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Editoriale
Sistemi
complessi
e disordine
naturale
S
i potrebbe definire complesso un
sistema alla cui evoluzione concorre un
numero rilevante di parametri diversi ed
indipendenti (ma anche dipendenti),
sequenziali e contestuali.
È complesso un ecosistema, un’organizzazione pubblica, un’armata militare,
una grande azienda, ecc., ecc., ecc.
Fatte le debite proporzioni anche una
piccola o media azienda può costituire
un sistema complesso, se realizza un
prodotto o un servizio appena un po’
speciale in un mercato aperto e dinamico.
I sistemi complessi accettano, prima di
destabilizzarsi, soltanto una piccola
quantità di disordine; pertanto, la
gestione di un sistema complesso
prevede ordine mentale, capacità di programmazione, competenza esecutiva nel
rispetto delle procedure, capacità di con-
140 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
trollo (nell’accezione anglosassone di
“tenere sotto controllo”) dei processi.
Le intelligenze individuali, che non si
riconducano ad ordinati ed attenti comportamenti di squadra, non solo non
sono utili ma, al contrario, sono controproducenti; ottenendo, tutt’al più, risultati parziali a discapito dei risultati d’insieme.
Insomma, con un apparente gioco di
parole, la gestione di un sistema (complesso) richiede un sistema di gestione
(integrato).
E tuttavia, se la pianificazione è necessaria in qualunque attività organizzata di
una qualche complessità, ipotizzare che
gli schemi pianificati possano applicarsi
inalterati è veramente al di là dell’umano. Al contrario, quanto più gli
schemi sono dettagliati e precisi tanto
più è probabile che essi vengano disattesi durante la loro implementazione.
Infatti, in ossequio al terzo principio
della termodinamica che introduce l’entropia quale grandezza che accompagna
le trasformazioni reali, si può affermare,
senza tema di sbagliare, che ogni attività
genera inevitabilmente elementi di
disordine, che possono essere contrastati
e minimizzati ma non annullati del tutto.
E allora?
Estremizzando, se da un lato l’affidarsi
interamente a prescrizioni teoriche può
rivelarsi confortante, ma certamente
inadeguato, dall’altro focalizzarsi esclusivamente sull’adattamento alle situazioni come si presentano, rappresenta
una rinuncia a controllare ogni processo
applicativo.
I concetti di teoria (nel caso specifico: il
sistema) e pratica (nel caso specifico:
l’applicazione), spesso percepiti come
estremi opposti, sono invece da considerarsi complementari; le azioni a maggior
probabilità di successo essendo il prodotto della loro sintesi.
Trascurando i comportamenti impropri
degli operatori, dovuti a colpa, trascuratezza o estemporaneità varie, restano
disponibili, nella gestione di un sistema
complesso, rilevanti fonti di disordine
conseguenti alle interazioni del sistema
con il contesto, interno ed esterno, poco
o non controllato.
Nella misura in cui un sistema di
gestione, afferente a qualsivoglia aspetto
delle attività d’impresa (qualità, sicurezza, ambiente, amministrazione,
responsabilità gestionali variamente
allocate, ecc.), è finalizzato a convogliare i comportamenti aziendali su percorsi virtuosi, la gestione del disordine
diventa lo strumento per evitare che i
risultati si allontanino dagli obbiettivi
programmati.
La gestione del disordine, intesa come
analisi del rischio (che ha valenza attiva
e può essere gestito, al contrario dell’incertezza che ha valenza passiva e può
essere soltanto subita), si presenta, in
conclusione, come un processo estensivo che trova la sua naturale collocazione all’interno di un sistema di
gestione integrato di cui finisce per
essere il motore operativo, volto a soddisfare l’esigenza prima di una implementazione affidabile.
Dott. Ing. Mauro Scasso
Segretario Generale IIS
ANNO LXI
Marzo-Aprile 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
Organo Ufficiale
dell'Istituto Italiano della Saldatura
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
e-mail: [email protected]
web: www.iis.it
Rivista associata
Registrazione al ROC n° 5042 - Tariffa R.O.C.: “Poste
Italiane S.p.A. - Spedizione in Abbonamento Postale
D.L. 353/2003 (conv. in L. 27/02/2004 n° 46) art. 1
comma 1, DCB Genova” - Fine Stampa Aprile 2009
Aut. Trib. Genova 341 - 20.4.1955
Sommario
Articoli
2
143
Risk Management? Sì, grazie – M. SCASSO
149
Influenza dei parametri di saldatura di un processo MAG robotizzato –
E. LERTORA, C. GAMBARO, P. CYPRES
159
Equivalenza tra sorgenti radiografiche in termini di contrasto – M.F. BIANCHI
167
Wet Welding: non una novità ma una evoluzione – C. COLOMBO,
G. CARMINATI, D. KEATS
173
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
181
193
International Institute of Welding (IIW)
Examination of joints of different weld metals – J. HEINEMANN, J. TUCHTFELD
IIS Didattica
Specifiche tecniche per elettrodi rivestiti per la saldatura degli acciai al carbonio:
AWS A5.1 (ASME SFA-5.1)
Rubriche
203
Scienza e Tecnica
Il comportamento dei giunti saldati allo scorrimento viscoso – C. SERVETTO
207
IIW-EWF Notizie
IIW Annual Assembly Singapore, 12-17 July 2009
209
Leggi e Decreti
La plurivalenza del Dlgs. 231/2001 – T. LIMARDO
211
Salute, Sicurezza e Ambiente
Stress lavoro-correlato – E. LIMARDO
215
Dalle Associazioni
Rilevazioni ANASTA del mercato SALDATURA & TAGLIO. Nuovo piano
SALDAT della Comunicazione
219
Dalle Aziende
225
Notiziario
Letteratura tecnica
Codici e norme
Corsi
Mostre e convegni
235
Ricerche bibliografiche da IIS-Data
Saldabilità delle leghe di nichel
242
Elenco degli Inserzionisti
Progetto grafico: Marcs & Associati srl - Rozzano (MI)
Fotocomposizione e stampa:ALGRAPHY S.n.c.- Genova
Tel 010 8366272, Fax 010 8358069 - www.algraphy.it
L’istituto non assume responsabilità per le opinioni espresse
dagli Autori. La riproduzione degli articoli pubblicati è
permessa purché ne sia citata la fonte, ne sia stata concessa
l’autorizzazione da parte della Direzione della Rivista, e sia
trascorso un periodo non inferiore a tre mesi dalla data della
pubblicazione. La collaborazione è aperta a tutti, Soci e
non Soci, in Italia e all’Estero. La Direzione si riserva
l’accettazione dei messaggi pubblicitari. Ai sensi del D.Lgs.
196/2003, i dati personali dei destinatari della
Rivista saranno oggetto di trattamento nel rispetto della
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compiti più gravosi e affaticanti. Tenendo conto della maggior intensità di corrente utilizzabile e del maggior tempo
d’arco acceso rispetto alla saldatura manuale, a parità di giunto si possono ottenere aumenti di produttività di oltre il
200%. Il sistema ESAB Railtrac FW 1000 è composto da un carrello semovente con dispositivo di pendolamento, che
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saldatura sia MIG-MAG che in arco sommerso. I sistemi ESAB per la semplice automazione dei procedimenti di saldatura sono disponibili anche in “package”, ossia kit di pronto utilizzo completi di generatore, traina-filo, torce, cavi di
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Risk Management?
Sì, grazie
M. Scasso *
Sommario / Summary
Il Risk Management si presenta, in ultima analisi, come un
processo di gestione a valenza estensiva, che trova la sua
naturale collocazione all’interno di un sistema integrato di
gestione, di cui finisce per essere il motore operativo.
Nella misura in cui un sistema di gestione, afferente a qualsivoglia aspetto delle attività d’impresa (qualità, sicurezza,
ambiente, amministrazione, responsabilità gestionali variamente allocate, ecc.), è finalizzato a convogliare i comportamenti aziendali su percorsi virtuosi, il processo di Risk
Management diventa lo strumento per l’individuazione dei
percorsi suddetti, avendo coscienza dei pericoli e gestendo i
rischi derivanti che, sostanziandosi in non conformità,
possono allontanare i risultati dagli obbiettivi programmati.
Ovviamente non sempre il Risk Management è applicato e/o
applicabile in tutta la sua estensione; alcune parti (ad
esempio, ma non solo: il trasferimento del rischio) afferiscono a condizioni specifiche. E tuttavia il suo impianto è tale
da proporsi come processo volto a soddisfare, quando correttamente applicato, l’esigenza prima di un affidabile Controllo
di Gestione.
Ultimately, Risk Management appears as a comprehensive
management process that should be naturally positioned
*
within an integrated management system, which ends up
being the operative driver.
To the extent in which a management system, pertaining to
any aspect of company activities (quality, safety, environment, administration, variously allocated managerial responsibility, etc.) is targeted toward directing business behaviour
down virtuous paths, the Risk Management process becomes
a tool for identifying the aforesaid paths, being aware of the
dangers and managing the deriving risks that, becoming a
concrete reality in non-compliances, can move results away
from the planned objectives.
Obviously, Risk Management is not always applied and/or
applicable to its full extent. Some parts (for example, but not
limited to: risk transfer) refer to specific conditions. However
its framework should be proposed as a process that aims to
satisfy, when correctly applied, the main requirement of reliable management control.
Keywords:
Management; quality control; risk evaluation; risk-based
inspection.
Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 143
M. Scasso - Risk Management? Sì, grazie
Definizioni
Prima di iniziare l’esposizione, al fine di
consentire una uniforme interpretazione
dell’argomento, appare opportuno definire il significato (nel contesto specifico)
dei tre termini di riferimento, ovvero:
• il pericolo, da intendersi come una
generica circostanza da cui può deriva rne un danno (circostanza a
rischio);
• il rischio, specificato come la combinazione della probabilità e delle conseguenze del verificarsi di un evento
pericoloso;
• il danno, che rappresenta le conseguenze del verificarsi dell’evento
pericoloso.
Fondamenti
A fronte del fatto che ogni azienda è inevitabilmente esposta a pericoli, che si
presentano nello svolgimento della sua
attività, il Risk Management si propone
come “il complesso di azioni volto a
valutare situazioni pericolose (a rischio)
e ad elaborare i criteri e le strategie
necessari per la loro gestione”.
In termini generali, le tipologie di pericoli, in cui un’azienda può incorrere,
sono classificabili in due grandi categorie:
• pericoli inerenti il contesto esterno,
caratterizzati da minori possibilità
d’intervento;
• pericoli inerenti la gestione, caratterizzati da maggiori possibilità di
intervento.
I pericoli inerenti il contesto esterno
possono riguardare, ad esempio ma non
solo:
• l’emanazione di leggi e/o regolamenti
(eventualmente sfavorevoli);
• i cambiamenti (sfavorevoli) nelle
condizioni di mercato;
• le innovazioni tecnologiche (che
possono favorire i competitori);
• le condizioni logistiche ed ambientali;
144 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
• le variazioni di accesso al credito;
• le variazioni dei tassi di cambio, ecc.
Con la stessa finalità esemplificativa, i
pericoli inerenti la gestione possono
riguardare:
• la sicurezza sul luogo di lavoro;
• le responsabilità degli amministratori;
• le quote di mercato;
• le competenze aziendali;
• i requisiti contrattuali;
• lo svolgimento delle commesse;
• il recupero dei crediti commerciali,
ecc.
A ciascuno di questi pericoli può essere
correlato un rischio di danni diretti e/o
indiretti all’azienda, con risvolti economici anche importanti nel breve, medio e
lungo periodo. Ovviamente, una
gestione soddisfacente dei rischi mira a
proteggere non solo il valore già creato
dall’azienda, ma anche le opportunità in
prospettiva, consentendo in tal modo una
crescita protetta.
I rischi possono interessare l’organizzazione a tutti i livelli ed i danni maggiori
non sono necessariamente riconducibili
a comportamenti improvvidi di chi
occupa posizioni gerarchicamente più
elevate; posizioni operative possono dar
luogo a danni altrettanto rilevanti (ad
esempio, restando nell’area della fabbricazione industriale: un trattamento
termico sbagliato di un reattore per l’industria chimica, un’operazione scorretta
durante il varo di un ponte, ecc.).
Le aziende controllano da sempre molte
delle principali condizioni di rischio per
quanto, spesso, in maniera poco
cosciente e coordinata. Questo controllo
viene esercitato, normalmente, attraverso figure professionali che appartengono all’organizzazione:
• in posizione operativa (responsabile
tecnico, ecc.);
• in posizione di staff (responsabile
della qualità, della sicurezza, ecc.);
• in rapporto di consulenza (commercialista, assicuratore, avvocato, ecc.).
Ciascuna di queste figure professionali
si raffronta con rischi specifici in un processo non sistematico, avendo spesso a
riferimento una organizzazione che
agisce mediante interventi per funzioni,
realizzando così una condizione costosa
e poco efficace.
I rischi, infatti, non possono essere efficacemente gestiti in modo frammentato
da funzioni indipendenti, bensì devono
essere affrontati mediante un processo
dedicato, che richiede una struttura,
delle procedure ed i necessari meccanismi di coordinamento e comunicazione.
Il Risk Management si propone pertanto
anche come un processo volto a ottimizzare risorse, competenze e comportamenti, a fronte di una specifica configurazione di rischio, di copertura e di
controllo.
Poiché il Risk Management è un approccio preventivo (altrimenti riguarderebbe
la gestione del danno), per essere efficace è evidente che debba essere parte
integrante dei processi decisionali aziendali, ovvero:
• la pianificazione strategica, e quindi
la definizione degli obbiettivi e delle
strategie;
• le scelte operative conseguenti.
Come per qualunque altro processo,
anche per quanto riguarda il Risk Management elementi determinanti, ai fini di
una efficace gestione, risultano essere:
• la conoscenza esaustiva di tutti gli
aspetti della situazione aziendale
(contesto esterno, procedure gestionali, processi operativi, ecc.);
• la competenza specifica del personale
coinvolto.
Il Risk Management è da considerarsi,
pertanto, esso stesso, un “obbiettivo strategico” che comporta investimenti tutto
sommato modesti ed orientati alla consapevolezza piuttosto che alla acquisizione di beni e/o servizi.
Con riferimento alla norma ISO/DIS
31000 (Risk Management - Principles
and Guidelines on implementation) il
Risk Management, per essere efficace ed
efficiente, deve aderire ai seguenti principi fondanti:
• produzione di valore;
• sistematicità e precisione;
• trasparenza;
• inclusività, ma anche specificità;
• dinamicità, reattività e tempestività;
• interattività e integrazione nell’organizzazione e nei processi;
• orientamento al miglioramento continuo;
• sensibilità ai fattori umani e culturali.
Fasi del processo
Il processo di Risk Management si sviluppa attraverso la fasi seguenti:
• identificazione dei rischi;
M. Scasso - Risk Management? Sì, grazie
•
•
•
•
•
analisi dei rischi;
valutazione dei rischi;
trattamento dei rischi;
sorveglianza del processo;
riesame del processo.
Identificazione dei rischi
Identificare i rischi significa individuarli
all’interno delle aree che si intende prendere in considerazione (sicurezza sui
luoghi di lavoro, responsabilità amministrative, attività commerciale, fabbricazione, ecc.), sia per quanto concerne i
rischi attivi (condizioni che potrebbero
essere messe in atto e non dovrebbero
esserlo) che quelli passivi (condizioni
che dovrebbero essere messe in atto e
potrebbero non esserlo).
Una efficace identificazione dei rischi
può richiedere il supporto di ragionevoli
conferme:
• oggettive, sia dirette (l’evento si è già
verificato) che indirette (l’evento si è
verificato in realtà analoghe) o
• deduttive (i rapporti di causa-effetto
fanno apparire probabile l’evento).
