/2/2010
--
Genova
15-18/2/2010
--
Genova
15-19/2 e
1-5/3/2010
Corso per International Welding Technologist - Parte III Fabbricazione
--
Genova
15-19/2, 1-5/3 e
8-11/3/2010
Corso per International Welding Engineer - Parte III Fabbricazione
--
Genova
22-23/2/2010
Corso per International Welding Specialist - Parte III Progettazione e calcolo
--
Genova
24-26/2/2010 e
22-26/3/2010
Corso per International Welding Specialist - Parte III Fabbricazione
--
Genova
Marzo-Giugno
2010
--
Legnano (MI)
Marzo-Giugno
2010
--
Genova
--
--
Organizzatore
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FOR
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
Tel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - [email protected]
Notiziario
Corsi IIS (segue)
Luogo
Data
Titolo
Ore
Mogliano Veneto
(TV)
Marzo-Giugno
2010
--
Genova
Marzo-Giugno
2010
--
Legnano (MI)
Marzo-Giugno
2010
--
Mogliano Veneto
(TV)
Marzo-Giugno
2010
--
Mogliano Veneto
(TV)
1-4/3/2010
--
Legnano (MI)
8-11/3/2010
--
Genova
15-18/3/2010
--
Legnano (MI)
15-19/3/2010
Corso celere in saldatura
32
Taranto
16-18/3/2010
Corso avanzato - Risk Based Inspection
24
Genova
22-23/3/2010
Corso teorico-pratico di incollaggio di tubi e/o raccordi di PVCC, PVC-U o di ABS per la qualificazione secondo UNI 11242
16
Genova
23-24/3/2010
Corso avanzato - Failure analysis
16
Organizzatore
Corsi di qualificazione per personale addetto alle PND di livello 1, 2 e 3
Esame visivo (VT)
Genova
21-22/1/2010
Modulo Specifico Saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
12
Priolo (SR)
25-26/1/2010
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Priolo (SR)
27/1/2010
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
8
Mogliano
Veneto (TV)
27-28/1/2010
16
Mogliano
Veneto (TV)
29/1/2010
8
Legnano (MI)
2-3/2/2010
16
Legnano (MI)
4/2/2010
8
Priolo (SR)
9-10/2/2010
12
Mogliano
Veneto (TV)
11-12/2/2010
12
Legnano (MI)
18-19/2/2010
12
Genova
8-9/3/2010
16
Genova
10/3/2010
8
Notiziario
Corsi di qualificazione, ecc. (segue)
Esame radiografico (RT)
Priolo (SR)
25-26/1/2010
16
Mogliano
Veneto (TV)
27-28/1/2010
16
2-3/2/2010
16
23-26/2/2010
28
Legnano (MI)
2-5/3/2010
28
Genova
8-9/3/2010
16
28
Legnano (MI)
Genova
Mogliano
Veneto (TV)
16-19/3/2010
Esame ultrasonoro (UT)
Priolo (SR)
25-26/1/2010
16
Mogliano
Veneto (TV)
27-28/1/2010
16
Legnano (MI)
2-3/2/2010
16
Genova
9-12/2/2010
28
Genova
15-19/2/2010
Modulo Specifico Operatore Tecniche Convenzionali per livello 2
UNI EN 473/ISO 9712
36
Legnano (MI)
23-26/2/2010
28
Genova
8-9/3/2010
16
Mogliano
Veneto (TV)
9-12/3/2010
28
Genova
23-26/3/2010
28
Genova
29/3-2/4/2010
Modulo Specifico Operatore Tecniche Convenzionali per livello 2
UNI EN 473/ISO 9712
36
Esame con particelle magnetiche (MT)
Genova
19-20/1/2010
16
Priolo (SR)
25-26/1/2010
16
Mogliano
Veneto (TV)
27-28/1/2010
16
Legnano (MI)
2-3/2/2010
16
Mogliano
Veneto (TV)
2-3/2/2010
16
Legnano (MI)
9-10/2/2010
16
Priolo (SR)
23-24/2/2010
16
16
Genova
8-9/3/2010
Notiziario
Corsi di qualificazione, ecc. (segue)
Esame con liquidi penetranti (PT)
Priolo (SR)
25-26/1/2010
16
Genova
25-26/1/2010
16
Mogliano
Veneto (TV)
27-28/1/2010
16
Legnano (MI)
2-3/2/2010
16
Mogliano
Veneto (TV)
4-5/2/2010
16
16-17/2/2010
16
Priolo (SR)
2-3/3/2010
16
Genova
8-9/3/2010
16
Legnano (MI)
Corsi di altre Società
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Milano
Livorno
18-22/1/2010
22-26/3/2010
Lead Auditor dei Sistemi di Gestione per la Salute e la
Sicurezza nei Luoghi di Lavoro
ANCCP Certification Agency (Milano)
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Milano
20-22/1/2010
8-10/3/2010
Le ISO 9001:2000-2008. Principi, contenuti ed
esercitazioni
AICQ Centro Nord c/o TQM s.r.l. (Milano)
Tel. 02 67382158; fax 02 67382177
[email protected]
Pescara
25-26/1/2010
Dispositivi Protezione Individuale: la Fabbricazione, la
Progettazione, la Marcatura CE
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Torino
Bologna
Roma
25-26/1/2010
28-29/1/2010
8-9/2/2010
La ISO 9001:2008: come gestire i processi, la
documentazione e le performance aziendali
CERMET - Servizio Formazione (Torino)
Tel. 011 2258681; fax 051 763382
[email protected]
CERMET - Servizio Formazione (Bologna)
Tel. 051 764811; fax 051 764902
[email protected]
CERMET - Servizio Formazione (Roma)
Tel. 06 7626001; fax 06 76968124
[email protected]
Milano
25/1-5/2/2010
Programma di addestramento raccomandato per l’esame
di ultrasuoni di 2° livello secondo EN 473
CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano)
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Bologna
26/1/2010
La conformità delle quasi macchine: corso teoricopratico sulla Nuova Direttiva Macchine 2006/42/CE
Tel. 051 764811; fax 051 764902
[email protected]
Milano
27-29/1/2010
Auditor / Responsabili Gruppo di Audit Interni di
Sistemi di Gestione per la Qualità nei Laboratori di
Prova
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Milano
28-29/1/2010
La Gestione per la Qualità nei Cantieri delle Imprese
Edili ed Impiantistiche
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Mestre (VE)
28-29/1/2010
3-4/3/2010
Le norme ISO 9000 e il Sistema di Gestione per la
Qualità
AICQ-Triveneta (Mestre - VE)
Tel. 041 951795; fax 041 940648
[email protected]
2-3/2/2010
La Gestione per la Qualità nei Laboratori di Analisi
Ambientali
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Milano
Notiziario
Corsi di altre Società (segue)
Luogo
Torino
Bologna
Data
2-3/2/2010
11-12/2/2010
Titolo
Organizzatore
Taratura pratica degli strumenti di misura
Tel. 011 2258681; fax 051 763382
[email protected]
Tel. 051 764811; fax 051 764902
[email protected]
Misure e indicatori secondo l'ISO 9000
Tel. 041 951795; fax 041 940648
[email protected]
Mestre (VE)
5/2/2010
Mestre (VE)
8-10/2/2010
Valutatori interni di Sistemi di Gestione Qualità
Tel. 041 951795; fax 041 940648
[email protected]
Milano
8-12/2/2010
con particelle magnetiche di 2° livello secondo EN 473
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Milano
11-12/2/2010
Redazione del Manuale Qualità e delle Procedure
secondo la norma UNI EN ISO 9001
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Milano
15-19/2/2010
visivo di 2° livello secondo EN 473
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Napoli
18/2/2010
Il Fascicolo Tecnico secondo la Direttiva Macchine
2006/42/CE
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Mestre (VE)
18-20 e
25-27/2/2010
Valutatore di Sistemi di Gestione per la Sicurezza
Tel. 041 951795; fax 041 940648
[email protected]
Mestre (VE)
22-23/2/2010
La norma ISO/TS 16949: 2009 per l'automotive
Tel. 041 951795; fax 041 940648
[email protected]
Mestre (VE)
22-23/2/2010
La norma UNI CEI EN ISO /IEC 17025: 2005
Tel. 041 951795; fax 041 940648
[email protected]
La nuova ISO 9001:2008: cosa cambia rispetto alla
precedente ISO 9001 del 2000
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Lamezia Terme (CZ)
Milano
23/2/2010
24/3/2010
Torino
Bologna
Roma
25-26/2/2010
15-16/3/2010
16-17/3/2010
La gestione della qualità nei laboratori di prova secondo
la norma ISO/IEC 17025:2005
Tel. 011 2258681; fax 051 763382
[email protected]
Tel. 051 764811; fax 051 764902
[email protected]
Tel. 06 7626001; fax 06 76968124
[email protected]
Roma
Bologna
Torino
1-2/3/2010
11-12/3/2010
29-30/3/2010
Le apparecchiature di misura: la gestione e la stima
dell’incertezza di misura
Tel. 06 7626001; fax 06 76968124
[email protected]
Tel. 051 764811; fax 051 764902
[email protected]
Tel. 011 2258681; fax 051 763382
[email protected]
Notiziario
Corsi di altre Società (segue)
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Torino
1-5/3/2010
Auditor Sistemi di Gestione della Qualità
AICQ Piemonte (Torino)
Tel. 011 5183220; fax 011 537964
[email protected]
Milano
1-12/3/2010
di radiografia di 2° livello secondo EN 473
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Livorno
8-10/3/2010
Costruzione, certificazione ed esercizio delle
Attrezzature a Pressione
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Milano
10/3/2010
La nuova direttiva Macchine 2006/42/CE: evoluzione
rispetto alla precedente normativa 98/37/CE - Obblighi e
opportunità
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Roma
18-19/3/2010
Gli audit interni nei laboratori di prova
Tel. 06 7626001; fax 06 76968124
[email protected]
Napoli
19/3/2010
I Sistemi di Gestione Ambientale: attuazione,
miglioramento, integrazione
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Torino
29/3-2/4/2010
Auditor Sistemi di Gestione per la Sicurezza - Norma
OHSAS 18001-2007
AICQ Piemonte (Torino)
Tel. 011 5183220; fax 011 537964
[email protected]
Mostre e Convegni
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Norimberga
(Germania)
19-21/1/2010
EUROGUSS 2010 - International Trade Fair for Die
Casting: Technology, Processes, Products
NürnbergMesse Italia (Milano)
Tel. 02 28510106; fax 02 28507623
[email protected]
Tel Aviv
(Israele)
25-26/1/2010
IIW International Congress “Welding & Joining 2010 Welding for Water Technologies”
The Association of Engineers and Architects in Israel (Tel Aviv Israel)
Tel. +972 3 5235901; fax +972 3 5275346
[email protected]
IFEX 2010 - The 6th International Exhibition on
Foundry Technology, Equipment and Supplies
Institute of Indian Foundrymen - Koelnmesse YA Tradefair
(Hyderabad - India)
Tel. +91 40 65594411; fax +91 40 66684433
[email protected]
Ahmedabad
(India)
5-7/2/2010
Mumbai
(India)
10-12/2/2010
4th International Trade Fair Joining Cutting Surfacing
Messe Essen GmbH (Essen - Germany)
Tel. +49 (0) 20172440; fax +49 (0) 2017244448
[email protected]
Marina di Carrara
(MS)
10-12/2/2010
SEATEC - 8a Rassegna Internazionale di Tecnologie,
Subfornitura e Design per Imbarcazioni, Yacht e Navi
CarraraFiere (Marina di Carrara - MS)
Tel. 0585 787963; fax 0585 787602
[email protected]
Il Cairo
(Egitto)
18-20/2/2010
AMEX 2010 - Aluminium Middle East Exhibition
Arabian German for Exhibition Ltd. (Cairo - Egypt)
Tel. +202 24026479; fax Tel. +202 24026479
[email protected]
Bari
18-21/2/2010
BI-MU Mediterranea - Macchine Utensili, Robot,
Automazione
CEU - Centro Esposizioni Ucimu (Cinisello Balsamo - MI)
Tel. 02 26255225; fax 02 26255890
[email protected]
Notiziario
Mostre e Convegni (segue)
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Bangkok
(Thailandia)
25-26/2/2010
IIW International Welding Congress - Technology,
Education and Quality Management
Welding Institute of Thailand (Bangkok - Thailand)
Tel. +66 (0) 25877670; fax +66 (0) 29122020
[email protected]
Mumbai
(India)
25-27/2/2010
Aluminium India 2010
Reed Exhibitions India (Mumbai - India)
Tel. +91 22 67716613; fax +91 022 67716601
[email protected]
Basilea
(Svizzera)
3-5/3/2010
IARC 2010 - 10th International Automobile Recycling
Congress
ICM AG (Birrwil - Switzerland)
Tel. +41 62 7851000; fax +41 62 7851005
[email protected]
Columbus
(Ohio - USA)
15-16/3/2010
3rd International Workshop “Hot cracking phenomena
in welds”
Edison Welding Institute (Columbus - Ohio - USA)
Tel. +1 614 6885000; fax +1 614 6885001
[email protected]
Accra
(Ghana)
17-19/3/2010
6th African Conference on NDT
National Nuclear Research Institute (Accra - Ghana)
Tel. +233 21 401272; fax +233 21 400807
[email protected]
Montichiari (BS)
19-22/3/2010
MU&AP - 23a Rassegna della Produzione per
l’Industria Meccanica
CENTRO FIERA (Montichiari - BS)
Tel. 030 961148; fax 030 9961966
[email protected]
Orlando
(Florida - USA)
20-23/3/2010
CastExpo 2010 - Experience the World of Metalcasting
Expo Productions, Inc. (Hartland - Wisconsin - USA)
Tel. +1 800 3675520; fax +1 262 3679956
[email protected]
Williamsburg
(Virginia - USA)
22-26/3/2010
19th ASNT Annual Research Symposium and Spring
Conference
ASNT (Columbus - Ohio - USA)
Tel. +1 614 2746003; fax +1 614 2746899
[email protected]
Parma