Un commento particolare merita l’area
dei così detti “rischi intangibili di
gestione” relativi all’inefficienza (non
all’inefficacia) di processi gestionali
(quali, ad esempio, i processi amministrativi) che non si prevede possano dare
luogo facilmente (dal punto di vista
dell’inefficienza) a conseguenze evidenti
nei tempi brevi e che, non producendo
reddito diretto e non essendo correlati a
nessun margine di contribuzione, richiedono, per un’indagine di rischio di
questo genere, l’utilizzo di indicatori
specifici o approcci analitici del tipo
“Activity Based Costing”.
I danni potenziali in quest’area, nei
tempi medi e lunghi, possono essere
determinanti ai fini della redditività
dell’impresa e, quindi, della sua stessa
sopravvivenza.
I rischi non conducono a un danno effettivo se non sussiste, al riguardo e nel
contempo, una debolezza specifica
dell’organizzazione; questo concetto
fondante prevede l'elaborazione di una
lista di “vulnerabilità” (strutturali,
gestionali, operative, ecc.) delle aree a
rischio. Si traccia così un “profilo di
rischio”, caratteristico di ogni organizzazione a cui riferire le azioni successive.
Stabilite al meglio le probabilità e le
conseguenze di ciascun rischio, viene di
solito elaborata una “matrice di rischio”
che completa il “profilo di rischio” elaborato precedentemente.
Valutazione dei rischi
Valutare i rischi significa compararli, al
fine dell’opportuno trattamento degli
stessi, con i criteri che l’azienda ha
deciso di darsi (e che rispecchiano i
valori, gli obbiettivi e le risorse dell’organizzazione) o che il contesto esterno
(attraverso leggi, disposizioni e/o regolamenti, in specifiche aree dell’attività
d’impresa) richiede.
Talvolta la valutazione del rischio può
richiedere ulteriori attività di analisi.
Trattamento dei rischi
Il trattamento dei rischi include, in alternativa o in combinazione, una o più delle
seguenti condizioni:
• il trasferimento del rischio;
• la riduzione del rischio;
• l’esclusione del rischio;
• l’accettazione del rischio.
Le scelte per un corretto trattamento dei
rischi possono differire largamente da
azienda ad azienda, in funzione delle
situazioni specifiche (approccio situazionale).
• Il trasferimento del rischio richiede la
persuasione di un’altra parte ad accettare il rischio, mediante contratto; è il
caso tipico che afferisce alle Compagnie di Assicurazione. Esso è applicato ogniqualvolta possibile (tuttavia,
le responsabilità di tipo penale non
sono trasferibili) anche se sovente in
modo generalista e poco configurato
rispetto alle specificità dell’organizzazione.
• La riduzione del rischio comporta
l’adozione di azioni che consentano
l’abbassamento delle probabilità di
rischio e/o della gravità delle conseguenze. Il persistere di un rischio
residuo è, comunque, molto spesso
probabile, sia per ragioni intrinseche
alla situazione specifica che a causa
delle possibili carenze dell’analisi.
• L’esclusione del rischio prevede la
non effettuazione dell’attività che
comporta un rischio non trasferibile e
ritenuto non accettabile. Poiché i
rischi possono essere contrastanti,
evitare un rischio può generare un
rischio alternativo in un’area diversa
(ad es.: non accettare un ordine a
Analisi dei rischi
Analizzare i rischi significa sviluppare
un percorso procedurato di approfondimento del rischio medesimo, ovvero
delle sue cause, della probabilità che si
tramuti in danno, dell’entità e gravità
delle possibili conseguenze. L’analisi del
rischio può essere più o meno semplice,
in funzione della situazione specifica,
essendo rilevante allo scopo la disponibilità di informazioni (anche statistiche)
utilizzabili.
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 145
M. Scasso - Risk Management? Sì, grazie
rischio può comportare il rischio
della perdita di una quota di mercato).
• Tutti i rischi non trasferiti e non
esclusi sono, di conseguenza, accettati e, nel prosieguo, opportunamente
controllati. In termini assolutamente
generali, l’accettazione consapevole
del rischio residuo è più facilmente
adottata, quando si verifica almeno
una delle seguenti condizioni:
- bassa probabilità dell’evento;
- conseguenze dell’evento poco rilevanti;
- grandi benefici in caso di successo.
In termini specifici, esistono criteri, in
funzione della particolare area a rischio
considerata, a cui l’accettazione dei
rischi residui afferisce, per ragioni di
convenienza o di cogenza.
Per quanto concerne i rischi di tipo economico-finanziario, il criterio di accettazione referente è quello della convenienza, ovvero, quando non esclusi,
vengono accettati, ad esempio, i rischi
(residui) per cui i costi di trasferimento o
di (ulteriore) riduzione sarebbero superiori al danno, nel caso di accadimento
dell’evento negativo.
Per quanto riguarda, invece, i rischi in
materia di sicurezza sui luoghi di lavoro,
la nozione di accettabilità, secondo i
principi della vigente legislazione preventivistica, contempla soltanto la
pratica eliminazione (anche attraverso
l’impiego di dispositivi di protezione
individuale) del rischio medesimo, in
relazione alle conoscenze condivise
dallo “stage” in essere del progresso
scientifico-tecnologico.
Analogamente non sono accettabili
rischi afferenti a inadempienze in tema
di rapporto con l’ambiente (ove sono
presenti leggi e disposizioni cogenti, che
definiscono comportamenti e limiti) o
rischi riguardanti la commissione di reati
dolosi e/o colposi afferenti le responsabilità amministrative delle Società (ove
il D.Lgs n. 231/2001: “Responsabilità
amministrativa delle società e modelli di
organizzazione, gestione e controllo”
definisce il contesto delle disposizioni di
legge pertinenti).
Sorveglianza del processo
La sorveglianza nel tempo deve essere
programmata quale parte essenziale dell’implementazione del processo e deve
impiegare tutti gli strumenti (preventivi
e ispettivi) di controllo pianificati per
essere messi in atto, nei modi e nelle
sequenze corretti, avendo come obbiettivo prioritario la verifica dell’adeguatezza delle misure di trattamento adottate.
I risultati devono essere valutati e registrati.
Riesame del processo
Poiché il Risk Management è inserito in
uno scenario (interno ed esterno
all’azienda) oggettivamente mutevole,
non può che essere, esso stesso, un processo dinamico. Sono, pertanto, previste
azioni di riesame con sufficiente periodicità, sulla base degli eventuali cambiamenti verificatisi (a cui può accompagnarsi l’insorgere di nuovi rischi),
nonché delle esperienze maturate all'interno e/o all'esterno dell'organizzazione.
Tutta la documentazione prodotta dall’implementazione del processo di Risk
Management è doverosamente raccolta
in un Risk Management Report, condiviso con la Direzione aziendale e con
tutto il personale coinvolto, ciascuno per
la propria parte d'interesse e per il
proprio livello di responsabilità.
Considerazioni conclusive
Il Risk Management si presenta, in
ultima analisi, come un processo di
gestione a valenza estensiva, che trova la
sua naturale collocazione all’interno di
un sistema integrato di gestione, di cui
finisce per essere il motore operativo.
Nella misura in cui un sistema di
gestione, afferente a qualsivoglia aspetto
delle attività d’impresa (qualità, sicurezza, ambiente, amministrazione,
responsabilità gestionali variamente
allocate, ecc.), è finalizzato a convogliare i comportamenti aziendali su percorsi virtuosi, il processo di Risk Management diventa lo strumento per
l’individuazione dei percorsi suddetti,
avendo coscienza dei pericoli e gestendo
i rischi derivanti che, sostanziandosi in
non conformità, possono allontanare i
risultati dagli obbiettivi programmati.
Ovviamente non sempre il Risk Management è applicato e/o applicabile
in tutta la sua estensione; alcune parti
(ad esempio, ma non solo: il trasferimento del rischio) afferiscono a condizioni specifiche.
E tuttavia il suo impianto è tale da proporsi come processo volto a soddisfare,
quando correttamente applicato, l’esigenza prima di un affidabile Controllo di
Gestione.
Mauro SCASSO, laureato in Ingegneria Chimica presso l’Università di Genova nel 1970, è entrato all’Istituto Italiano della
Saldatura per sviluppare, dopo alcuni periodi di studio e perfezionamento in Italia e all’estero, le attività dell’IIS nel settore
metallurgico e metallografico. Nel 1984 è Dirigente Responsabile delle attività di assistenza tecnica nel settore della caldareria
e dell’impiantistica chimica e petrolchimica. Nel 1990 è Direttore della Divisione Certificazione, Ricerca e Laboratorio dell’IIS
e quindi responsabile, in particolare, delle attività di certificazione di sistemi, procedure, personale e prodotti. Membro dei più
importanti Comitati Tecnici nazionali (CTI, ISPESL e UNI), europei (CEN e EWF), internazionali (IIW e ISO), per la
elaborazione di studi e normative nei settori delle attrezzature in pressione e della certificazione in saldatura, è, dal 1985 al
2006, Delegato italiano nell’Assemblea Generale dell’EWF (European Welding Federation) e dell’IIW (International Institute of
Welding). Dal 1995 al 1998 è Presidente del Comitato Tecnico dell’EWF per l’applicazione della norma EN 729/ISO 3834, dal
2000 al 2006 presiede la Commissione “Ambiente” dell’IIW, dal 2001 al 2006 presiede la Commissione “Formazione e
certificazione ambientale” dell’EWF e dal 2002 al 2005 è Membro del Board of Directors dell’IIW. Nel 1997 è nominato Vice
Segretario Generale Vicario e nel 2001 assume la responsabilità di Segretario Generale dell’IIS.
146 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
Corso avanzato di Meccanica della Frattura
Il corso è finalizzato all’approfondimento dell’applicazione dei principi della meccanica della frattura alla
progettazione ed alla fabbricazione di strutture e componenti saldati. È di conseguenza destinato in modo
particolare a tecnici che svolgono le proprie mansioni nell’ambito dell’analisi strutturale, della selezione dei
materiali e dell’applicazione dei controlli non distruttivi.
Requisiti d’accesso
Per il corso in sé non sono previsti requisiti obbligatori né di scolarità né in termini di esperienza lavorativa; è consigliabile il possesso di una preparazione tecnica di base adeguata, comparabile con quella di un
Diploma di scuola superiore ad indirizzo tecnico - scientifico.
Programma del corso
-
Aspetti fondamentali della rottura fragile: esame delle cause principali che concorrono a determinare il
cedimento
Principi di meccanica della frattura: fattore di intensificazione delle tensioni KI, CTOD, J - Integral
Prove di meccanica della frattura: modalità di esecuzione, principali riferimenti normativi, interpretazione dei risultati
Utilizzo dei controlli non distruttivi (con particolare riferimento alla tecnica UT) per la caratterizzazione geometrica dei difetti
Esame dei principali riferimenti normativi per l’applicazione dei principi della meccanica della frattura
alla progettazione di componenti saldati ed alla valutazione di accettabilità di difetti bidimensionali
Esempi di applicazione delle procedure di valutazione proposte dalla normativa BS 7910
Utilizzo dell’analisi strutturale numerica ad elementi finiti per la determinazione di KI e J - Integral.
Sede del corso
Il corso sarà tenuto presso la Sede di Genova dell’IIS (Divisione Formazione e Laboratorio, Lungobisagno
Istria, 15), ove è disponibile un ampio parcheggio custodito per le autovetture.
La Sede dell’IIS è raggiungibile:
• in aereo, dall’Aeroporto “C. Colombo” di Genova (con navetta sino alla stazione ferroviaria di
Genova Principe) o taxi;
• in auto, uscita autostradale Genova Est (autostrada A12), quindi 1 km in direzione Genova Molassana;
è disponibile ampio parcheggio di fronte agli uffici;
• con mezzi pubblici, dalla stazione ferroviaria di Genova Principe (linea bus 34) oppure da quella di
Genova Brignole (linee bus 12, 13, 14, 480 e 482).
Calendario ed orario delle lezioni
Il corso è svolto in 24 ore di lezione articolate su tre giornate consecutive; in particolare, sarà tenuto da
Martedì 12 a Giovedì 14 Maggio con orario 9 ÷ 13 e 14 ÷ 18.
Iscrizioni
La quota di partecipazione individuale, nel caso di partecipazione a corsi programmati, è di 710,00 €
(+ IVA).
Essa è comprensiva del materiale didattico e del pranzo presso la mensa dell’IIS nelle giornate del corso.
Essa deve essere versata 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.
Al termine delle lezioni sarà rilasciato un Attestato di frequenza individuale, in formato digitale.
Sistemazioni alberghiere
L’IIS è convenzionato in Genova con le seguenti strutture alberghiere:
- NOVOTEL (****) - Via Cantore, 8/C Genova - Tel. 010 6484 - Fax 010 6484844
(uscita autostradale Genova - Ovest).
Non applica convenzione in periodo concomitante a Salone Nautico ed altre importanti manifestazioni
in Genova.
- Hotel MODERNO VERDI (****) - Piazza G.Verdi, 5 Genova - Tel. 010 5532104 - Fax 010 581562
(stazione ferroviaria Genova Brignole) - linee bus direzione Molassana 14, 480, 482.
- Hotel VIALE SAULI (***) - Viale Sauli, 5 Genova - Tel. 010 561397 - Fax 010 590092
(stazione ferroviaria Genova Brignole), linee bus direzione Molassana 14, 480, 482.
- Hotel ASSAROTTI (**) - Via Assarotti, 40 Genova - Tel. 010 885822 - Fax 010 8391207
(parcheggio privato - stazione ferroviaria Genova Principe) linea bus 34.
Informazioni
Per ulteriori informazioni è possibile rivolgersi alla Sig.ra Mariapia RAMAZZINA, tel. 010 8341371,
fax 010 8367780, e-mail [email protected].
Influenza dei parametri
di saldatura di un
processo MAG
robotizzato
E. Lertora *
C. Gambaro *
P. Cypres *
Sommario / Summary
Nel settore della moderna industria produttiva, i nuovi materiali e le attuali tecnologie di fabbricazione obbligano a rivisitare in senso critico tutta la conoscenza tradizionale. Aumentare la produzione e diminuire gli scarti resta l’obiettivo
fondamentale per ogni azienda: la tendenza si sposta verso
una sempre maggiore riduzione della manodopera umana,
che viene via via sostituita con quella automatizzata.
D’altro canto, soprattutto in un settore fondamentale come
l’automotive, esiste un’esigenza primaria: la riduzione del
peso degli autoveicoli, dovuta all’insistente richiesta di
risparmio energetico e finanziario, oltre al rispetto degli
obblighi legati alle emissioni nocive e per la tutela dell’ambiente. Lo sviluppo metallurgico degli acciai altoresistenziali
ha permesso l’utilizzo di nuovi materiali con caratteristiche
meccaniche sempre più spinte, che preservino l’uomo,
aumentando la sicurezza e la possibilità di assorbire quantità
sempre maggiori di energia senza arrivare a rottura. Per analizzare le problematiche legate alle tipologie di saldatura
sempre più presenti nel settore automobilistico, la ricerca si è
concentrata su giunti realizzati tra materiali tradizionali quali
l’acciaio S355 e acciai altoresistenziali Dual Phase.
Lo studio si è proposto di mettere in luce l’utilizzo di un robot
di saldatura in un settore di produzione in serie e la ricerca dei
migliori parametri di saldatura, quando essa non riguardi
componenti con le stesse caratteristiche metallurgiche.
Inoltre si è valutata la possibilità di ottenere saldature di buon
livello anche quando si presentano problemi di tipo geometrico, come disallineamenti tra le parti da saldare.
In the sector of the modern productive industry new materials
and current manufacturing technologies oblige a critical
review of all traditional knowledge. Increasing production
*
and reducing waste remains the fundamental objective for
every company: the trend is moving toward an ever greater
reduction of human labour, which is slowly being replaced by
automation.