25-27/3/2010
MECSPE - Salone della meccanica specializzata
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
[email protected]
Parma
25-27/3/2010
EUROSTAMPI - Fiera internazionale del mondo degli
stampi
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
[email protected]
Parma
25-27/3/2010
SUBFORNITURA - Salone delle lavorazioni industriali
per conto terzi
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
[email protected]
Parma
25-27/3/2010
CONTROL ITALY - Fiera specializzata per
l’assicurazione della qualità
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
[email protected]
Parma
25-27/3/2010
MOTEK ITALY - Fiera specializzata per la tecnologia di
montaggio, assemblaggio e manipolazione
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
[email protected]
Parma
25-27/3/2010
PLASTIX EXPO - Fiera specializzata per la lavorazione
delle materie plastiche
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
[email protected]
"Welding in the World"
Official bimonthly publication of the International Institute of Welding (IIW)
Subscription price for 2010 : 446,00 €
The Order form can be downloaded by the official site of the International Institute of Welding :
www.iiw-iis.org
Ricerche
Bibliografiche
Dati IIS-Data
Calcolo e valutazione della vita residua di componenti
saldati (2000-2009)
Berechnungsmodell zur Restlebensdauerabschätzung älterer
genieterter Stahlbrücken (Model for calculating the remaining fatigue life of old riveted steel bridges) di CHEN W. «Stahlbau», Gennaio 2000, pp. 25-29.
Acciai da costruzione; analisi con elementi finiti; calcolo; giunti
non saldati; ponti; resistenza a fatica; rivetti; simulazione; vita
residua.
Modelling the creep behaviour of a reheat header longitudinal weld di LAW M. et al. «The International Journal of PVP»,
V. 77, N. 2-3/2000, pp. 99-103.
Acciai basso-legati; analisi con elementi finiti; durata della
vita; industria nucleare; materiali resistenti allo scorrimento a
caldo; prove di scorrimento a caldo; resistenza a fatica; resistenza allo scorrimento a caldo; saldatura longitudinale; scorrimento a caldo; tubi; vita residua.
Assessment of residual life of welds in pipings of the first loop
of nuclear power stations damaged by intercrystalline corrosion di KRASOVSKY A. YA. e ORYNYAK I.V. «The Paton
Welding Journal», Settembre-Ottobre 2000, pp. 54-61.
Analisi con elementi finiti; cricche di fatica; cricche intergranulari; giunti saldati; industria nucleare; resistenza a fatica; tensioni residue; tensocorrosione; tubi; vita residua.
Comparison of the creep and damage failure prediction of
the new, service-aged and repaired thick-walled circumferential CrMoV pipe welds using materials properties at 640°C
di SUN W. et al. «The International Journal of PVP», V. 77,
N. 7/2000, pp. 389-398, F. 9, T. 4, B. 25.
Acciai basso-legati; alta temperatura; analisi con elementi
finiti; centrali elettriche; durata della vita; materiali resistenti
allo scorrimento a caldo; riparazione; saldature circonferenziali; scorrimento a caldo; tubisteria; vita residua; ZTA.
Application of Runge-Kutta-Merson algorithm for creep
damage analysis di LING X. et al. «The International Journal of
PVP», V. 77, N. 5/2000, pp. 243-248.
Analisi con elementi finiti; innesco delle cricche; resistenza alla
rottura per scorrimento; scorrimento a caldo; vita residua.
A methodology for on-line calculation of temperature and
t h e r m a l s t re s s u n d e r n o n - l i n e a r b o u n d a r y c o n d i t i o n s
di BOTTO D. et al. «The International Journal of PVP», V. 80,
N. 1/2003, pp. 21-29.
Analisi con elementi finiti; analisi delle tensioni; connessioni
tubolari; distribuzione della temperatura; misura; proprietà
termiche; resistenza a fatica; rotture di fatica; sistemi di controllo; sistemi intelligenti; temperatura; tensioni; tubi; vita
residua.
The linear matching method applied to the high temperature
life integrity of structures. Part 1. Assessments involving constant residual stress fields di CHEN H.F. et al. «The International Journal of PVP», V. 83, N. 2/2006, pp. 123-135.
Alta temperatura; analisi con elementi finiti; analisi strutturale;
durata della vita; materiali resistenti allo scorrimento a caldo;
progettazione, concezione; resistenza alla rottura per scorrimento; resistenza allo scorrimento a caldo; scorrimento a caldo;
tensioni residue; vita residua.
Multiaxial stress rupture behaviour and stress-state sensitivity of creep damage distribution in Durehete 1055 and
2.25Cr1Mo steel di KWON O. et al. «The International Journal
of PVP», V. 81, N. 6/2004, pp. 535-542.
Acciai basso-legati; alta temperatura; analisi con elementi
finiti; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; prove di
scorrimento a caldo; resistenza alla rottura per scorrimento;
scorrimento a caldo; vita residua.
Ricerche Bibliografiche
Experimental substantiation of method for calculation of
residual life of pipelines with corrosion damages di YUKHIMETS P.S. et al. «The Paton Welding Journal», Novembre 2005,
pp. 11-15.
Analisi con elementi finiti; calcolo; carico; condotte; corrosione; distribuzione delle tensioni; operazioni metallurgiche di
invecchiamento; proprietà meccaniche; proprietà termiche;
vita residua.
The effect of the steam temperature fluctuations during
steady state operation on the remnant life of the superheater
header di KWON O. et al. «The International Journal of PVP»,
V. 83, N. 5/2006, pp. 349-358.
Acciai basso-legati; analisi con elementi finiti; carico di fatica;
centrali elettriche; cricche di fatica; difetti; distribuzione della
temperatura; fattori di influenza; giunti saldati; grandezza;
materiali resistenti allo scorrimento a caldo; meccanica della
frattura; propagazione delle cricche; proprietà meccaniche;
proprietà termiche; resistenza a fatica; scorrimento a caldo;
surriscaldatori; temperatura; turbine a vapore; vita residua.