On the other hand, especially in a fundamental sector like the
automotive one, there is a primary need to reduce the weight
of vehicles, due to persistent requests for both energy and
financial saving, as well as respect for the obligations linked
with noxious emissions and environmental protection. The
metallurgic development of high-resistance materials has
allowed the use of new materials with ever more extreme
mechanical characteristics, which preserve man, increasing
safety and the possibility of absorbing ever greater quantities
of energy without ever arriving at cracking. In order to
analyse the issues linked with the welding typologies ever
more present in the automotive sector, research has concentrated on joints created between traditional materials such as
S355 steel and high-resistance, dual-phase steels.
This study set out to throw light on the use of a welding robot
in a production sector in series and the quest for the best
welding parameters, when this does not concern components
with the same metallurgic characteristics. Furthermore, the
possibility of obtaining good level welding even when there
are problems of a geometric type such as misalignment
between the parts to be welded was considered.
Keywords:
Automobile engineering; dissimilar materials; GMA
welding; hardness; hardness tests; high strength steels; influencing factors; MAG welding; mechanical properties;
microalloyed steels; process parameters; robots.
Università degli Studi di Genova - Dipartimento di Ingegneria
della Produzione Termoenergetica e Modelli Matematici.
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 149
E. Lertora et al. - Influenza dei parametri di saldatura di un processo MAG robotizzato
Robotizzazione dei processi
produttivi
I robot presentano peculiarità tali da
rendere possibile l’automazione della
produzione. La ripetibilità delle operazioni effettuate è elevata e possono
essere eseguiti movimenti ad alta velocità, anche seguendo traiettorie complesse. La precisione di posizionamento
dipende, però, dal tempo concesso al
movimento e dal numero di operazioni
che devono essere eseguite.
La difficoltà principale che si incontra
nell’automatizzare un processo di saldatura consiste nell’individuare come il
saldatore opera per realizzare un giunto
di buona qualità e nel far riprodurre tale
comportamento al robot. È fondamentale tenere in considerazione come il saldatore sincronizza i suoi movimenti
(inclinazione della torcia, velocità di
avanzamento, ecc.) e come interagisce
con la saldatrice per aggiustare i parametri durante la saldatura.
A seconda dell’architettura, e della relativa capacità di movimentazione, si
distinguono diverse tipologie di robot,
ognuna caratterizzata da un certo
numero di gradi di libertà. I gradi di
libertà determinano le possibili direzioni
di movimento della parte terminale del
robot dove viene posizionata la torcia di
saldatura (Fig. 1).
I robot antropomorfi sono quelli più
comunemente utilizzati per i processi di
saldatura ad arco, in quanto consentono
di compiere movimenti molto simili a
quelli eseguiti dal saldatore. Vengono
anche detti robot a 6 assi in quanto i
gradi di libertà sono le 6 rotazioni
mostrate nella Figura 2.
Per effettuare un confronto con l’essere
umano (dato che il robot si chiama
appunto “antropomorfo”), si possono
descrivere gli assi di rotazione del robot
facendo riferimento alle parti del braccio
di un uomo. La prima rotazione corrisponde al movimento del robot attorno
ad un asse verticale (A1). La seconda
rotazione avviene attorno ad un asse oriz-
150 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
Figura 1 - Robot per saldatura.
zontale (A2). La terza rotazione avviene
attorno all’asse A3, che passa per il
braccio e l’avambraccio del robot; tale
movimento è simile a quello di un
gomito. Le tre ultime rotazioni (intorno
agli assi A4, A5 e A6) riproducono il
movimento del polso di un essere umano.
Come descritto in precedenza, la robotizzazione del processo di saldatura
richiede la gestione della movimentazione della torcia (spostamenti ed inclinazione della torcia) e dei parametri di
saldatura (amperaggio, tensione, velocità di avanzamento del filo, ecc.).
Il controllo deve quindi gestire la movimentazione del robot e comunicare con
il generatore di saldatura per ottenere
giunzioni di qualità.
La saldatura MAG
senta la particolarità di essere molto versatile, in quanto permette di saldare in
posizione numerosi materiali, in un
ampio range di spessori. Tale versatilità
è legata al fatto che si possono attuare
diverse modalità di trasferimento del
materiale d’apporto e ciò permette di
gestire il tasso di deposizione, e quindi
la velocità di saldatura, e l’apporto di
calore al pezzo.
Con il trasferimento “short-arc” le gocce
di metallo entrano direttamente in contatto con il bagno di fusione ed il cortocircuito così generato crea un ponte di
metallo tra l’elettrodo ed il pezzo da
saldare. Se la corrente di corto-circuito è
troppo elevata, le forze che agiscono
sulla formazione ed il distacco delle
gocce determinano la formazione di
spruzzi.
Con questa tecnica è difficile ottenere un
arco stabile e si può giudicare ad orecchio se si sta eseguendo la saldatura in
maniera corretta: bisogna ottenere una
frequenza di corto circuito elevata e
costante, in modo che si abbia il trasferimento di piccole goccioline verso il
pezzo da saldare e gli spruzzi siano talmente piccoli da non avere abbastanza
energia per aderire al pezzo.
Per ottenere un trasferimento stabile del
materiale d’apporto, la sorgente di saldatura viene controllata da un sistema
computerizzato; quindi il lavoro del saldatore risulta semplificato e la qualità
del prodotto saldato incrementata.
Infatti, il sistema di controllo governa
l’intensità di corrente durante la fase di
corto-circuito, limitando l’apporto
termico e la presenza di spruzzi.
Panasonic ha sviluppato un sistema di
controllo del trasferimento del materiale
d’apporto per creare un processo a basso
apporto termico, evitando la formazione
La saldatura a filo continuo sotto protezione gassosa è una
tecnica di saldatura autogena, spesso individuata
A4
mediante gli acronimi
MIG e MAG (il cui
A5
A3
significato è, rispettivamente, “Metal Inert Gas”
A1
e “Metal Active Gas”).
Si parla di saldatura
A6
MAG quando la protezione gassosa è costituita
A2
totalmente od in parte da
un gas attivo (anidride
carbonica od ossigeno).
Figura 2 - I sei gradi di libertà di un robot antropomorfo.
La saldatura MAG pre-
E. Lertora et al. - Influenza dei parametri di saldatura di un processo MAG robotizzato
di spruzzi. Questo è stato possibile
grazie al controllo in tempo reale dei
fenomeni elettrici che stanno alla base
del distacco di ogni singola goccia di
materiale fuso.
Nella Figura 3 sono messe a confronto le
correnti di saldatura erogate durante il
corto-circuito, in un processo MAG
standard e nel processo SP-MAG.
La forma dell’onda utilizzata da Panasonic è stata studiata in modo da suddividere il processo di distacco della goccia
in tre fasi distinte:
Fase 1: Controllo del corto-circuito iniziale: viene rilevato il passaggio di corrente istantaneo che si instaura a causa
del contatto tra materiale d’apporto e
pezzo da saldare. Il controllo elettronico
interviene immediatamente, riducendo
la corrente.
Fase 2: Distacco della goccia di materiale: nel momento del distacco della
goccia, viene imposta una diminuzione
di corrente in modo da diminuire le forze
magnetoelettriche agenti sulla goccia
stessa. Così facendo, si impone un assorbimento molto più morbido della goccia
da parte del bagno fuso, evitando gli
spruzzi sul materiale base.
Fase 3: Riaccensione dell’arco elettrico:
sovrapposizione di un impulso di corrente che permetta la tempestiva riaccensione dell’arco. La possibilità di riaccendere l’arco in tempi particolarmente
ristretti permette di aumentare la frequenza di formazione delle gocce di
materiale fuso.
Al fine di individuare l’effetto della
variazione della durata o dell’intensità di
corrente di ogni singola fase, durante la
sperimentazione, è stata realizzata una
serie di riporti superficiali su acciaio
S355. Tutti i riporti sono stati eseguiti
utilizzando lo stesso materiale d’apporto
(EN 440 G3Si1 - ESAB OK Autrod
12.50 ␾ = 1 mm) e lo stesso gas di protezione (80% Ar - 20% CO 2 ). Nella
Tabella I si possono confrontare gli
effetti della variazione delle singole fasi
sulla geometria del cordone. Ogni
riporto è stato realizzato facendo variare
un solo parametro alla volta.
I materiali e le geometrie del
settore automobilistico
Il settore automotive ha fissato un obiettivo comune, per quanto concerne la
riduzione del
FORMA ONDA CONVENZIONALE
consumo di carburante e, di conseguenza, delle
emissioni di anidride carbonica.
Fra il 2008 ed il
2012 un’autovettura europea di
media cilindrata
dovrà consumare
il 25% in meno
rispetto al livello
FORMA ONDA SP-MAG
del 1990. Per raggiungere questo
obiettivo si deve
ridurre il peso dei
veicoli.
Oggi, per la produzione delle
autovetture,
vengono utilizzati
grandi quantitativi di acciai
microlegati, con
carichi di snervaFigura 3 - Confronto tra le correnti di
mento intorno ai
corto-circuito erogate durante un MAG
350 MPa. Utilizstandard e lo SP-MAG.
zando acciai di
nuova generazione, chiamati altoresistenziali (AHSS)
senti nel settore automobilistico, la spein quanto caratterizzati da carichi di
rimentazione è stata effettuata su giunti
snervamento anche pari a 1150 MPa, si
realizzati tra materiali omologhi (micropossono realizzare notevoli riduzioni di
legato S355 - microlegato S355; AHSS peso.
AHSS) e tra diverse tipologie di mateI carichi di rottura e di snervamento
riali (microlegato S355 - AHSS).
degli AHSS sono molto più elevati
Nell’ambito della presente ricerca, la
rispetto a quelli degli acciai tradizionali.
possibilità di utilizzare un robot antropoPer questa ragione, lo spessore di alcuni
morfo, che garantisce la costanza e la
componenti (Fig. 4) può essere ridotto
completa ripetibilità dei parametri, ha
senza comprometterne la capacità di
permesso di prendere in considerazione
sopportare un determinato carico. Ad
l’uso di pezzi di spessore relativamente
esempio, se un componente è realizzato
sottile: 1.2 - 1.5 - 3 mm.
con un acciaio tradizionale di 2 mm di
Questi spessori sono stati selezionati a
spessore, utilizzando un AHSS di caratseguito della ricerca dei valori tipicateristiche meccaniche adeguate è possimente presenti nelle applicazioni struttubile dimezzare lo spessore.
rali automobilistiche. Inoltre, la maggior
La possibilità di realizzare alcune parti
parte delle giunzioni prevede la realizzastrutturali, tradizionalmente costruite in
zione di saldature a sovrapposizione;
acciaio microlegato, con acciaio altorequindi la sperimentazione verrà condotta
sistenziale permette di rispettare gli
realizzando giunzioni di tale geometria,
obiettivi di riduzione del peso ma introtra pezzi caratterizzati dagli spessori
duce diverse problematiche di saldatura.
selezionati al punto precedente.
Infatti, la coesistenza dei due materiali
Sono state saldate lamiere di dimensioni
porta alla nascita di accoppiamenti etepari a 340-180 mm con una sovrapposirogenei ed alla necessità di saldare parti
zione di 20 mm, in modo da poter ricadi spessori diversi.
vare le provette necessarie per la carattePer studiare le problematiche legate alle
rizzazione meccanica dei giunti (Fig. 5).
tipologie di saldatura sempre più preUna volta individuati i limiti realizzativi
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 151
E. Lertora et al. - Influenza dei parametri di saldatura di un processo MAG robotizzato
TABELLA I - Variazione della geometria del cordone in funzione della forma d’onda.
Profilo del riporto
superficiale
Forma d’onda
Frequenza di
gocciolamento:
54 gocce/s
320
270
220
170
120
Penetrazione:
0.81 mm
70
20
322,75
327,75
332,75
337,75
342,75
347,75
352,75
Frequenza di
gocciolamento:
55 gocce/s
320
270
220
170
120
Penetrazione:
0.69 mm
70
20
194,95
199,95
204,95
209,95
214,95
219,95
224,95
Frequenza di
gocciolamento:
40 gocce/s
320
270
220
170
120
Penetrazione:
0.52 mm
70
20
310,65
315,65
320,65
325,65
330,65
335,65
340,65
320
Frequenza di
gocciolamento:
40 gocce/s
270
220
170
120
Penetrazione:
0.83 mm
70
20
305,4
310,4
315,4
320,4
325,4
330,4
335,4
320
Frequenza di
gocciolamento:
48 gocce/s
270
220
170
120
Penetrazione:
0.79 mm
70
20
404,60
409,60
414,60
419,60
424,60
429,60
434,60
320
Frequenza di
gocciolamento:
39 gocce/s
270
220
170
120
Penetrazione:
0.68 mm
70
20
185,60
190,60
195,60
200,60
205,60
210,60
215,60
Frequenza di
gocciolamento:
50 gocce/s
320
270
220
170
120
Penetrazione:
0.8 mm
70
20
324,90
329,90
334,90
339,90
344,90
349,90
354,90
Frequenza di
gocciolamento:
37 gocce/s
320
270
220
170
120
Penetrazione:
0.52 mm
70
20
344,00
Note
349,00
354,00
359,00
152 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
364,00
369,00
374,00
E. Lertora et al. - Influenza dei parametri di saldatura di un processo MAG robotizzato
Figura 4 - Telaio auto.
Figura 5 - Saldature a sovrapposizione tra
lamiere.
del sistema è stato simulato un gap tra le
lamiere, in modo da verificare la capacità auto adattativa del sistema nel
momento in cui non si verifichi il posizionamento corretto dei pezzi da saldare.
Problematica che ricorre soprattutto
quando si vogliono saldare parti provenienti da lavorazioni di stampaggio o
imbutitura.
Tutti i giunti realizzati, a partire dalle
lamiere piane in semplice acciaio S355 a
quelle con gap variabile, fino ad arrivare
alle saldature miste, acciaio altoresistenziale - acciaio S355, sono stati esaminati
seguendo una procedura che prevede
un’attenta analisi visiva, seguita dall’analisi macrografica e dalla realizzazione di prove di trazione. Sullo stesso
campione utilizzato per l’analisi macrografica, sono state realizzate prove di
durezza Vickers. Tali prove sono state
realizzate in accordo alle prescrizioni dei
capitolati automobilistici.
Saldature omogenee in acciaio
S355
La saldatura dei campioni omogenei in
acciaio S355 è stata effettuata utilizzando lo stesso materiale d’apporto utilizzato per i test sulle forme d’onda
(EN440 G3Si1 TABELLA II - Combinazioni di saldatura su acciaio S355.
ESAB OK Autrod
Spessore
Spessore
12.50 ␾ = 1 mm).
lamiera
lamiera
Nome
Gap
Anche la miscela di
superiore
inferiore
campione
[mm]
gas di protezione è
[mm]
[mm]
sempre costituita
PR-1
1.2
1.2
0
da 80% di argon e
PR-2
1.2
1.2
0
20% di CO2.
PR-3
1.5
1.5
0
Nella Tabella II
sono riportate le
PR-4
1.5
1.2
0
varie combinazioni
PR-5
3
1.5
0
tra gli spessori ed i
PR-6
3
1.2
0
gap imposti.
PR-7
3
1.2
0
Le saldature tra
spessori omologhi
PR-8
3
3
0
e in assenza di gap
PR-10
3
3
0.5
imposto non hanno
PR-11
3
3
1
presentato particoPR-12
3
1.5
0.5
lari problematiche.
A titolo di esempio
PR-13
3
1.5
1
nella Tabella III si
PR-14
3
1.2
0.5
riporta la saldatura
PR-15
3
1.2
1
del campione PR-1.
PR-16
1.5
1.5
0.5
Nel caso di saldature in presenza di
PR-17
1.5
1.5
0.5
gap imposti, il
PR-18
1.5
1.5
1
sistema robotizzato
PR-19
1.5
1.5
0.5
ha permesso di
PR-20
1.2
1.2
0.5
ottenere risultati
ottimali grazie al
PR-21
1.2
1.2
1
costante scambio di
informazioni tra
In questo modo, le lamiere risultano perunità di controllo e generatore di saldafettamente accoppiate sia all’inizio sia
tura che ha portato all’autoadattamento
alla fine del cordone, mentre al centro si
dei parametri di saldatura e della velopresenta un gap pari a 2 mm. Questa
cità di spostamento della torcia.
configurazione è stata realizzata per
Nella Tabella IV sono riportati i risultati
valutare l’effetto di un gap crescente
della saldatura del campione PR-14.
lungo il primo tratto del giunto e di un
Ad ulteriore verifica della capacità
gap decrescente nella seconda parte del
autoadattativa del sistema è stata effetgiunto (Fig. 6).
tuata la valutazione dell’influenza di un
Nella Tabella V sono riportate le macrogap variabile saldando due lamiere di 3
grafie delle sezioni del giunto ricavate in
mm di spessore, avendo interposto nel
diversi punti con gap differente.
centro uno spessore calibrato.
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 153
E. Lertora et al. - Influenza dei parametri di saldatura di un processo MAG robotizzato
TABELLA III - Campione PR-1.
Lamiera superiore
DATI GIUNZIONE
Lamiera inferiore
Materiale
Acciaio S355
Materiale
Acciaio S355
Spessore [mm]
1.2
Spessore [mm]
1.2
Corrente [A]
70
Stick out [mm]
9
Voltaggio [V]
17.4
Velocità [m/min]
0.5
DATI SALDATURA
MACROGRAFIA
PROVA DI TRAZIONE
Rotture localizzate nel materiale base
A
132
B
140
Durezza HV 0.2; ABC-OPQ: Materiale base; DEF-LMN: Zona termicamente alterata; GHI: Zona fusa
C
D
E
F
G
H
I
L
M
N
O
148
152
170
180
233
203
229
153
143
143
131
P
138
Q
119
TABELLA IV - Campione PR-14.
Lamiera superiore
DATI GIUNZIONE
DATI SALDATURA
Lamiera inferiore
Materiale
Acciaio S355
Materiale
Acciaio S355
Spessore [mm]
3
Spessore [mm]
1.2
Corrente [A]
120
Stick out [mm]
9
Voltaggio [V]
17.8
Velocità [m/min]
0.65
MACROGRAFIA
PROVA DI TRAZIONE
Rotture localizzate nel materiale base
A
134
B
138
Durezza HV 0.2; ABC-OPQ: Materiale base; DEF-LMN: Zona termicamente alterata; GHI: Zona fusa
C
D
E
F
G
H
I
L
M
N
O
149
169
155
160
237
302
249
163
139
149
131
154 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
P
137
Q
116
E. Lertora et al. - Influenza dei parametri di saldatura di un processo MAG robotizzato
TABELLA V - Saldatura di acciaio S355 con gap variabile.
Lamiera superiore
DATI GIUNZIONE
DATI SALDATURA
Lamiera inferiore
Materiale
Acciaio S355
Materiale
Acciaio S355
Spessore [mm]
3
Spessore [mm]
3
Corrente [A]
130
Stick out [mm]
9
Voltaggio [V]
18.6
Velocità [m/min]
0.65
MACROGRAFIE
Inizio saldatura Gap = 0 mm
Gap = 0.15 a salire
Gap = 0.5 mm a salire
Gap = 1.3 mm a salire
Gap = 1 mm a scendere
Gap = 0.15 a scendere
Fine saldatura Gap = 0
TABELLA VI - Combinazioni di saldatura su acciaio S355 acciaio DP600.
Nome
campione
PR - 1E
PR - 2E
PR - 3E
Spessore lamiera
superiore
[mm]
Spessore lamiera
inferiore
[mm]
2
Acciaio 600DP
2
Acciaio 600DP
2
Acciaio 600DP
1.2
Acciaio S355
1.5
Acciaio S355
2
Acciaio 600DP
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 155
E. Lertora et al. - Influenza dei parametri di saldatura di un processo MAG robotizzato
TABELLA VII - Campione PR-2E.
Lamiera superiore
DATI GIUNZIONE
DATI SALDATURA
A
146
B
152
Lamiera inferiore
Materiale
Acciaio DP600
Materiale
Acciaio S355
Spessore [mm]
2
Spessore [mm]
1.5
Corrente [A]
120
Stick out [mm]
9
Voltaggio [V]
17.8
Velocità [m/min]
0.65
MACROGRAFIA
PROVA DI TRAZIONE
Eccesso di penetrazione
Rotture localizzate nel materiale base
Durezza HV 0.2; ABC-OPQ: Materiale base; DEF-LMN: Zona termicamente alterata; GHI: Zona fusa
C
D
E
F
G
H
I
L
M
N
O
150
147
161
170
238
246
237
263
263
261
272
Saldature eterogenee acciaio
S355 - altoresistenziale DP600
La saldatura dei campioni eterogenei in
acciaio S355-acciaio altoresistenziale
DP600 è stata effettuata utilizzando lo
stesso materiale d’apporto utilizzato per
i test precedenti (EN440 G3Si1 - ESAB
OK Autrod 12.50 ␾ = 1 mm). Anche la
miscela di gas di protezione è sempre
costituita da 80% di argon e 20% di
CO2.
Nella Tabella VI sono riportate le combinazioni di saldatura.
I risultati della saldatura PR-2E sono
riportati nella Tabella VII.
Nella Figura 7 è riportato l’andamento
delle durezze rilevate sul giunto.
È evidente la differenza tra i due materiali impiegati.
saldare e/o imprecisioni nell’accoppiamento delle lamiere grazie alla possibilità di variare i parametri della forma
d’onda che governa il distacco del materiale d’apporto. Inoltre, la possibilità di
ricreare la manualità e l’esperienza degli
operatori di saldatura, unita alla garanzia
di una piena ripetibilità dei risultati,
caratteristica peculiare degli impianti
Q
220
automatizzati, permetterà di ampliare il
campo di utilizzo della tecnologia ad una
più ampia gamma di applicazioni. Si ringrazia il Parco Scientifico e Tecnologico
della Liguria per aver finanziato l’esecuzione dello studio. Un doveroso ringraziamento alla Roboteco S.p.A. ed
all’Ing. Alessandro Santamaria per la
concreta collaborazione.
Bibliografia
[1]
[2]
[3]
Conclusioni
[4]
Il sistema robotizzato ha permesso di
produrre giunti con caratteristiche meccanico-strutturali adeguate, anche in
caso di disallineamenti dei pezzi da
[5]
156 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
P
285
Palani P.K., Murugan N.: «Selection of parameters of pulsed current gas
metal arc welding», Journal of Materials Processing Technology, Volume
172, Issue 1, 20 February 2006, Pages 1-10.
Desineni Subbaram Naidu, Selahattin Ozcelik, Kevin L. Moore: «Gas Metal
Arc Welding: Automatic Control», Modeling, Sensing and Control of Gas
Metal Arc Welding, 2003, Pages 147-218.
Zielinska S., Pellerin S., Valensi F., Dzierzega K., Musiol K., de Izarra Ch.,
Briand F.: «Gas influence on the arc shape in MIG - MAG welding», European Physical Journal: Applied Physics (2008), ISSN:1286-0042, Pages 111122.
Bleck W., Larour P., Baeumer A.: «High strain rate tensile testing of modern
car body steels», Materials Forum (2005), 29(Advanced Materials Processing), ISSN:1447-6738, Pages 21-28.
AA.VV.: «Saldatura per fusione - Vol. I - II», Hoepli (2000), ISBN 88-2032205-0.
E. Lertora et al. - Influenza dei parametri di saldatura di un processo MAG robotizzato
INIZIO
SALDATURA
GAP 2 mm
GAP 0 mm
Figura 6 - Lamiere con gap variabile.
Figura 7 - Profilo di durezza rilevato in un
giunto eterogeneo acciaio S355-acciaio
DP600.
TERMINE
SALDATURA
Enrico LERTORA, laureato in Ingegneria
Meccanica nel 2001 presso l’Università degli Studi
di Genova, è Dottore di ricerca in Ingegneria
Meccanica presso la stessa Università. Dal 1
Novembre 2008 presta servizio come ricercatore
presso il Dipartimento di Ingegneria della
Produzione Termoenergetica e Modelli Matematici
dell’Università di Genova sviluppando sia attività
didattica sia attività di ricerca nel campo della
saldatura e degli incollaggi strutturali. Nel campo
della saldatura possiede la certificazione di
International Welding Engineer.
Carla GAMBARO, laureata in Ingegneria
Meccanica nel 1980 presso l’Università degli Studi
di Genova. Nel 1981 inizia la propria attività
lavorativa presso i Cantieri Navali Riuniti di
Genova - sottosettore Marina Militare - curando gli
aspetti metallurgici della realizzazione del sistema
alare di aliscafi ad ala sommersa. Dal 1 Luglio 1983
presta servizio presso il Dipartimento di Ingegneria
della Produzione Termoenergetica e Modelli
Matematici dell'Università di Genova sviluppando
sia attività di ricerca sia attività didattica (docente
del corso di Tecnologie Generali dei Materiali).
Negli ultimi anni l’attività di ricerca è stata svolta in
collaborazione con Istituti di Ricerca Internazionali
ed Aziende operanti nel campo delle metodologie
innovative di giunzione: Friction Stir Welding ed
incollaggi.
Philippe CYPRES, laureato in Ingegneria
Meccanica nel 2007 presso Université de
Technologie de Compiègne (UTC, Francia). Nel
2007 consegue il titolo di International Welding
Engineer. Collabora con il Dipartimento di
Ingegneria della Produzione Termoenergetica e
Modelli Matematici dell’Università di Genova su
attività di ricerca inerenti lo studio di tecniche di
giunzione innovative finanziate da enti nazionali ed
europei.
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 157
Equivalenza tra sorgenti
radiografiche in termini
di contrasto
M.F. Bianchi *
Sommario / Summary
La definizione e la misura delle caratteristiche dei sistemi e
delle apparecchiature NDT che producono l’output che
l’ispettore deve interpretare è uno dei più importanti strumenti per l’affidabilità per gli NDT. La capacità di “auto-calibrazione” di un’unità NDT è utile anche per stabilire equivalenza tra apparecchiature diverse quando sono necessarie
sostituzioni.
Un tipico esempio di questa filosofia proviene dal mondo
degli ultrasuoni dove viene applicata la norma ASTM E317
“Pratica normalizzata per valutare le caratteristiche di prestazione di sistemi e strumenti ultrasonori impulso-eco senza
l’impiego di strumenti elettronici di misura”.
Questo tipo di approccio è possibile anche per le apparecchiature raggi X ?
Oggi la macchia focale viene comunemente determinata col
metodo della “pinhole”, ma la caratteristica più importante di
un fascio di radiazione che produce il contrasto continua ad
essere trascurata se si eccettuano le misure elettroniche dei
costruttori delle apparecchiature difficilmente correlabili ai
risultati in termini di Qualità Immagine.
Questa memoria è tratta per la maggior parte dall’articolo
“Apparecchiatura radiografica equivalente” di G. Lombardi e
M.F. Bianchi, pubblicato nella rubrica aeronautica sul
numero 2/2008 del Giornale PnD. Il tema era quello di individuare un metodo semplice sia per ottemperare ai requisiti di
un importante cliente che richiede la calibrazione dei kV, sia
per sostituire un’apparecchiatura con un'altra ottenendo una
qualità immagine equivalente.
Ad integrazione, qui, lo stesso metodo viene applicato anche
a sorgenti gamma di Se75, Ir192 e Co60 per valutarle in
termini di contrasto, così come presentato alla Conferenza
PnD di Milano 2007 da P. Sicurella e M.F. Bianchi.
Define and measurement of characteristics of NDT systems
*
and equipment that produce output to be interpreted by NDT
inspector is one of the most important tool for NDT reliability. “Self-calibration” capability in NDT facility is useful to
compare different equipment where changes are necessary
also.
Typical example of this philosophy comes from ultrasonic
world where ASTM E317 standard “Standard Practice for
Evaluating Performance Characteristics of Ultrasonic PulseEcho Examination Instruments and Systems Without the Use
of Electronic Measurement Instruments” is applied.
Can this kind of approach be applied to x-ray equipment ?
Today focal spot size is commonly determined by pinhole
camera method, but the most important characteristic of radiation beam that produces image contrast continues to be disregarded except for equipment manufacturers that performed
electronic measurements very difficult to be referred to Image
Quality performance.
Most of this paper come from article “Equivalent X-ray
equipment” by G. Lombardi and M.F. Bianchi being issued in
aeronautical column on Giornale PnD 2/2008. The subject
was to find a simple method intended for both to comply with
requirement on kV calibration of an important customer and
to replace equipment each other to obtain equivalent image
quality.
In addition, here, same method is applied to gamma sources
of Se75, Ir192 and Co60 to evaluate them in terms of contrast
as presented by P. Sicurella and M.F. Bianchi during PnD
Italian Conference in Milan in 2007.
Keywords:
Focal spot; gamma rays; measuring instruments; nondestructive testing; radiography; technical films; X rays.
Bytest - Volpiano (TO).
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 159
M.F. Bianchi - Equivalenza tra sorgenti radiografiche in termini di contrasto
N
egli altri metodi NDT mi pare
che notevoli siano gli sforzi
per standardizzare procedure, apparecchiature, materiali e campioni di riferimento in modo, in ultima analisi, da
perseguire un’affidabilità che permetta
agli NDT di fornire lo stesso risultato di
ispezione indipendentemente dalle inevitabili variabili al contorno (tempo,
luogo, ispettore, condizioni di prova,
ecc.).
Nel controllo radiografico, invece, mi
sembra che si continui a “vivere di penetrametri” lasciando il resto alle sensazioni dei radiologi più o meno esperti,
più o meno fossilizzati e con opinioni
più o meno valide con una situazione
semi-statica che dura da oltre trent’anni.
Qualche esempio:
• I vecchi incrollabili giudizi dati sulle
pellicole o sulle apparecchiature di
una certa marca che, guarda caso, è
quella che si è usata in preponderanza
senza aver mai effettuato alcuna campagna di prove comparative.
• La “fede” cieca in Ug, la penombra
geometrica, nonostante le incredibili
variazioni dei limiti ammessi dalle
varie norme che, per lo stesso spessore, possono assumere valori anche
in rapporto da 1 a 10 (da 0.05 mm a
0.5 mm sotto mezzo pollice) raffrontate ad una incertezza uno a due della
dimensione della macchia focale “a
depliant” (IEC 336 o EN 12543?)
delle varie apparecchiature o addirittura “a norma” (ASTM E1742 che
lascia libertà di scelta tra la dimensione nominale o quella efficace)….
Possibile che si continui il rito del
calcolo di Ug senza che nessuno
abbia mai provato a rilevare la dimensione della macchia focale nei vari
punti di una pellicola 30x40 cm, ottenendo il risultato esplicitato dalla
Figura 1 che, in pratica, se Ug fosse
davvero così importante, dimostrerebbe che la detectabilità di un difetto
dipende fortemente dalla posizione
del pezzo sulla pellicola ?
• Il “derby” tra i supporter degli IQI a
160 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
Figura 1 - Macchia focale con asse pinhole a 0°, a 7° ed a 14° di tubo 320/13 che a depliant
risulterebbe 6.30 mm per EN 12543 e 3.5 mm per IEC 336.