Creep damage in small punch creep specimens of Type 304
stainless steel di LING X. et al. «The International Journal of
PVP», V. 84, N. 5/2007, pp. 304-309.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; alta temperatura; analisi con elementi finiti; confronti; controllo non distruttivo; dati; industria nucleare; industria petrolifera; materiali
resistenti allo scorrimento a caldo; modelli di calcolo; operazioni in servizio; proprietà meccaniche; prove di scorrimento a
caldo; scorrimento a caldo; simulazione; studi sperimentali;
studi teorici; vita residua.
Software for evaluating the reliability and residual life of
welded joints di MAKAROV E.L. et al. «Welding International», Marzo 2002, pp. 219-223.
Affidabilità; analisi con elementi finiti; analisi delle tensioni;
carico; giunti saldati; meccanica della frattura; programma di
elaboratori; resistenza a fatica; valutazione; vita residua.
Large scale multi-zone creep finite element modelling of a
main steam line branch intersection di WARWICK P. «The
International Journal of PVP», V. 83, N. 5/2006, pp. 359-364.
Alta temperatura; analisi con elementi finiti; durata della vita;
giunti saldati; materiali resistenti allo scorrimento a caldo;
modelli di calcolo; resistenza allo scorrimento a caldo; scorrimento a caldo; simulazione; vita residua; ZTA.
Structural integrity assessment of superheater outlet penetration tubeplate di CHEN H. e PONTER A.R.S. «The International Journal of PVP», V. 86, N. 7/2009, pp. 412-419.
Acciai inossidabili austenitici; analisi con elementi finiti;
analisi delle tensioni; analisi elastica; analisi strutturale; carico
di fatica; durata della vita; fattori di sicurezza; flusso termico;
gas; penetrazione; piastre tubiere; proprietà meccaniche; proprietà termiche; resistenza a fatica; rotture di fatica; simulazione; surriscaldatori; vapore d’acqua; vita residua.
Integrity assessment of an embrittled steam turbine casing
(1/2Cr1/2Mo1/4 V) di CHEONG K.S. e KARSTENSEN A.D.
«The International Journal of PVP», V. 86, N. 4/ 2009, pp. 265-272.
Acciai al Cr Mo a bassa lega; alta pressione; alta temperatura;
analisi con elementi finiti; analisi delle tensioni; analisi strutturale; carico di fatica; casse; condizioni di servizio; cricche di
fatica; durata della vita; estensione della vita in servizio; infragilimento; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; proprietà meccaniche; prove di rottura dinamica;
prove di trazione; prove meccaniche; resistenza a fatica; rinvenimento; scorrimento a caldo; tenacità all’urto; tenacità alla
rottura; turbine a vapore; vita residua.
Numerical investigation on the creep damage induced by void
growth in heat affected zone of weldments di YU T. et al. «The
International Journal of PVP», V. 86, N. 9/2009, pp. 578-584.
Acciai al Cr Mo a bassa lega; alta temperatura; analisi con elementi finiti; cavità; condizioni di servizio; connessioni tubolari;
durata della vita; giunti saldati; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; meccanica della frattura; microstruttura;
modelli di calcolo; recipienti in pressione; rotture; scorrimento
a caldo; simulazione; vita residua; ZTA; ZTA a grano ingrossato.
Evaluation of creep damage in heat affected zone of thick
welded joint for Mod.9Cr-1Mo steel di LI Y. et al. «The International Journal of PVP», V. 86, N. 9/2009, pp. 585-592.
Alta temperatura; analisi con elementi finiti; caldaie; cavità;
centrali elettriche; durata della vita; giunti saldati; grosso;
materiali resistenti allo scorrimento a caldo; meccanica della
frattura; modelli di calcolo; prove di scorrimento a caldo; resistenza ad alta temperatura; rotture; scorrimento a caldo; simulazione; valutazione; vita residua; ZTA.
Creep damage prediction of the steam pipelines with high
temperature and high pressure (1.25Cr-O.5Mo) di NIU X.-C.
et al. «The International Journal of PVP», V. 86, N. 9/2009,
pp. 593-598.
Alta pressione; alta temperatura; analisi con elementi finiti;
condizioni di servizio; condotte; criccabilità; durata della vita;
modelli di calcolo; previsione; prove di scorrimento a caldo;
resistenza allo scorrimento a caldo; rotture; scorrimento a
caldo; simulazione; vapore d’acqua; vita residua.
Micro-crack growth behavior and life in high temperature low
cycle fatigue of blade root and disc joint for turbines (12%Cr
steel) di NOBUHIRO ISOBE e SHUHEI NOGAMI «The International Journal of PVP», V. 86, N. 9/2009, pp. 622-627.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; analisi con elementi finiti; analisi strutturale; cricche di fatica; dischi; durata
della vita; fatica a basso numero di cicli; materiali resistenti
allo scorrimento a caldo; microcricche; propagazione delle
cricche; resistenza a fatica; resistenza ad alta temperatura;
turbine; vita residua.
La saldatura nei francobolli
Robot di saldatura
(Welding robots)
Italia 1983
Svezia 1984
Germania (DDR) 1987
Fonti dei riferimenti bibliografici
Riviste italiane e straniere analizzate per la Banca Dati IIS-Data
Titolo
Acciaio
Advanced Materials Processes
Alluminio e Leghe
Alluminio Magazine
Ambiente e Sicurezza sul Lavoro
Analysis Europa
Anticorrosione
ASTM Standardization News
ATA Ingegneria Automobilistica
Australasian Welding Journal
Australian Welding Research
Automatic Welding
Automazione Energia Informazione
Avtomaticheskaya Svarka
Befa - Mitteilungen
BID-ISIM
Biuletyn ISG
Boletin Tecnico Conarco
Bollettino Tecnico Finsider
Bollettino Tecnico RTM
Brazing and Soldering
Bridge Design & Engineering
British Corrosion Journal
China Welding
Chromium Review
Constructia De Masini
Costruzioni Metalliche
Czechoslovak Heavy Industry
De Qualitate
Deformazione
Der Praktiker
Elettronica Oggi
Elin Zeitschrift
Energia Ambiente Innovazione
Energia e Calore
Energia e Materie Prime
EPE International
Esa Bulletin
Eurotest Technical Bulletin
Fogli d’Informazione Ispesl
Fonderia
FWP Journal
GEP
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Heron
Hightech
Hitsaustekniikka
Hybrid Circuits
Iabse Periodica
Il Filo Metallico
Il Giornale delle Prove non Distruttive
Il Giornale delle Scienze Applicate
Il Perito Industriale
Il Saldatore Castolin
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Industrial Laser Rewiew
Ingegneria Ambientale
Ingegneria Ferroviaria
Inossidabile
Insight
International Construction
Interplastics
IPE International
ISO Bulletin
J. of Offshore and Polar Engineering
Joining & Materials
Joining of Materials
Joining Sciences
Journal of Bridge Engineering
Journal of the Japan Welding Society
Kunststoffe
L’Acciaio Inossidabile
Abbreviaz.
Acciaio
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Alluminio
Sicurezza Lav.
Analysis
Anticorrosione
ASTM Std.
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Bridge
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China Weld.
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Constr. Masini
Costr. Met.
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Elettronica
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Fonderia
FWP J.
GEP
Giornale G.C.
Heron
Hightech
Hitsaust.
Hybrid
IABSE
Filo Metallico
Giornale PND
Scienze Applic.
Perito Ind.
Castolin
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I.A.
Ing. Ferr.
Inossidabile
Insight
Int. Const.
Interplastics
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Jour. Bridge
Journal JWS
Kunststoffe
Acc. Inoss.
Titolo
Abbreviaz.
L’Allestimento
Allestimento
L’Elettrotecnica
Elettr.
L’Industria Meccanica
Ind. Mecc.
L’Installatore Tecnico
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La Meccanica Italiana
Mecc. Ital.
La Metallurgia Italiana
Met. Ital.
La Termotecnica
Termotecnica
Lamiera
Lamiera
Laser
Laser
Lastechniek
Lastech.
Lavoro Sicuro
Lav. Sic.
Lo Stagno ed i suoi Impieghi
Stagno
Macchine & Giornale dell’Officina
Officina
Macplas
Macplas
Manutenzione: Tecnica e Management
Manutenzione
Materialprüfung
Materialprüf.
Material and Corrosion
Mat. Cor.
Materials Evaluation
Mat. Eval.
Materials Performance
MP
Meccanica & Automazione
Mec. & Aut.
Meccanica & Macchine di Qualità
Mecc. & Macchine
Meccanica Moderna
Mecc. Moderna
Meccanica Oggi
Meccanica
Mechanical Engineering
Mech. Eng.
Metal Construction
Met. Con.
Metalli
Metalli
Metallurgical and Materials Transactions
Met. Trans.
Metallurgical B
Metallurgical B
Metallurgical Reports CRM
Met. Rep.
Metallurgical Transactions
Metallurgical T
Metalurgia & Materiais
Met. Materiais
Metalurgia International
Metalurgia
Modern Plastics International
Plastics Int.
Modern Steel Construction
Steel Constr.
NDT & E International
NDT & E Int.
NDT & E International UK
NDT & E Int.
NDT International
NDT Int.
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Tratersup
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Rev. Soldadura
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Rev. Soud.
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Revue Met. CIT
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Revue Met. MES
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Rivista di Meccanica
Riv. Mecc.
Rivista di Meccanica Oggi
Riv. Mecc. Oggi
Rivista di Meccanica International
Riv. Mecc. Inter.
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Riv. Finsider
Rivista Italiana della Saldatura
Riv. Sald.
Titolo
Schweissen & Pruftechnik
Schweissen und Schneiden
Schweisstechnik
Schweisstechnik
Science and Technology of W and J
Seleplast
Sicurezza e Prevenzione
Skoda Review
Soldadura e Construcao Metalica
Soldadura y Tecnologias de Union
Soldagem & Inspecao
Soldagem & Materiais
Soldering & Surface Mount Technology
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Souder
Stahlbau
Stainless Steel Europe
Stainless Steel World
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Sudura
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Sveiseteknikk
Svetsaren
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Technica/Soudure
Technical Diagnostics and NDT Testing
Technical Review
Technische Uberwachung
Tecnologia Qualidade
Tecnologie e Trasporti per il Mare
Tecnologie per il Mare
Teknos
The Brithis Journal of NDT
The European Journal of NDT
The International Journal of PVP
The Journal of S. and E. Corrosion
The Paton Welding Journal
The TWI Journal
The Welding Innovation Quarterly
Tin and Its Uses
Transactions of JWRI
Transactions of JWS
Transactions of NRIM
Ultrasonics
Unificazione e Certificazione
Università Ricerca
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Varilna Tehnika
Westnik Maschinostroeniya
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Welding & Joining Europe
Welding and Metal Fabrication
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Welding International
Welding Journal
Welding Production
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Zavarivanje I
Zincatura a caldo
Zis Mitteilungen
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Sold. Tec.
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Stainless World
StainSteel
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European NDT
Journal PVP
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•
Valutazione della vita residua teorica di componenti eserciti in regime di scorrimento viscoso ad alta temperatura
secondo il “Metodo Omega” (API 579-1 / ASME FFS-1)
(G.L. Cosso, C. Servetto), 2, 173-178.
•
Prospettive e peculiarità della lavorazione con laser ad
elevata qualità (J.P. Bergmann), 3, 283-289.
•
La saldatura “Friction Stir Welding” (FSW) delle leghe di
titanio (A. Lauro), 3, 291-303.
•
Le giunzioni saldate negli impalcati da ponte: normative,
confronti, esempi applicativi (E. Maiorana), 1, 21-30.
Definizione di nuovi strumenti e metodi atti alla riduzione
dei fumi di saldatura nella zona di lavoro (C. Rosellini,
R. Russo), 3, 305-318.
•
La norma UNI EN 15085: “Applicazioni ferroviarie. Saldatura dei veicoli ferroviari e dei relativi componenti”
(S. Morra), 1, 33-37.
Evoluzione delle tensioni residue in giunti sollecitati a
fatica in flessione a quattro punti (V. Dattoma, M. De Giorgi,
R. Nobile), 3, 321-328.
•
Applicazione, in fase di progettazione, delle metodologie di
valutazione di idoneità all’esercizio (Fitness For Service)
(G.L. Cosso, S. Pagano, C. Servetto), 4, 427-433.
•
Saldatura EBW di cold plates in lega di alluminio AA 6061
T651 per il sistema di raffreddamento dell’unità abitativa
per cavie spaziali (G. Barbieri, M. Moncada, A. Sgambati),
4, 435-444.
•
Effetto delle dimensioni del cordone di saldatura sulla resistenza a fatica dei giunti a croce (B. Atzori, G. Demelio,
B. Rossi), 4, 447-455.
Ma cos’è questa crisi…?, 1, 18.
•
Sistemi complessi e disordine naturale, 2, 140.
•
862, 3, 262.
•
L’elogio dell’ignoranza, 4, 416.
•
Essere o sembrare?, 5, 554.
•
Il secondo Medio Evo prossimo venturo, 6, 688.
ARTICOLI
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ISSN:0035-6794
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•
Tecniche neutroniche per lo sviluppo dei metodi progettuali di saldatura (M. Rogante), 1, 39-47.
•
Evoluzione della normativa nella qualificazione e nella certificazione del personale e delle procedure di saldatura e
taglio con sorgenti laser (M. Murgia, L. Timossi), 1, 49-53.