Nota: i quadrati grigi su cui è stata evidenziata la forma del fuoco misurano 7.5x9.5 mm.
fori e quelli a fili che, con l’avvento
della radiografia digitale, ha sempre
meno senso, soprattutto se ci si ostina
ad impiegarli con lo stesso approccio
della pellicola.
• Le tabelle per gli IQI lato sorgente e
lato film che, molto spesso, non
tengono conto della distanza tra la
pellicola e la prima parete in esame
lato sorgente, risolvendo il problema
con semplice lettera F sul film.
• La convinzione che per risolvere il
problema dello “scattering” sia sufficiente l’impiego della B retro-pellicola dimenticandosi che, prima di
tutto, il “Back-scattering” va eliminato e che esiste anche il “Front-scattering” ed il “Side-scattering” su cui,
ovviamente, l’impiego di una lettera
F ed S non ha alcun senso.
• La convinzione che le apparecchiature a raggi X del costruttore A siano
“migliori” di quelle del costruttore B
perché l’esposizione è inferiore a
parità di parametri e soprattutto di
kV…….
…… già “a parità di kV”, proprio tale
affermazione è l’oggetto di questa
memoria: in realtà, non di rado, le apparecchiature del costruttore A sono “peg-
giori” perché sovra-calibrate rispetto a
quelle del costruttore B infatti, ad
esempio, lo stesso contrasto tra due
gradini si ottiene a 150 kV per A ed a
157 kV per B.
E con la Radiografia Digitale ?
Molti anni fa i vecchi radiologi parlavano di contrasto del pezzo con la sua
geometria e con lo spettro di radiazione
impiegata e di contrasto fornito dal rivelatore (la pellicola) con la sua curva sensitometrica.
A mio parere è ancora tutto da dimostrare che con la Radiografia Digitale,
muovendo in qua e in là il mouse di un
computer, si possa totalmente trascurare
il primo con un rivelatore, per giunta, ad
ampia latitudine…. Per i “patiti” della
pellicola la latitudine era l’inverso del
contrasto !
Per i “fedeli di Ug” ricordo, a margine,
che le linee per millimetro disponibili
sul rivelatore della Radiografia Digitale,
rispetto ad una pellicola di classe 1
EN 584-1, sono in rapporto approssimativamente di 1 a 10 e che quindi esasperare verso il basso i limiti di Ug non ha
molto senso visto che, muovendo in qua
ed in là il mouse, le linee per millimetro
rimangono le stesse.
M.F. Bianchi - Equivalenza tra sorgenti radiografiche in termini di contrasto
Apparecchiatura
radiografica equivalente [1]
Normalmente, una volta approvata una
tecnica radiografica, l’apparecchiatura a
raggi X utilizzata non può più essere
cambiata senza una nuova approvazione.
Questa pratica, che crea notevoli inconvenienti quando si verifica un guasto
dell’apparecchiatura oppure quando un
notevole picco di produzione non può
essere smaltito con una sola apparecchiatura, non trova riscontro in motivazioni oggettivamente valide ma le sue
radici sono da ricercare nella mancanza
totale di regole di caratterizzazione delle
prestazioni delle apparecchiature a raggi
X che non permette di determinare equivalenze.
Il metodo qui descritto permette di selezionare un’apparecchiatura equivalente
in termine di contrasto nello stesso intervallo di spessore in esame laddove non
vi siano forti differenze di filtrazione
inerente: ad esempio su una lega leggera
intorno a 50 kV un’apparecchiatura a
finestra di berillio non potrà mai essere
considerata equivalente ad un’altra con
finestra di materiale più assorbente (es.
alluminio).
Il metodo si basa sui normali diagrammi
di esposizione delle apparecchiature che,
nel limite del possibile, è bene autoprodursi sia per evitare le inevitabili approssimazioni dei fabbricanti sia per tenere
conto di peculiarità operative della
propria unità radiografica tra cui il
sistema pellicola, lo spessoramento degli
schermi al piombo e le esposizioni standard adottate.
Un diagramma di esposizione come
quello riportato nella Figura 2 non è
altro che un insieme di curve di equazione tipica (1):
(1)
Fondamentale è la corretta interpretazione sul diagramma e sull’equazione
dei vari parametri in gioco che è riassumibile nelle seguenti considerazioni.
Parametro AkV - È correlato all’intensità dei raggi X emessa dalla apparecchiatura (non al potere penetrante) ed
identifica il punto di intersezione di una
curva dei kV con l’asse dei mA·min
quando T=0; in pratica su diverse apparecchiature fa spostare in su ed in giù
Figura 2 - Tipico diagramma di esposizione.
una curva isokV senza variarne l’inclinazione. È ricavabile dall’equazione (2)
dove X1Y1 e X2Y2 sono 2 qualsiasi punti
della stessa curva dei kV:
(2)
Da rilevare che, come mostrato anche
nella Figura 3, questo parametro può
avere andamento irregolare al variare dei
kV dovuto ad inevitabili imprecisioni
sperimentali: ciò non comporta grandi
inconvenienti ma talvolta rende necessario un aggiustamento dell’esposizione
dopo il primo tentativo di calcolo teorico
che, però, farà solo “muovere in su ed in
giù” la curva senza variare la qualità del
fascio che dipende dalla sua inclinazione.
Parametro BkV - Come esponente
della base dei logaritmi neperiani
e=2.71828… pilota insieme allo spessore T=X la pendenza della curva ad un
determinato kilovoltaggio. È ricavabile
dall’equazione (3) dove X 1 Y 1 e X 2 Y 2
sono 2 qualsiasi punti della stessa curva
dei kV:
Parametro HVL = (BkV) - In inglese
Half Value Layer e spessore di dimezzamento in italiano. È lo spessore che,
aggiunto ad una parete per cui sia nota
l’esposizione, la raddoppia. In tutti i diagrammi di esposizione è considerato
costante per un certo valore di kV anche
se in realtà, essendo il fascio raggi X
policromatico, tende ad aumentare
all’aumentare dello spessore: di questo,
comunque, nel normale range operativo
(ad esempio da 2.5 a 10 HVL indicato
dalla ASTM E94) non si tiene conto.
È ricavabile dall’equazione (4):
(4)
Con identico HVL (ed identico BkV) si
avrà stessa penetrazione e stesso contrasto indipendentemente dalla taratura del
kVoltmetro dell’apparecchiatura impiegata.
Nella Tabella I vengono forniti AkV,
BkV e HVL per le linee dei kV del diagramma riportato nella Figura 2.
La stessa tabella trasformata in diagramma nella Figura 3 permette il
calcolo dell’esposizione tramite l’equa-
(3)
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 161
M.F. Bianchi - Equivalenza tra sorgenti radiografiche in termini di contrasto
TABELLA I - Parametri relativi al diagramma della Figura 1.
kV
80
100
120
140
160
180
200
220
240
275
300
AkV
1.2500
0.6250
0.4723
0.3125
0.1481
0.1616
0.1551
0.1969
0.1481
0.1508
0.1105
BkV
0.6931
0.4621
0.2950
0.2310
0.2133
0.1691
0.1429
0.1155
0.1066
0.0889
0.0866
HVL (mm)
1.00
1.50
2.35
3.00
3.25
4.10
4.85
6.00
6.50
7.80
8.00
zione (1) con qualsiasi
valore dei kV dopo aver
scelto gli opportuni AkV e
BkV, purché si imposti un
valore di T realistico.
Come già accennato, tanto
più il diagramma di esposizione corrisponde alle effettive performance dell'apparecchiatura tanto più valido
sarà l’accertamento dell'equivalenza tra due apparecchiature. Tali diagrammi
sono ottenibili sperimentalmente ricavando le esposizioni per la densità scelta
(ad esempio 2.5) da esposizioni fisse (ad esempio 10
mA⋅ min) su gradini di
acciaio tramite la curva sensitometrica della pellicola
impiegata. Si consigliano
esposizioni a kV in progressione geometrica approssimativamente in ragione
1.118 (50, 56, 63, 70, 80,
90, 100, 118, 125, 140, 160,
180, 200, 225, 250, 280,
320, 360, 400, 450 kV) o
1.250 (precedente sequenza,
un valore sì ed uno no 50,
63,...., 400 kV).
Da segnalare che l’equivalenza si ottiene di solito sia
con un aggiustamento dei
kV pilotato da BkV sia con
un aggiustamento dell’esposizione pilotato da AkV. La
Figura 4 fornisce un
esempio di diagrammi di
esposizione effettivi su 4
apparecchiature derivato da
prove effettuate in Precicast
ed in Bytest.
Le Figure 5 e 6 forniscono
rispettivamente i diagrammi
per determinare BkV e AkV
derivati dalla Figura 4 con
variazione della scala in
ascissa per consentire una
maggior precisione.
Figura 3 - Determinazione di AkV e BkV a qualsiasi valore di kV.
Figura 4 - Diagrammi sperimentali di 4 apparecchiature (D4Pb, FF 100 cm, D 2.5, Fe).
Nota: le equazioni riportate nei grafici sono state ottenute con l’apposita opzione della linea di tendenza su
foglio elettronico Excel senza necessità di impiego delle precedenti equazioni [1], [2] e [3].
162 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
M.F. Bianchi - Equivalenza tra sorgenti radiografiche in termini di contrasto
Figura 5 - Determinazione di BkV derivati dalla Figura 4.
Figura 6 - Determinazione di AkV derivati dalla Figura 4.
La Figura 7 mette in relazione gli scostamenti di kV e di mA·min necessari per
ottenere una radiografia equivalente e
dimostra la scarsa applicabilità delle tolleranze della ASTM E2104 che permette
in alternativa:
• la variazione di kV fino al 15%
(molto ampia ma impossibile per le
variazioni necessarie dei mA·min);
• la variazione di mA·min fino al 15%
(molto ristretta);
• la variazione contemporanea di kV
fino al 5% e di mA·min fino al 10%
(più realistica ma insufficiente).
In altre parole, se esaminiamo la
Figura 7 - Eresco 300, Titan 320 e Balteau 320 a confronto con Titan 450 ed inapplicabilità di ASTM E2104.
Nota: con diagrammi come questi è possibile verificare la calibrazione dei kV rispetto ad apparecchiatura di riferimento su cui sia applicabile il
metodo del divisore di voltaggio secondo EN 12544-1 (es. Seifert Isovolt e Titan) in ottemperanza, ad esempio, alle prescrizioni Snecma della
norma radiografica DMC0050 di Aprile 2007.
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 163
M.F. Bianchi - Equivalenza tra sorgenti radiografiche in termini di contrasto
Figura 8, non ci si rende conto di come
sia possibile equiparare secondo ASTM
E2104 una va riazione del 15% dei
mA⋅min con un aumento del +15% dei
kV che è correlabile ad un aumento di
oltre il 300% dei mA⋅min ?
La presente metodologia è stata proposta
al Nadcap per il Supplier Workshop del
meeting di Roma di fine Febbraio. È
probabile che vi saranno delle diffidenze
da parte dei radiologi più conservatori ad
accettare la variazione di apparecchiatura senza riapprovazione ma è chiaro
che:
• almeno sarà più facile e veloce accontentarli producendo rapidamente set
di film equivalenti per le varie apparecchiature in dotazione, conoscendone a priori le performance (AkV e
BkV);
• da parte di noi radiologi “progressisti” sarà bene evitare, per deontologia
professionale, di dar retta ai conservatori che accetterebbero variazioni
del 15% dei kV secondo ASTM
E2104 poiché, senza una seria caratterizzazione, si rischiano variazioni
effettive oltre il 30% (15% ammesso
più anche oltre il 15% a loro sconosciuto come da Figura 7).
Non trovate ?
Figura 8 - Variazione del 15% dei kV correlata ai mA⋅min.
Applicazione alle sorgenti
gamma
La Figura 9 illustra l’applicazione di
BkV e AkV (anche se qui andrebbero
chiamati BkeV e AkeV) alle più comuni
sorgenti gamma con diagramma derivato
da brochure Agfa.
Notevole il fatto che una determinazione
sperimentale sul Selenio 75 mostrata
nella Figura 10, mirata a determinare
una possibile “equivalenza” con i raggi
X, ha dato come risultato praticamente
lo stesso BkV della Figura 9 (0.0643
contro 0.0693).
Di un certo interesse la comparazione tra
Diagrammi per isotopi
(FF 100 cm, D4 Pb, densità 2.0)
Spessore acciaio (mm)
Figura 9 - BkV di Se75, Ir192 e Co60.
164 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
Figura 10 - Approfondimento sperimentale
BkV di Se75.
M.F. Bianchi - Equivalenza tra sorgenti radiografiche in termini di contrasto
TABELLA II
Sorgente
BkV
HVL (mm)
Spettro
450 kV
0.0737
9.4
Continuo 450 keV max nominali
Se 75
0.0699
9.9
A righe da 66 a 401 keV
Ir 192
0.0589
11.8
A righe da 206 a 612 keV
Co 60
0.0316
21.9
A righe da 1.17 a 1.33 MeV
Figura 11 - Come ricavare i BkV e gli HVL in Fe dalle curve di esposizione del fabbricante.
raggi X e raggi gamma possibile ricavando BkV e HVL, ad esempio, da un
diagramma di esposizione di apparecchiature a raggi X come mostrato nella
Tabella II e nella Figura 11.
Conclusioni e sviluppi
Il metodo della determinazione dei BkV,
AkV ed HVL permette di:
• calcolare i tempi di esposizione;
• comparare impianti raggi X diversi;
• ottenere radiografie equivalenti in
termini di contrasto;
• trasferire una tecnica radiografica da
un impianto e/o sito ad un altro.
In prospettiva dovrebbe essere sviluppato un semplice “PC tools” che, a
partire da dati di input come:
• materiale;
• distanza fuoco-film adottata per le
prove;
• kV testati;
• coppie di punti spessore-densità ottenuti per ogni livello di kV;
• densità richiesta;
• pellicola e sviluppo;
• distanza fuoco-film richiesta,
fornisca come output:
• diagramma di esposizione automatico
a densità e distanza fuoco-film richieste;
• tabella BkV, AkV ed HVL.
Rimango del parere che anche in Radiografia Digitale si dovranno tenere nel
dovuto conto le leggi dell’assorbimento
dei raggi X applicate al particolare in
esame, non affidandosi solo alla variazione elettronica del contrasto dell’immagine acquisita che, se non gestita con
cautela, può trasformarsi da un vantaggio ad una sorta di articacts illusorio di
un miglioramento della qualità immagine forse solo apparente.
Bibliografia
[1]
Lombardi G., Bianchi M.F.: «Apparecchiatura radiografica equivalente»,
Giornale PnD, n. 2/2008.
Mario F. BIANCHI, soprattutto quasi 33 anni di Radiografia Industriale
con 1/3 di esperienza “terzista” plurisettoriale e 2/3 nel settore aeronautico:
RxIndustriale, Aeritalia, Avio, Bytest. In 20 anni di Livello 3 RT
MIL/NAS410/EN4179 qualificato Avio, General Electric, Pratt&Whitney,
Rolls-Royce, Honeywell, ITANDTB interfacciandosi con molti dei Primes
aviomotoristi a livello mondiale; qualifica a Livello 3 RT EN473 del 1997.
Dal 2002 più volte coinvolto nell'accreditamento Nadcap delle Unità RT di
Avio Pomigliano, Rivalta e Bytest; nel 2008 è diventato Supplier Voting
Member per Bytest nell'NDT Task Group di questo Organismo di
Sorveglianza mondiale, espressione di quasi tutti i Primes aeronautici.
È inoltre coordinatore della Commissione RT dell'ITANDTB e consigliere
dell'AIPnD del cui giornale cura la rubrica aeronautica.