•
La resistenza a fatica delle strutture saldate secondo gli
Eurocodici (B. Atzori, G. Meneghetti, M. Ricotta), 1, 55-63.
•
Risk Management? Sì, grazie (M. Scasso), 2, 143-146.
•
Influenza dei parametri di saldatura di un processo MAG
robotizzato (E. Lertora, C. Gambaro, P. Cypres), 2, 149-157.
•
Value added and jobs resulting from joining technology in
Germany and in Europe (K. Middeldorf), 4, 457-461.
•
Equivalenza tra sorgenti radiografiche in termini di contrasto (M.F. Bianchi), 2, 159-165.
•
Research trends in welding technology (L. Quintino),
4, 463-467.
•
We t We l di ng : n o n u n a n o v ità m a u n a evoluz ione
(C. Colombo, G. Carminati, D. Keats), 2, 167-171.
•
Computer science in welding fabrication (R. Molfino),
4, 469-479.
Indice 2009
Stato dell’arte della normazione internazionale nel settore
de l l a sa l da t ur a e d e lle te c n ic h e a ffin i e c o n ne s s e
(D. von Hofe), 5, 575-581.
IIS DIDATTICA
•
La saldatura dello zirconio, 1, 75-82.
•
La fabbricazione di strutture di carpenteria metallica: EN
1090 e Direttiva 89/106/CEE (CPD) (S. Morra), 5, 583-588.
•
Specifiche tecniche per elettrodi rivestiti per la saldatura
degli acciai al carbonio: AWS A5.1 (ASME SFA-5.1),
2, 193-200.
•
Use of NDT computerized ultrasonic method with phased
array technique in substitution of radiographic method on
butt welds of type C independent tanks (F. D’Antonio,
G. Carratino, I. Paci), 5, 589-600.
•
Prove di criccabilità a freddo, 3, 343-351.
•
Esposizione radiografica - Diagramma di esposizione,
4, 483-487.
•
Saldatura robotizzata, 5, 623-629.
•
Introduzione alla saldatura di fusioni in lega di alluminio,
6, 767-774.
•
•
•
•
Giunti ibridi: valutazione dell’incremento delle prestazioni
meccaniche rispetto a giunzioni semplici (F. Moroni,
A. Pirondi), 5, 603-612.
Dimensionamento dell’altezza delle discontinuità e loro
caratterizzazione come planari o volumetriche con tecniche
Phased Array basate sugli echi diffratti (G. Nardoni et al.),
6, 711-717.
Monitoraggio e conservazione degli impalcati metallici:
proposta di un sistema di pianificazione dei controlli e degli
interventi di manutenzione (S. Botta, S. Scanavino),
6, 719-728.
SCIENZA E TECNICA
•
Il nuovo approccio al controllo dei tubi di scambiatori
di calore con apparecchiature “Multi-Technology”
(F. Bresciani), 1, 87.
•
Il comportamento dei giunti saldati allo scorrimento
viscoso (C. Servetto), 2, 203-204.
•
La corretta scelta dei gas di protezione nella saldatura
GMAW a doppio filo (B. Magnabosco, F. Coppo), 6, 731-739.
•
Nuovi sviluppi della procedura API RP 581 “Risk Based
Inspection” (S. Pinca), 3, 353-354.
•
Gli adempimenti in tema di salute e sicurezza alla luce delle
recenti normative (T. Valente), 6, 741-746.
•
•
Previsione della resistenza a fatica di giunzioni saldate di
piccolo spessore con il metodo del gradiente implicito
(R. Tovo, P. Livieri), 6, 749-756.
Le prove di compatibilità elettromagnetica per la marcatura CE delle attrezzature per saldatura (M. Giorgi),
4, 491-492.
•
Il “retrofitting engineering” per le strutture metalliche
(S. Botta), 5, 631-632.
•
Analisi strutturale numerica per la progettazione a fatica
di componenti saldati: contributi al perfezionamento dell’approccio “effective notch stress” durante l’Assemblea
Annuale IIW di Singapore (Luglio 2009) (G.L. Cosso),
6, 777-778.
ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA
•
Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel
2008 e previsioni per il 2009, 3, 265-280.
•
La Rivista Italiana della Saldatura ha compiuto sessant’anni (G. Costa), 4, 419-424.
•
Al Lido della Serenissima Venezia in 862 partecipano alle
Giornate Nazionali di Saldatura - GNS5 dell’IIS e all’EUROJOIN 7 dell’EWF (G. Costa), 5, 557-572.
•
A Singapore, città del leone, dal 12 al 17 Luglio 2009 il 62°
Congresso Annuale dell’Istituto Internazionale della Saldatura (G. Costa), 6, 691-709.
ISTITUTO INTERNAZIONALE DELLA
SALDATURA
•
Developments in NDT for detecting imperfections in friction stir welds in aluminium alloys (T. Santos, P. Vilaça,
L. Quintino), 1, 65-72.
IIS NEWS
Comitato Direttivo:
• Riunione del 21 Novembre 2008, 1, 89.
• Riunione del 26 Marzo 2009, 3, 357-358.
• Riunione del 25 Giugno 2009, 5, 633.
• Riunione del 7 Ottobre 2009, 6, 779.
Consiglio Generale:
• Riunione del 4 Maggio 2009, 3, 358.
Assemblea Generale:
• Riunione del 4 Maggio 2009, 3, 358-359.
ESI Italia - “Welding Distortion Workshop”, 1, 89-90.
•
Ex a m i na t i o n o f jo in ts o f d iffe re n t w e ld m e tals
(J. Heinemann, J. Tuchtfeld), 2, 181-190.
Progetto di Formazione Professionale Europea EuroData,
1, 90.
•
Mechanical-technological and fracture mechanical properties of the high grade pipeline-steel X80 with results of different pipeline-projects (S. Felber), 3, 331-339.
Si intensificano le relazioni dell’IIS con la Turchia - L’Istituto
ha partecipato con una relazione alla “1st International Conference on Welding Technologies” di Ankara, 5, 633-634.
•
Ex po sure t o ni t ro g en o x id e s (N O/N O 2 ) in w e lding
(V.E. Spiegel-Ciobanu), 5, 615-621.
L’EPERC verso la sua costituzione in Associazione Internazionale senza scopo di lucro, 5, 634.
•
Development of gas-shielded arc processes in automatic
welding (M. Ushio), 6, 759-765.
Progetto di Formazione Professionale Leonardo da Vinci
“WET-WELD”, 6, 779-780.
Indice 2009
IIW-EWF NOTIZIE
•
“Maintenance Engineering Handbook” (Keith Mobley et al.
- McGraw-Hill Professional), 3, 383.
•
“Corrosion in refineries: (EFC 42)” (Harston J. - Woodhead
Publishing Limited), 3, 383.