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 165
Wet Welding: non una novità
ma una evoluzione
C. Colombo *
G. Carminati *
D. Keats **
Sommario / Summary
La saldatura subacquea in ambiente bagnato “Wet Welding” è
da sempre stata considerata come una attività di nicchia. Le
prime applicazioni si sono avute in ambienti particolarmente
difficili come quelli dell’offshore dove la saldatura “Wet”
veniva utilizzata solamente per situazioni estreme dettate
dalla urgenza e precarietà.
La saldatura “Wet” ha riscontrato solo nell’ultimo decennio il
maggiore interesse degli addetti ai lavori, grazie anche ai
minori costi di investimento e alla relativa semplicità di esecuzione rispetto al procedimento “Dry Welding” (saldatura
iperbarica in ambiente asciutto).
Nell’ articolo vengono fornite indicazioni sulle normative,
internazionali ed europee, che trattano la “Wet Welding”,
vengono illustrate inoltre le tecniche utilizzate dai saldatori
subacquei e i materiali speciali utilizzati, forniti dalla Lastek
Italia, studiati appositamente dalla casa madre olandese per la
saldatura e il taglio subacquei.
Wet welding has always been considered a niche application.
At first, wet welding has been used in hard environments and
for extreme and urgent situations only as in offshore field.
Just in the last decade wet welding called interested persons’
attention due to the low cost of investments and to the relative
easier execution in comparison with dry welding.
In this article information about international and european
standards on the matter are given and the different welding
techniques applied by divers are illustrated as well as the
used consumables for underwater welding and cutting set on
purpose by Lastek in Holland and furnished by Lastek Italia.
Keywords:
AWS; CEN; environment; filler materials; MMA welding;
process conditions; process parameters; quality control;
service conditions; standards; underwater environments;
underwater welding.
* Lastek Italia - Gavirate (VA).
** Speciality Welds - Cleckheaton (Inghilterra).
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 167
C. Colombo et al. - Wet Welding: non una novità ma una evoluzione
I
l termine Wet Welding (letteralmente saldatura bagnata/umida)
identifica un procedimento di saldatura
subacquea con elettrodo rivestito.
Il procedimento, utilizzato attualmente
per interventi di manutenzione e di
costruzione di strutture in materiale
ferroso, è caratterizzato quindi dalle
estreme condizioni operative ed ambientali in cui si trova sia l’operatore sia la
struttura su cui si esegue l’intervento.
Prima di eseguire un intervento Wet
Welding è quindi necessario acquisire
uno specifico addestramento alla tecnica
di immersione e la necessaria consapevolezza:
• delle tecniche operative e dei principi
teorici su cui si regge il procedimento;
• del livello qualitativo raggiungibile
con il Wet Welding.
Per mettere in risalto le straordinarie
potenzialità del procedimento, è necessario fare chiarezza su alcuni aspetti normativi che in passato sono stati indirettamente causa di dubbi dando adito ad
errate interpretazioni.
Le specifiche americane definiscono il
procedimento di saldatura subacquea
come quel processo (AWS D3.6 - 1 st
edition 1983) in cui sia l’operatore sia
l’arco elettrico sono contemporaneamente esposti al contatto con l’acqua,
senza alcuna barriera fisica che li separi.
Queste specifiche furono definite per
consentire l’inquadramento della attività
entro un ambito normativo che consentisse di realizzare delle performance di
saldatura in tutta sicurezza con qualità
accettabile.
I livelli qualitativi così raggiungibili
vennero definiti in quattro gradi: A - B C - O.
In Europa, la norma EN ISO 15618
(Qualification Testing of Welders for
Underwater Welding), approvata dal
CEN nel 2000, definisce i principi e le
modalità di qualificazione del processo
di saldatura subacquea sia in acqua
(Parte 1) sia in ambiente asciutto
(Parte 2) premettendo l’esistenza di un
168 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
operatore Diver già qualificato per svolgere l’attività di immersione.
Il “Wet Welding Process” è sempre stato
considerato un procedimento straordinario, di “nicchia”, comunque di scarso
interesse, senza conquistare un riconoscimento normativo specifico di un procedimento di saldatura caratterizzato
dalle specifiche particolarità prima
accennate.
Le cause sono da ricercare principalmente nelle scarse performance raggiunte, indotte dalla scarsa esperienza e
da errate tecniche di impostazione.
Le prime applicazioni di saldatura
subacquea erano oltretutto eseguite in
ambienti particolarmente difficili come
quelli dell’offshore, in cui prevaleva la
necessità di interventi “Dry” con camere
iperbariche relegando inevitabilmente
l’intervento “Wet” a situazioni estreme
dettate dalla urgenza e dalla precarietà.
Il procedimento Wet ha riscontrato solo
nell’ultimo decennio il maggiore interesse degli addetti ai lavori, che misero
in evidenza la valutazione dei minori
costi di investimento e la relativa semplicità di esecuzione rispetto al procedimento Dry.
È noto che l’esecuzione della saldatura,
realizzata sott’acqua e quindi con l’inevitabile rapido raffreddamento indotto
dal liquido che avvolge sia il materiale
base che quello d’apporto, non potrà
possedere caratteristiche meccaniche
paragonabili a quelle realizzate in superficie o in camera iperbarica ma questo
aspetto non deve indurci a scartare a
priori le grandi opportunità che comunque il procedimento Wet è in grado di
offrire, soprattutto in ambito di manutenzione.
Alla luce, quindi, delle esperienze fatte e
degli straordinari successi ottenuti non si
deve assolutamente pregiudicare il Wet
Welding Process come inadeguato, o
peggio ancora come inaccettabile, ma
occorre semplicemente sviluppare un
nuovo concetto di “qualità” che tenga
presente limiti e peculiarità.
Il concetto di qualità deve necessariamente essere definito facendo riferimento a delle specifiche tecniche normalizzate dagli enti competenti.
Le AWS D3.6, che risalgono al 1983,
sono state le prime pubblicazioni tecniche ma hanno un approccio molto semplicistico e, come spesso accade nella
definizione delle applicazioni innova-
tive, non erano in grado di fare chiarezza alla estrema confusione che esisteva in materia, impedendo al procedimento di esprimere le sue effettive
potenzialità.
Per lungo tempo, infatti, sono comunque
mancati dei chiari ed univoci riferimenti
per la definizione delle procedure di saldatura, delle qualifiche dei saldatori, dei
sillabi di addestramento, ecc., dando
l’impressione che tutto fosse superfluo o
riconducibile a specifiche già esistenti.
Come per qualunque altro procedimento
di saldatura, ogni parametro determinante per il buon esito della operazione
deve essere ponderato e correlato in proporzione alla sua influenza.
Con la norma europea EN ISO 15618
Parti 1 e 2, approvata dal CEN (Comité
Européen de Normalisation) nell’Agosto
del 2000, si sono definiti i requisiti per la
qualificazione del procedimento e dei
saldatori subacquei e quindi gli standard
operativi che è necessario rispettare per
soddisfare le aspettative di ripetibilità e
di qualità delle esecuzioni.
Vengono infatti standardizzati:
• i termini e le definizioni del procedimento;
• i parametri, i metodi ed i test per la
certificazione della qualità del giunto
e della professionalità dell’operatore;
• i sillabi di addestramento ed i campi
di validità delle rispettive certificazioni.
Possiamo quindi affermare che l’attuale
normativa ha dato la giusta impostazione
alla materia in oggetto, soprattutto mettendo in evidenza la primaria importanza
che riveste la specifica preparazione
addestrativa che deve possedere l’operatore per procedere all’esecuzione della
saldatura in ambiente “Wet”.
Con l’esperienza acquisita nell’attività
di addestramento che ha portato alla certificazione di oltre un centinaio di operatori Wet-Welder, possiamo affermare
che è molto più veloce formare un neo saldatore subacqueo rispetto a quello di
altri procedimenti.
Le fondamentali tecniche operative che
formano il sillabo addestrativo sono
infatti relativamente semplici e di facile
apprendimento. Esse sono tre:
• Tecnica a tirare (Drag)
• Tecnica oscillatoria
• Tecnica di chiusura (Step Back).
Esse sono adottate nelle rispettive fasi
che caratterizzano il ciclo di saldatura,
C. Colombo et al. - Wet Welding: non una novità ma una evoluzione
ovvero all’innesco, nel deposito ed alla
chiusura e sono tutte caratterizzate dal
permanente contatto tra elettrodo e
pezzo (touch), ovvero dal principio
dell’autoconsumo, fondamentale nella
saldatura subacquea.
Lead angle
35-45°
1. Tecnica a tirare (Drag)
Con la tecnica a tirare l’elettrodo viene
posizionato sul particolare da saldare,
strisciato con una pressione che degraderà d’intensità immediatamente dopo
l’innesco dell’arco.
Ad innesco avvenuto, si dovrà condurre
l’elettrodo sempre con il continuo contatto con il pezzo ed un angolo verticale
(“lead”) definito in proporzione agli
ampere in uso.
L’elettrodo dovrà consentire un deposito
a velocità costante, un arco stabile e
soprattutto impedire inclusioni di scoria.
In questa fase, la principale difficoltà
che si incontra nell’addestramento è
l’acquisizione dell’abilità nel dare la
giusta regolazione alla corrente di saldatura, nel percepire la non corretta stabilità dell’arco e la non concentricità della
sua posizionatura.
L’angolo “lead”, rappresentato nella
Figura 1, ha diretta influenza sulla velocità di saldatura.
Per ridurre al minimo la sua variazione,
è necessario correggere opportunamente
l’angolo di inclinazione dell’elettrodo
che nella saldatura subacquea è compreso tra i 35° e i 45°.
In generale, maggiore è l’angolo di inclinazione dell’elettrodo minore è il rateo
di velocità di avanzamento, il cordone è
più disteso e maggiore è la sua penetrazione. L’angolatura indicata è consigliata per consentire il distacco delle
bolle gassose sprigionate dall’arco elettrico, senza che interferiscano con il
bagno di fusione (Fig. 2).
Un altro angolo da tenere sempre sotto
controllo durante l’avanzamento dell’elettrodo è l’inclinazione laterale
“slope” soprattutto nella saldatura ad
angolo (Fig. 3).
Deve essere chiaro infatti che, utilizzando la torcia ad elettrodo, l’angolo di
inclinazione laterale è l’unico meccanismo in grado di indirizzare opportunamente il deposito.
È da sottolineare inoltre che, come in
ogni tipo di procedimento di saldatura,
Figura 1
la percezione sensoriale determinata
dalla vista e dal suono ha una rilevanza
non trascurabile, soprattutto nelle fasi di
riempimento.
Infatti, se la regolazione è stata giustamente ponderata, dalla seconda passata
in poi sarà sufficiente rispettare i paramentri di inclinazione per non avere problemi di deviazioni del flusso o spampanature dell’arco (Fig. 4).
La tecnica “Drag”, quindi, è comunque
consigliata indipendentemente dalle
posizioni con cui eseguire la saldatura.
2. Tecnica oscillatoria
Per fugare ogni facile fraintendimento,
con il termine “oscillatoria” non si identifica la consueta tecnica “Va e Vieni”
(Weaving) spesso utilizzata nei procedimenti di superficie ma assolutamente da
evitare nella saldatura subacquea.
Con tecnica oscillatoria si intende il
costante movimento di variazione dell’angolo verticale - orizzontale (leadangle) ed il contemporaneo e costante
contatto con il bagno di fusione e l’ango-
Figura 2
Slope angle
45°
Figura 3
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 169
C. Colombo et al. - Wet Welding: non una novità ma una evoluzione
I passata
II passata
III passata
Figura 4 - Esempi di sequenze “multipass”.
lazione laterale (slope angle).
Questa tecnica permetterà di correggere
la deflessione dell’arco e soprattutto la
non concentricità della fusione dell’elettrodo qualora si dovesse verificare
durante l’operazione di saldatura.
La fusione non simmetrica è infatti
indotta inevitabilmente dalla specifica
tecnica operativa adottata nel procedimento Wet-Welding: posizione dell’elettrodo non verticale, bassa angolatura
“lead”, contatto con il pezzo (Fig. 5).
3. Tecnica di chiusura (Step Back)
Questa tecnica consiste nel sospendere
l’avanzamento del cordone e nell’arre-
Figura 6
170 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
trare subito dopo
di qualche mm
oltre il bordo del
bagno di fusione
senza comunque
mai spegnere
l’arco.
Questo movimento consente al
cordone di penetrare correttamente
anche
nell’ultimo tratto,
di distendersi
senza lasciare
mancanze (cratere
di chiusura) e contemporaneamente
di consentire un
raffreddamento
meno violento.
Questa tecnica è consigliata anche nelle
ipotesi di riempimento, da eseguire
almeno nelle ultime tre passate (Fig. 6).
Nel procedimento Wet Welding si eseguono solo saldature a cianfrino o ad
angolo.
4. Esempi di applicazione dei
consumabili
La Figura 7 rappresenta una macro
su una campionatura di una giunzione
di due acciai a spessore diverso (min.
32 mm) realizzata dalla Irish Divers per
una specifica di saldatura relativa ad un
intervento realizzato a Port Oriel con
elettrodo Lastek 1010: Hammerhead per
la chiodatura subacquea e la saldatura
spot.
La sua approvazione ha consentito alla
Kirk McClure Morton di abbattere i
costi dell’intervento del 50%.
A causa dell’impiego di elettrodi
da taglio esotermici e quindi
della presenza
dell’ossigeno,
gas comburente
caratterizzato da
una elevatissima
potenzialità
esplosiva, entrato
accidentalmente
in contatto con
residui di pro-
a)
b)
c)
d)
a) anima
b) rivestimento
c) pellicola di scorie nel
cratere di rivestimento
d) pezzo da lavorare
Figura 5
dotti petrolchimici, si sono innescate
delle esplosioni con il ferimento
e/o addirittura il decesso di alcuni
operatori (Figg. 8 e 9).
Per questo motivo, dietro specifica
richiesta delle compagnie petrolifere
Shell e BP in seguito alle drammatiche
statistiche di incidenti mortali riportati in
particolare durante la campagna di
manutenzione del 2002/2003 nel Golfo
del Messico da alcune compagnie specializzate in manutenzione offshore,
Lastek ha sviluppato, per gli interventi
ritenuti pericolosi, l’elettrodo da taglio
Lastek 1000 S:Swordfish non esotermico.
Per l’intervento di manutenzione di sei
chiuse di una diga a Cullen Bay Marina,
Australia, dal peso di oltre 12 t ed un’altezza di circa 15 m, è stato necessario
definire delle WPS secondo le specifiche
AWS D3.6 class B nelle reali condizioni
operative utilizzando l’elettrodo
Figura 7
C. Colombo et al. - Wet Welding: non una novità ma una evoluzione
Lastek 1008: Barracuda, caratterizzato
da ottime qualità di saldabilità (permette
il controllo visivo della fusione in opera)
e dalle elevate caratteristiche meccaniche: > 564 N/mm2.
Figura 8
Figura 9
Claudio Alfredo COLOMBO, quarantaquattro anni, esperienze professionali maturate nei settori del turismo, della moda e
dell’industria; il giovane manager, che riveste il ruolo di DG Lastek, AD della nuova holding produttiva ed Amministratore
Unico di Lastek Maroc Sarl.
Gianmarco CARMINATI, diplomato Perito Aeronautico presso l’Istituto Tecnico Aeronautico Fauser di Novara nel 1986, ha
maturato un’esperienza nel settore ricerca e sviluppo collaborando nel 1989 al progetto JPATS dell’Aermacchi/Lockheed.
In forza alla LASTEK SpA dal 1998 come Welding Technologist, dal 1991 ha collaborato con la Speciality Welds allo sviluppo
dell’attività manutentiva in ambiente “umido” ed attualmente è responsabile tecnico per i consumabili e la formazione didattica.
David KEATS, ha iniziato negli anni ’60 un’importante esperienza in ambiente offshore con i procedimenti di saldatura Dry e
Wet. Nel 1987 la Hydromech Technical Service Ltd. gli ha commissionato la prima attività di consulenza per la definizione delle
specifiche di addestramento da proporre ai propri operatori con l’obiettivo di incrementare gli standard di sicurezza e la
professionalità degli stessi. Attualmente con la Società Speciality Welds, di sua proprietà, è membro permanente della
Association of Welding and Fabrication Training and Education (AWFTE) e della International Diving Schools Association.
Da dieci anni collabora con la Lastek Production N.V. alla ricerca, test ed analisi per lo sviluppo e la produzione di specifici ed
esclusivi consumabili da destinarsi alla saldatura subacquea. È autore di diverse pubblicazioni non solo in tema di sillabi
addestrativi, ma anche di tecniche di saldatura e controlli non distruttivi.
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 171
Seventh European Congress
on Joining Technology
Fifth edition of
Italian Welding Days
VENEZIA LIDO (Italy)
21- 22 May 2009
www.gns5-eurojoin7.it
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 *
Sommario / Summary
Nel caso in cui sia possibile disporre di materiale prelevato
dall’esercizio (tipicamente è il caso dei forni in cui vengono
realizzate sostituzioni parziali dei serpentini della sezione
radiante) è possibile, attraverso l’esecuzione di prove accelerate di scorrimento viscoso, valutare la vita residua dei componenti eserciti seguendo la procedura convenzionalmente
nota come “Metodo Omega”, proposta dalla API 579-1 /
ASME FFS-1.
Nel presente lavoro viene illustrato un esempio di applicazione della procedura per la valutazione della vita residua dei
serpentini di riscaldo idrocarburi di un forno. I risultati sono
inoltre confrontati con quelli ottenuti attraverso l’utilizzo
delle tradizionali metodologie di valutazione della vita
residua secondo la Circolare ISPESL n° 48/2003.
A possible approach to estimate the remaining life of a component operating in the creep range is the adoption of the
MPC Omega Method, included in the latest edition of API
*
579-1 / ASME FFS-1. When service exposed material is
available (a typical case is the replacement of tubes from the
radiant section of a fired heater) the remaining life can be
evaluated by means of short duration creep tests, even if the
actual service conditions are unknown. In the present work
an example of the application of the Omega Method to a
petroleum refinery heater operated for more than 100000
hours is presented. For comparison the results of a traditional
assessment according to Italian regulations and standards
(Circolare ISPESL n° 48/2003) are also indicated.
Keywords:
API; chemical engineering; chemical industry; composition;
creep; creep resisting materials; creep strength; creep tests;
fitness for purpose; furnaces; high temperature; low alloy Cr
Mo steels; mathematical models; pipework; remanent life;
service conditions.
Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 173
G.L. Cosso e C. Servetto - Valutazione della vita residua teorica di componenti eserciti in regime di scorrimento viscoso, ecc.
2. Descrizione del modello
proposto dal“Metodo Omega”
1. Introduzione
Nel presente lavoro viene illustrato un
esempio di applicazione della procedura
convenzionalmente nota come “Metodo
Omega” per la valutazione della vita
residua dei serpentini di riscaldo idrocarburi di un forno. Tale procedura, sviluppata dall’American Petroleum Institute
(API) e dal “Material Properties
Council” e prevista dalla norma
API 579-1 / ASME FFS-1 (2007), permette, attraverso l’esecuzione di prove di
scorrimento viscoso accelerate su campioni di tubazione prelevati dall’esercizio, di stimare la vita residua anche in
assenza di informazioni sull’esercizio
sostenuto dall’apparecchiatura.
Inoltre, rispetto alle metodologie basate
sui risultati delle prove a rottura tradizionali (tipo “isostress”) questa procedura
consente una riduzione consistente dei
tempi di prova, incrementando, nel contempo, l’affidabilità dell’estrapolazione.
Per confronto è stato condotto anche il
calcolo della vita residua in accordo alle
prescrizioni della vigente Circolare
ISPESL n° 48/2003.
Figura 1 - Curva di deformazione (approccio
tradizionale).
174 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
Il Metodo Omega è basato su presupposti in parte contrastanti con la formulazione “classica” del fenomeno dello
scorrimento viscoso ad alta temperatura
presentato dalla letteratura tecnica per i
materiali metallici di più comune
impiego.
La formulazione “classica” del fenomeno individua tre fasi nell’evoluzione
della deformazione viscosa nel tempo
(Fig. 1):
• creep “primario”: la velocità di incremento della deformazione (“creep
strain rate”) è decrescente nel tempo;
• creep “secondario” (prevalente, nella
durata, rispetto alle altre due fasi): la
velocità di incremento della deformazione è costante nel tempo;
• creep “terziario”: la velocità di incremento della deformazione aumenta
nel tempo fino alla rottura.
La teoria adottata nel Metodo Omega,
anziché una fase di creep secondario,
prevede, al termine di un periodo iniziale
(in cui la velocità di incremento della
deformazione è decrescente), un incremento continuo della velocità di deformazione (Fig. 2) secondo la relazione
seguente:
(1)
in cui:
• “ε·0” rappresenta il valore iniziale, al
termine del periodo di scorrimento
viscoso primario, della velocità di
incremento della deformazione ed è
funzione del materiale considerato,
della tensione agente e della temperatura;
• “Ω” è un parametro, privo di dimensioni, che caratterizza l’evoluzione
nel tempo della deformazione accumulata per effetto dello scorrimento
viscoso; come “ε· 0 ”, è funzione del
materiale considerato, della tensione
agente e della temperatura;
• “t” rappresenta il tempo trascorso tra
l’istante iniziale (al termine del
periodo primario) e l’istante considerato;
• “ε C ” rappresenta la deformazione
accumulata per scorrimento viscoso
tra l’istante iniziale e l’istante considerato.
La procedura “Omega” propone dunque
un nuovo modello per la rappresentazione dell’evoluzione della deformazione per scorrimento viscoso nel
tempo: tale modello trascura i periodi di
creep primario e secondario e considera
che la quasi totalità della vita dei componenti operanti in regime di scorrimento
viscoso sia spesa nel periodo di creep
terziario.
Sulla base del modello proposto, la
rottura per scorrimento viscoso si manifesta quando la velocità di incremento
Figura 2 - Curva di deformazione (approccio
Metodo Omega).
G.L. Cosso e C. Servetto - Valutazione della vita residua teorica di componenti eserciti in regime di scorrimento viscoso, ecc.
della deformazione “ε· ” è illimitata: di
conseguenza, il tempo “t R” necessario
per la rottura (a partire dalla fine del
periodo primario) è definito dall’equazione:
(2)
Se il componente ha subito un periodo
“t” di esercizio, la vita residua teorica
“tR - t” è definita dall’equazione:
(3)
in cui “ε·(t)” rappresenta il valore, dopo il
periodo di esercizio “t”, della velocità di
incremento della deformazione.
L’API 579 propone una rappresentazione parametrica polinomiale sia per Ω
che per la velocità iniziale di deformazione ε·0 :
residua attraverso l’applicazione dell’espressione (3).
Avendo tuttavia la disponibilità di materiale, può essere opportuno in generale
condurre un programma di prove
“misto”, in cui alcune prove vengono
portate a rottura (con tempi a rottura dell’ordine delle 1000-2000 ore) per consentire la determinazione del valore di Ω
e di conseguenza il confronto con i dati
di letteratura. In questo set di prove la
temperatura può essere incrementata
fino a 60-80 °C rispetto alla temperatura
di esercizio, mentre le tensioni imposte
sono dello stesso ordine di grandezza del
valore indotto dalla pressione interna di
esercizio. Nell’ambito della procedura di
valutazione, le prove estese fino alla
rottura del saggio consentono di determinare (per differenti tensioni e tempe-
(4)
(5)
in cui:
• “T” è il valore della temperatura
(in K);
• “σeq” rappresenta la tensione equivalente di Von Mises.
L’API 579 riporta, nell’Appendix F, i
valori dei coefficienti per la definizione
di Ω e di ε·0 per una gamma molto ampia
di materiali di comune impiego negli
impianti petrolchimici e di generazione
di energia. Il valore di Ω tuttavia può
essere ottenuto rapidamente da una
prova di scorrimento viscoso in cui sia
rilevata la deformazione, attraverso l’interpolazione lineare delle coppie di
valori (ln ε·,εC ), secondo la relazione
seguente:
C
0
(6)
Attraverso l’approccio del “Metodo
Omega”, per la valutazione della vita
residua di un componente è in teoria sufficiente rilevare, durante una prova condotta alle condizioni di tensione e temperatura che caratterizzano l’esercizio,
l’incremento della deformazione
viscosa; deducendo il valore di Ω dai
dati disponibili in letteratura è quindi
immediata la determinazione della vita
rature) il parametro Ω che caratterizza il
materiale e confrontarlo con il valore
medio indicato dalla API 579. In tal
modo è possibile stabilire se i valori di Ω
proposti dalla API 579 sono utilizzabili
con affidabilità sufficiente per temperature e tensioni differenti da quelle adottate nelle prove.
Il secondo set di prove consiste invece in
prove “interrotte”, di durata pari a circa
100 ore, condotte a temperature e tensioni dello stesso ordine di grandezza di
quelle che caratterizzano l’esercizio;
esse sono finalizzate alla stima del valore
“corrente” della velocità di incremento
della deformazione e possono essere
interrotte non appena rilevata la velocità
di incremento della deformazione.
È opportuno condurre le prove su spezzoni di tubazione provenienti dalle zone
esposte alle temperature più elevate e,
comunque, ricavando i provini dal lato
fiamma. Dalle sperimentazioni condotte
da Prager, ideatore del metodo, l’esito
delle prove è sostanzialmente indipendente dalla direzione di prelievo del
provino; i provini possono dunque essere
ricavati nella direzione longitudinale.
Si osserva infine che l’adozione integrale
della procedura proposta dall’API 579
prevede l’utilizzo di parametri correttivi
per tenere in conto di alcuni fattori che
possono influenzare la vita residua
(grado di triassialità dello stato di tensione, duttilità del materiale in esame).
L’utilizzo di questa procedura nell’ambito legislativo italiano impone inoltre
l’utilizzo dei fattori di sicurezza imposti
dalla Circolare ISPESL n° 48/2003
(coefficiente C s = 0.8, coefficiente di
riduzione della resistenza a creep delle
saldature Cs = 0.9).
3. Esempio applicativo del
“Metodo Omega” al caso di
un forno di riscaldo
idrocarburi
Nell’ambito di una fermata di impianto
per la riomologazione di un forno,
in accordo alla Circolare ISPESL
n° 48/2003 sono state sostituite alcune
barre del serpentino della sezione
radiante, interessate da sottospessori.
Accanto alla tradizionale valutazione
della vita residua dei componenti, in
accordo alle prescrizioni della Circolare
ISPESL è stata anche condotta una valutazione della vita residua attraverso il
“Metodo Omega” previsto dalla API 579
sulla base dei risultati di prove di scorrimento viscoso effettuate sugli spezzoni
di tubo prelevati dall’esercizio. I provini
sottoposti a prova sono stati ricavati dal
lato fiamma dei tubi, zona esposta alla
maggiore temperatura e quindi più
critica in termini di frazione di vita consumata durante l’esercizio.
Il forno in oggetto è stato esercito, alla
data dell’intervento, per circa 105000
ore alle seguenti condizioni:
• pressione: 27.2 kg/cm2
• temperatura: 612 °C.
Il materiale costituente i serpentini è
l’acciaio ASTM A335 P5. Il diametro
esterno dei tubi è pari a 114.3 mm, lo
spessore nominale è pari a 10.52 mm, lo
spessore minimo misurato è pari a 8 mm
(corrispondente anche allo spessore dei
campioni di tubo eserciti). In tali condizioni la tensione cui sono sottoposti i
tubi in esercizio è pari a 16.5 MPa (tensione equivalente di Von Mises).
Nonostante venga utilizzata, per la valutazione della vita residua, una procedura
differente da quella proposta dalla Circolare ISPESL n° 48/2003, è stato ritenuto opportuno adottare comunque il
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 175
G.L. Cosso e C. Servetto - Valutazione della vita residua teorica di componenti eserciti in regime di scorrimento viscoso, ecc.
coefficiente di sicurezza indicato dalla
Circolare stessa (Cs = 0.8). Non è stato
applicato invece il coefficiente C r di
riduzione della resistenza allo scorrimento viscoso che si manifesta in corrispondenza di giunzioni saldate, dal
momento che i tubi sono senza saldatura
longitudinale. La tensione maggiorata
del coefficiente di sicurezza C s, utilizzata per la valutazione della vita residua,
risulta pari a 20.7 MPa.
Tenendo conto delle prescrizioni relative
all’utilizzo della procedura Omega e
delle condizioni di esercizio sopra specificate, il programma di prove è stato articolato secondo due differenti tipologie
di prova:
• prove estese fino alla rottura del
saggio, di durata compresa tra 300 e
2000 h. Le prove sono state eseguite a
carico costante (con rilevazione continua della deformazione) e sono finalizzate alla determinazione del parametro Omega (utilizzato per
descrivere l’evoluzione della deformazione nel tempo). Per ottenere i
tempi di rottura sopra indicati sono
state adottate temperature di prova
superiori di 50÷60 °C al valore di
progetto (612 °C), mentre le tensioni
imposte sono dello stesso ordine di
grandezza del valore indotto dalla
pressione interna di progetto;
• prove “interrotte”, di durata pari a
circa 100 h; sono state condotte con
modalità analoghe alle precedenti,
senza tuttavia estendere la prova fino
alla rottura del saggio. Sono finalizzate alla stima del valore “corrente”
della velocità di incremento della
deformazione. La temperatura di
Figura 3 - Determinazione di Ω per la prova
n° 1.
176 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
TABELLA I
Prova
1
2
3
Temperatura
(°C)
660
660
665
Tensione
(MPa)
51.4
49.2
41.2
Tempo a
rottura (h)
330
470
1914*
Omega
calcolato
9.39
19.21
12.61
Omega
API 579
12.53
12.73
13.20
* Prova interrotta in corrispondenza di un valore di deformazione > 14%.
prova adottata è pari al valore di progetto del forno (612 °C); le tensioni
imposte sono prossime al valore
indotto dalla pressione interna di
esercizio e tali da consentire, considerata la sensibilità degli strumenti utilizzati, la rilevazione della deformazione.
3.1 Prove estese fino alla rottura del
provino
Le prove sono state condotte per determinare, oltre al tempo a rottura, il valore
di Omega. I dati principali che caratterizzano le prove sono sintetizzati nella
Tabella I. La terza prova è stata in realtà
interrotta, per mancanza di tempo, in
corrispondenza di un valore di deformazione superiore al 14%.
Nella Figura 3 è illustrata, per la prova
n° 1, la determinazione di Ω attraverso
l’interpolazione lineare delle coppie di
valori (ln ε· , ε).
Nella Tabella I sono confrontati i valori
di Ω valutati sperimentalmente e quelli
indicati dalla API 579 per acciai di composizione chimica nominale 5Cr-0.5Mo
e per gli stessi valori di tensione e temperatura delle singole prove. Come si
può notare vi è un buon accordo tra i
valori di Ω che caratterizzano il materiale sottoposto a prova e i valori medi
indicati dalla API 579. È pertanto possibile utilizzare, con una buona affidabilità, i valori di Ω proposti dalla API 579
per le condizioni di tensione e temperatura di esercizio dei componenti in
esame alle quali si vuole effettuare la
valutazione di vita residua.
3.2 Prove “interrotte”
Le prove sono state condotte per ottenere la velocità “corrente” di incremento
della deformazione. I dati principali che
caratterizzano le prove sono riportati
nella Tabella II.