•
“Nondestructive Testing Handbook - Volume 7: Ultrasonic
Testing - Third Edition 2008” (Workman G.L. et al. - ASNT),
4, 515.
•
“Nondestructive Testing Handbook - Volume 8: Magnetic
Testing - Third Edition 2008” (Moore D.G., Moore P. ASNT), 4, 515-516.
•
“Use and Application of High-Performance Steels for Steel
Structures (SED 8)” (Hans-Peter Günther - IABSE), 5, 649.
•
“Industrial Robotics - How to Implement the Right System
for your Plant” (Glaser A. - Industrial Press Inc.), 5, 649-650.
•
“Hybrid laser-arc welding” (Ove Olsen F. - Woodhead
Publishing Limited), 5, 650.
•
“Extended Finite Element Method: for Fracture Analysis
of Structures” (Mohammadi S. - John Wiley & Sons Inc.),
5, 650.
•
“Acciaio e suoi correttivi” (Galvani A. - Supporti Grafici),
6, 795.
•
“Handbook of Plastics Joining - A Practical Guide, 2nd
Edition” (Troughton M. - William Andrew Inc.), 6, 795-796.
•
“Hot Cracking Phenomena in Welds II” (Böllinghaus Th.
et al. - Springer-Verlag GmbH), 6, 796.
2, 207-208; 3, 361-367; 4, 495-498; 5, 637-638.
LEGGI E DECRETI
•
La plurivalenza del Dlgs. 231/2001 (T. Limardo), 2, 209.
•
Studi tecnici professionali e “datorialità” (T. Limardo),
3, 369-370.
•
Benefica ricaduta dei “modelli di organizzazione e gestione
aziendale” nel contesto del D.Lgs. 81/2008 (T. Limardo),
4, 499.
•
La versione “corretta” dell’art. 16 (T.U. 81/08) e la sua operatività in riferimento all’art. 30 (stesso T.U.) (T. Limardo),
5, 639.
NORMATIVA TECNICA
•
Problematiche legate al ritiro di norme UNI a seguito dell’emissione di norme europee sullo stesso argomento
(S. Giorgi), 1, 91.
SALUTE, SICUREZZA E AMBIENTE
•
Nostalgie delle “Sorelle 626 e 494” (T. Limardo), 1, 93.
•
Stress lavoro-correlato (E. Limardo), 2, 211.
IN MEMORIA
•
Ezio Annettoni, 1, 95.
DALLE ASSOCIAZIONI
•
Rilevazioni ANASTA del mercato SALDATURA &
TAGLIO. Nuovo piano SALDAT della Comunicazione,
2, 215-216.
•
Rilevazioni ANASTA del mercato Saldatura e Taglio nel
1° semestre 2009 (G. Maccarini), 4, 501-503.
•
Ordini di macchine utensili nel terzo trimestre 2009:
-51.6% (G. Losma), 6, 783-784.
DALLE AZIENDE
1, 97-101; 2, 219-223; 3, 373-378; 4, 507-511; 5, 641-645;
6, 787-793.
CODICI E NORME
•
N o r m e n a z i o n a l i: 1, 104; 2, 226; 3 , 384; 4 , 516- 517;
5, 650-651; 6, 796-797.
•
Norme europee: 1, 104; 2, 226; 3, 384; 4, 517; 5, 651; 6, 797.
•
Norme internazionali: 1, 104; 2, 226; 3, 384; 4, 517; 5, 651;
6, 797.
CORSI
•
Corsi IIS in saldatura e PND: 1, 105-107; 2, 227-229;
3, 385-386; 4, 517-520; 5, 652-655; 6, 798-801.
•
Corsi di altre società: 1, 108-109; 2, 229-231; 3, 386-387;
4, 521-523; 5, 655-658; 6, 801-803.
MOSTRE E CONVEGNI
•
NOTIZIARIO
LETTERATURA TECNICA
• “Welding Licensing Exam Study Guide” (Miller R., Miller
M.R. - McGraw-Hill Professional), 1, 103.
1, 109-110; 2, 231-232; 3, 387-388; 4, 523-524; 5, 658-659;
6, 803-804.
RICERCHE BIBLIOGRAFICHE DA IIS-DATA
•
Criccabilità da tensocorrosione, 1, 113-114.
•
Saldabilità delle leghe di nichel, 2, 235-237.
•
“Creep-resistant steels” (Abe F., Viswanathan R. - Woodhead
Publishing Ltd), 1, 103-104.
•
Trattamento termico dopo saldatura, 3, 389-391.
•
“The Fundamentals of Corrosion and Scaling for Petroleum & Environmental Engineers” (Chilingar G.V. et al. Gulf Publishing Company), 2, 225.
•
Comportamento sismico delle strutture saldate, 4, 527-529.
•
Controlli non distruttivi di reattori nucleari, 5, 661-663.
“Lifetime Estimation of Welded Joints” (Tadeusz L. Springer-Verlag GmbH), 2, 225-226.
•
Calcolo e valutazione della vita residua di componenti
saldati, 6, 805-806.
•
Per ulteriori informazioni, rivolgersi a:
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione PRN / Uff. Abbonamenti
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova GE
Tel. (+39) 010 8341.392; Fax (+39) 010 8367780
e-mail: [email protected] Web: www.iis.it
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CGM TECHNOLOGY
COFILI
COM-MEDIA
COMMERSALD
C.T.A. - COLLEGIO TECNICI ACCIAIO
DRAHTZUG STEIN
DVC - DELVIGO COMMERCIALE
EDIBIT
EDIMET
ESAB SALDATURA
ESARC
ETC OERLIKON
EUROCONTROL
F.B.I.
FEI Forum Energetico Internazionale
FIERA ACCADUEO
FIERA AFFIDABILITÀ & TECNOLOGIE
FIERA ALUMOTIVE
FIERA BIAS
FIERA BIMEC
FIERA BI-MU
FIERA BIMU-MED
FIERA COMPOTEC
FIERA DI ESSEN
FIERA EMO MILANO
FIERA EUROMAINTENANCE
FIERA EXPOLASER
FIERA LAMIERA
FIERA MAQUITEC
FIERA MCM
FIERA MECFORPACK
FIERA MECSPE
FIERA METALRICICLO
FIERA METEF
FIERA MOTORSPORT EXPOTECH
FIERA SAMUMETAL
FIERA SEATEC
FIERA SICURTECH
FIERA TECHFLUID
FIERA VENMEC
FRONIUS
G.B.C. INDUSTRIAL TOOLS
G.E.INSPECTION TECHNOLOGIES
G. FISCHER
GILARDONI
HARMS & WENDE
HYPERTHERM Europe B.V.
IGUS
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IPM
ITALARGON
ITW
LANSEC ITALIA
LASTEK
LENZI EGISTO
LINCOLN ELECTRIC ITALIA
LINK INDUSTRIES
MCM DAYS
MEDIAPOINT & COMMUNICATIONS
NDT ITALIANA
OGET
OLYMPUS ITALIA
ORBITALUM TOOLS
OXYTURBO
PARODI SALDATURA
RIVISTA BELTEL
RIVISTA MECCANICA & AUTOMAZIONE
RIVISTA U & C
RIVOIRA
RTM
SACIT
SAF - FRO
SALTECO
SANDVIK ITALIA
SELCO
SEMAT CARPENTERIA
SE.MAT
SIAD
SOGES
SOL WELDING
STUDIOBOOK
TEC Eurolab
TECNEDIT
TECNOELETTRA
TEKA
TELWIN
THERMIT ITALIANA
TRAFILERIE DI CITTADELLA
Via San Bovio, 3 - Località San Felice - 20090 SEGRATE (MI)
Via Leonardo Da Vinci, 17 - 26013 CAMPAGNOLA CREMASCA (CR)
Via A. Foresti, 5 - 25127 BRESCIA
Via G. Tarra, 5 - 20125 MILANO
Via Rombon, 11 - 20134 MILANO
Via Privata Casiraghi, 526 - 20099 SESTO SAN GIOVANNI (MI)
Via Edison, 18 - 25050 PROVAGLIO D’ISEO (BS)
Corso F.M. Perrone, 73r - 16152 GENOVA
Via Podi, 10 - 10060 VIRLE PIEMONTE (TO)
Via del Battirame, 6/3 - 40138 BOLOGNA
Via Palizzi, 90 - 20157 MILANO
Via per Telgate - Loc. Campagna - 24064 GRUMELLO DEL MONTE (BG)
Via Ferrero, 10 - 10090 RIVOLI/CASCINE VICA (TO)
Corso E. Filiberto, 27 - 23900 LECCO
Via A. Costa, 24 - 40057 CADRIANO DI GRANAROLO (BO)
Via Adda, 21 - 20090 OPERA (MI)
Via Friuli, 5 - 20046 BIASSONO (MI)
Via Serio, 16 - 20139 MILANO
Via Bottego, 245 - 41100 COGNENTO (MO)
Piazzale R. Morandi, 2 - 20121 MILANO
Talstraße, 2 - 67317 ALTLEININGEN (Germania)
Località Cerri - 19020 CEPARANA DI FOLLO (SP)
Via Cà dell’Orbo, 60 - 40055 CASTENASO (BO)
Via Brescia, 117 - 25018 MONTICHIARI (BS)
Via Mattei, 24 - 20010 MESERO (MI)
Via Cadibona, 15 - 20137 MILANO
Via Vo’ di Placca, 56 - 35020 DUE CARRARE (PD)
Zona Industriale - 89811 PORTO SALVO (VV)
Via Isonzo, 26 - 20050 SAN DAMIANO DI BRUGHERIO (MI)
c/o CENACOLO - Via C. Colombo, 101/h - 29100 PIACENZA
c/o BOLOGNAFIERE - Piazza Costituzione, 6 - 40128 BOLOGNA
c/o A & T - Via Palmieri, 63 - 10138 TORINO
c/o ADExpo - Viale della Mercanzia, 142 Centergross - 40050 FUNO DI ARGELATO (BO)
c/o FIERA MILANO RASSEGNE - Piazzale Carlo Magno, 1 - 20149 MILANO
c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
c/o CARRARAFIERE - Viale Galileo Galilei, 133 - 54033 MARINA DI CARRARA (MS)
Via Vincenzo Monti, 8 - 20123 MILANO
c/o EIOM - Viale Premuda, 2 - 20129 MILANO
c/o PIACENZA EXPO - S.S. 10 Loc. Le Mose - 29100 PIACENZA
c/o EXPO CONSULTING - Via Brugnoli, 8 - 40122 BOLOGNA
c/o BOLOGNAFIERE - Piazza Costituzione, 6 - 40128 BOLOGNA
c/o SENAF - Via Eritrea, 21/A - 20157 MILANO
c/o EDIMET - Via Brescia, 117 - 25018 MONTICHIARI (BS)
c/o MODENA ESPOSIZIONI - Viale Virgilio, 58/B - 41100 MODENA
c/o PORDENONE FIERE - Viale Treviso, 1 - 33170 PORDENONE
c/o CARRARAFIERE - Viale Galileo Galilei, 133 - 54033 MARINA DI CARRARA (MS)
c/o FIERA MILANO TECH - Via Gattamelata, 34 - 20149 MILANO
c/o PADOVAFIERE - Via N. Tommaseo, 59 - 35131 PADOVA
Via Monte Pasubio, 137 - 36010 ZANE’ (VI)
Via Artigiani, 17 - 25030 TORBIATO DI ADRO (BS)
Via Grosio, 10/4 - 20151 MILANO
Via Sondrio, 1 - 20063 CERNUSCO SUL NAVIGLIO (MI)
Via A. Gilardoni, 1 - 23826 MANDELLO DEL LARIO (LC)
Grossmoorkehre, 9 - 21079 HAMBURG (Germania)
Vaartveld, 9 - 4704 SE ROOSENDAAL (Olanda)
Via delle Rovedine, 4 - 23899 ROBBIATE (LC)
Via Facca, 10 - 35013 CITTADELLA (PD)
Via A. Tadino, 19/A - 20124 MILANO
Via S. Bernardino, 92 - 24126 BERGAMO
Via Privata Iseo, 6/E - 20098 S. GIULIANO MILANESE (MI)
Via Bizet, 36/N - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
Viale dello Sport, 22 - 21026 GAVIRATE (VA)
Via G. Di Vittorio, 39 - 59021 VAIANO (PO)
Via Fratelli Canepa, 8 - 16010 SERRA RICCO’ (GE)
Ponte Morosini, 49 - 16126 GENOVA
Corso Buenos Aires, 8 - Corte Lambruschini - 16129 GENOVA
Via del Lavoro, 28 - 20049 CONCOREZZO (MI)
Via Torino, 216 - 10040 LEINI’ (TO)
Via Modigliani, 45 - 20090 SEGRATE (MI)
Josef-Schüttler-Strasse, 17 - 78224 SINGEN (Germania)
Via Serio, 4/6 - 25015 DESENZANO DEL GARDA (BS)
Via Piave, 33 - Z.I. - 17047 VADO LIGURE (SV)
c/o the C’ Comunicazione - Via Orti, 14 - 20122 MILANO
Via Rosellini, 12 - 20124 MILANO
Via C. Massaia, 75/L - 10147 TORINO
Via Circonvallazione, 7 - 10080 VICO CANAVESE (TO)
Via del Lavoro, 8 - 36020 CASTEGNERO (VI)
Via Torricelli, 15/A - 37135 VERONA
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