Nella Figura 4 è riportata, per la prova
n° 1, l’ultima parte del diagramma orario
TABELLA II
Prova
1
2
3
4
5
Temperatura
(°C)
612
612
612
612
612
Carico applicato
(N)
1520
1925
2120
1115
2420
Tensione
(MPa)
31.0
39.3
43.3
22.8
49.4
ε·
(h-1)
2.713E-06
7.725E-06
1.655E-05
1.823E-06
1.819E-05
Figura 4 - Curva di deformazione per la
prova n° 1.
G.L. Cosso e C. Servetto - Valutazione della vita residua teorica di componenti eserciti in regime di scorrimento viscoso, ecc.
TABELLA III
pe =
27.2 kg/cm2
pe =
2.67 MPa
Temperatura massima di esercizio:
Te =
612 °C
Diametro esterno tubi:
De =
114.3 mm
t=
8.0 mm
σeq =
16.5 MPa
Pressione massima di esercizio:
Spessore minimo misurato (corrispondente anche allo
spessore degli spezzoni di tubo sottoposti a prova):
Tensione equivalente di Von Mises:
Coefficiente di sicurezza Circolare ISPESL:
Cs =
0.8
Coefficiente riduzione giunti saldati Circolare ISPESL:
Cr =
1
Tensione di calcolo (σeq/CrCs):
σc =
20.7 MPa
Omega per Te e σc (API RP 579 Appendix F):
Ω=
26.4
Valore corrente della “Strain Rate” per Te e σc (Fig. 6):
ε· = 3.08E-07 h-1
“Strain Rate Exponent” (Fig. 6):
n=
5.247
“Prager Factor” (API RP 579 Appendix F):
β=
0.33
Coefficiente δ (API RP 579 Appendix F):
δ=
0.10
Coefficiente α (API RP 579 Appendix F):
α=
2.00
Omega modificato (per stato di tensione pluriassiale,
API 579 Appendix F):
Ωm =
38.8
Vita residua dei tubi campione: V.R. = 1/(Ωm ε· )
V.R. =
83746 h
tU =
50000 h
Tempo di ulteriore esercizio ammesso dalla Circ.
ISPESL max (60%V.R., 50000 ore):
della deformazione e la correlazione
lineare che definisce il valore corrente
della velocità di incremento della deformazione. Nella Figura 5 sono riportati i
valori della velocità corrente di incremento della deformazione e i valori iniziali medi proposti dalla API 579
(Appendix F) per acciai di composizione
chimica nominale 5Cr-05Mo.
Nella Figura 6 è riportata la correlazione
tra velocità di incremento della deformazione e tensione agente utilizzata per la
Figura 5
valutazione della vita residua del forno;
per evitare una stima eccessivamente
cautelativa la correlazione è stata definita
eliminando i due valori che presentano il
maggiore e minore rapporto rispetto al
corrispondente valore medio iniziale.
3.3 Valutazione della vita residua
La valutazione della vita residua è stata
condotta con riferimento alle condizioni
di esercizio del forno che verranno mantenute anche nel futuro esercizio.
Esse vengono riepilogate insieme con gli
altri parametri considerati nel calcolo
nella Tabella III.
4. Valutazione della vita residua
secondo la Circolare ISPESL
n° 48/2003
Di seguito viene riportato il calcolo della
vita residua effettuato in accordo
ai criteri della Circolare ISPESL
n° 48/2003. In tale valutazione il tempo
teorico di rottura è stato calcolato adottando il Metodo 1 previsto dalla Sezione
2 delle Linee Guida della Circolare
ISPESL, costruendo per il materiale in
esame (ASTM A335 P5) la “Master
Curve”.
I valori delle caratteristiche meccaniche
tempo dipendenti sono stati ricavati dal
Codice ASME II Part D Ed. 2004
Addenda 2005. Nella Figura 7 è illustrato il diagramma bilogaritmico sollecitazione-tempo alla temperatura
massima di esercizio ottenuto a partire
dalla Master Curve.
I dati relativi alla geometria dei componenti e alle condizioni di esercizio sono
quelli utilizzati per la valutazione di cui
al paragrafo precedente (Tab. IV).
Come si evince dai risultati del calcolo i
tubi del forno sui quali sono stati misurati i valori minimi di spessore hanno in
pratica raggiunto la loro vita teorica.
Effettuando un calcolo di maggior dettaglio, suddividendo il periodo di esercizio
in sottoperiodi e tenendo conto di una
riduzione lineare dello spessore del
tempo, si ottiene comunque un valore
molto elevato della frazione di vita con-
Figura 6
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 177
G.L. Cosso e C. Servetto - Valutazione della vita residua teorica di componenti eserciti in regime di scorrimento viscoso, ecc.
TABELLA IV
pe =
27.2 kg/cm2
pe =
2.67 MPa
Temperatura massima di esercizio:
Te =
612 °C
Diametro esterno tubi:
De =
114.3 mm
t=
8.0 mm
σeq =
16.5 MPa
Pressione massima di esercizio:
Spessore minimo misurato:
Tensione equivalente di Von Mises:
Coefficiente di sicurezza Circolare ISPESL:
Cs =
0.8
Coefficiente riduzione giunti saldati Circolare ISPESL:
Cr =
1
Tensione di calcolo (σeq/CrCs):
σc =
Tempo teorico di rottura:
tR =
120040 h
Tempo di esercizio:
tes =
105000 h
Frazione di vita consumata:
Vita residua:
Tempo di ulteriore esercizio ammesso dalla Circ.
ISPESL max (60%V.R., 50000 ore):
f=
20.7 MPa
0.87
V.R. =
15040 h
tU =
9025 h
sione in esercizio in regime di scorrimento viscoso ad alta temperatura.
Tale metodologia, basata sull’esecuzione di prove di creep su campioni eserciti, può costituire un’opzione di indubbio interesse per apparecchiature, come i
forni in esercizio in impianti petrolchimici, che consentono con relativa facilità
il prelievo di campioni e sono sollecitati
in condizioni approssimativamente uniformi di temperatura e tensione.
Rispetto all’approccio tradizionale,
inoltre, il “Metodo Omega” consente,
per la sua formulazione, una stima in
generale meno cautelativa della vita
residua dei componenti.
Le prove di creep necessarie, in particolare, richiedono tempi relativamente
contenuti, senza che, tuttavia, venga
compromessa l’affidabilità della valutazione.
Bibliografia
–
API 579-1/ASME FFS-1 2007: «Fitness For Service».
–
«The Omega Method - An Engineering Approach to
Life Assessment» (M. Prager, Journal of Pressure
Vessel Technology, August 2000, Vol. 122).
–
Circolare ISPESL del 5 Dicembre 2003, n° 48: «Procedura tecnica per le verifiche di calcolo e controlli su
componenti in pressione in regime di scorrimento
viscoso del materiale».
Figura 7 - Diagramma bilogaritmico
tensione - tempo per l’acciaio ASTM A335
P5 alla temperatura T = 612 °C.
sumata e un valore di vita residua inferiore rispetto a quello valutato attraverso
il “Metodo Omega”.
L’assenza di informazioni sulle effettive
condizioni di esercizio dei serpentini del
forno non consente un ulteriore approfondimento del calcolo.
5. Conclusioni
Nel presente lavoro è stato descritto un
esempio di applicazione della procedura
di valutazione denominata “Metodo
Omega”, per la determinazione della
vita residua di apparecchiature a pres-
178 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
Gian Luigi COSSO, laureato in Ingegneria Civile presso l’Università di
Genova nel 1999. Funzionario dell’Istituto Italiano della Saldatura dal 2000;
attualmente in forza all’Area Ingegneria, Calcolo e Progettazione della Divisione Ingegneria.
Chiara SERVETTO, laureata in Ingegneria Civile presso l’Università di
Genova nel 1992. Funzionario dell’Istituto Italiano della Saldatura dal 1993,
ha lavorato per oltre 10 anni nella Divisione Ingegneria maturando esperienza nella progettazione delle strutture saldate in diversi ambiti applicativi
e partecipando attivamente a gruppi di lavoro in ambito italiano (CTI, AIM) e
internazionale (ECCC, EPERC) nel campo dello scorrimento viscoso. Dal
2007 si occupa dello sviluppo tecnologico del Laboratorio dell’Istituto e
dell’esecuzione di prove meccaniche non convenzionali (prove di fatica, di
creep, di meccanica della frattura). È certificata European / International
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International Institute of Welding
Examination of joints
o f d i f fe re n t
w e l d m e t a l s ( °)
J. Heinemann *
J. Tuchtfeld *
Summary
1. Chemical composition
To perform a chemical analysis is an
important initial task in the overall material and weld testing program. The information from this analysis will provide a
basis for characterizing the properties of
the test material. For the chemical analysis of the undiluted weld metal, a weld
pad has to be prepared as shown in
Figure 1. The surface of the base metal
has to be clean and the pad shall be
welded in flat position with multiple
layers to obtain undiluted weld metal.
After removing the top surface of the
pad, the sample for analysis is taken
from the upper area of the pad. This area
has to be free of slag.
For analysing the sample different analytical techniques are applied:
• EDX (energy dispersive X-ray spectroscopy)
EDX is an analytical technique used for
the elemental analysis or chemical characterization of a sample. As a type of
spectroscopy, it relies on the investigation of a sample through interactions
(°) Doc. IIW-1929-08 (ex-doc. II-1678-08)
recommended for publication by Commission II
“Arc Welding and Filler Metals”.
* UTP Schweißmaterial GmbH - Bad Krozingen
(Germany).
Nickel and nickel-base alloys are vitally important to modern industry
because of their ability to withstand a wide variety of severe operating
conditions involving cryostatic applications, high stresses, high temperatures, corrosive environments and combinations of these factors.
The manufacturing industry of nickel alloys therefore has to deal with
different standardised testing procedures, which have to be executed
depending on the application.The article gives an overview of applied
testing procedures in different application fields.
KEYWORDS: COD; Corrosion tests; Cryogenics; High temperature;
Liquefied gases; Mechanical properties; Nickel alloys;Temperature;
Testing.
which examines the wavelengths of
between electromagnetic radiation and
photons emitted by atoms or molecules
matter, analyzing X-rays emitted by the
during their transition from an excited
matter in response to being hit with the
state to a lower energy state.
electromagnetic radiation. Its characterization capabilities are
due in large part to the
fundamental principle
Analysis spec.
that each element has
a unique atomic struc100 mm
ture allowing x-rays
that are characteristic
of an element’s
atomic structure to be
indentified uniquely
25 mm
from each other.
• Emission spectro
analysis
Emission spectro
analysis is a spectroFigure 1 - “Creating” pure weld deposit.
scopic technique
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 181
J. Heinemann e J.Tuchtfeld - Examination of joints of different weld metals
2. Testing of nickel alloys for
LNG applications
The testing programme of nickel alloys
depends on the requirements of the
intended application. In cryostatic temperature applications like the LNG tank
construction the engineering companies
ask mainly for the specification of the
welding electrodes, including the chemical analysis, mechanical tests and X-ray
test of the weld joint.
LNG stands for Liquefied Natural Gas
and is defined as liquefied Methane
(CH 4). The characteristic of the LNGtank application is the low operation
temperature of -168 °C. At this temperature natural gas becomes liquid and
thereby reduces its volume by a factor of
600. In this way the natural gas becomes
transportable and storable, but with the
disadvantage of the low storage temperature. As the dimensions of the storage
tanks are ve ry huge, Figure 2, the
requirements for the base material and
the welded joint are also very high.
In order to guarantee a safe and secure
storage of the liquefied gas at -168 °C,
excellent mechanical properties of base
material and welded joint (of the corresponding tank system) are needed. For
the construction of large LNG onshore
terminals (50-160 000 m 3 ) almost
without exception 9% Ni-steel is used.
There are different reasons for this decision:
a) high strength of 9% Ni-steel and consequently saving of material and
costs;
b) high security against brittle fracture
at low temperatures.
For the weld joints nickel-base materials
are used due to their high elongation of
more than 35 % at tensile strength values
of more than 700 MPa. In particular the
high elongation is causing stress reduction within the heat-affected zone, so
that crack risk is reduced as well. A UTP
stick electrode with this characteristic
profile is UTP Soudonel D. The chemical composition of Soudonel D is given
in Table 1.
Figure 2 - Cross section of a LNG tank.
2.1 Mechanical testing
Mechanical welding-testing is regarded
as the most reliable and least expensive
to determine strength and other properties. Welding-testing specimens to
destruction are one of the most important means to assess the quality of welds.
The other complementary element is
non-destructive welding inspection of
actual welded structures.
Among mechanical welding-testing,
classic tensile tests are performed using
instruments called Universal Mechanical
Testing systems, on prepared test specimens precisely machined through weld
material to the dimensions and shape
required by Standards like ASME or
DIN EN. The weld test assembly is
shown in Figure 3. This groove weld is
used for preparing tensile test specimen
in pure weld metal and to prepare
Charpy-V test specimen. Additionally,
this assembly may be used to satisfy the
requirements of the flat position radiographic test.
The values at hand show that at room
temperature yield strength (R p0.2 ) of
pure weld deposit does not reach values
of the base material 9% Ni-steel. Tensile
strengths are in the scatter band of base
material 9% Ni, Figure 4.
While loading the tanks high shrinking
forces affect the welding seams, therefore elongation, toughness and lateral
expansion are of crucial importance for
the security of the construction.
The weld deposits show high elongation
values, so that arising tensions can be
taken up by the weld deposit, Figure 5.
Due to the high mechanical properties of
these weld deposits, stresses, caused by
temperature change, can be taken up
easily. Therefore only nickel base
welding consumables are used for the
welding of LNG tanks.
The impact test is a standardized high
strain-rate test which determines the
amount of energy absorbed by a material
during fracture.
Table 1 - Chemical composition of Soudonel D.
C
Mn
Fe
Cr
Si
Nb/Ta
Ni
Mo
W
12
17
0.5
2.0
55
1
5
9
1
2
13
0.39
1.23
66
7
1.2
AWS ENiCrMo-6
minimum
maximum
2
4
10
0.1
UTP Soudonel D
typical content
0.05
3.5
7
182 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
J. Heinemann e J.Tuchtfeld - Examination of joints of different weld metals
The apparatus consists of a pendulum
hammer swinging at a notched sample of
material. The energy transferred to the
material can be inferred by comparing
the difference in the height of the
hammer before and after a big fracture.
Due to the low application temperatures
it is very important to prove the resist-
ance to brittle fracture of the welding
consumables.
Therefore the Charpy-V specimens are
immersed in liquid nitrogen, which has a
temperature of -196 °C, Figure 6.
Typically achieved impact values for a
weld joint on base material 9% Ni-steel
and pure weld metal Soudonel D is
given in Figure 7. In addition to the
absorbed energy, other test indicators,
such as lateral expansion of the fractured
specimen and appearance of the fractured surfaces, can also be used to characterize the fracture toughness of the test
material. The amount of expansion on
each side of each half can be measured
Position of specimen for all weld metal tests
Figure 3 - Tensile and Charpy-V specimen in pure weld metal.
Rp 0.2
Elongation A5
Rm
45
1200
41
Weld X8Ni9
40
1000
600
745
35
All weld metal
745
Tensile
strength
571
504
497
Yield
strength
400
Elongation in %
800
Butt weld X8Ni9
778
25
20
15
10
200
0
All weld metal
30
9
11
9,8
20 °C
20 °C
5
20 °C
20 °C
Figure 4 - Mechanical values of weld joint
and pure weld metal.
20 °C
0
20 °C
20 °C
Figure 5 - Elongation of Soudonel D.
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 183
J. Heinemann e J.Tuchtfeld - Examination of joints of different weld metals
using a lateral expansion gauge. The two
broken halves must be measured individually, and the larger value is used,
Figure 8.
Current values of the lateral expansion
of Soudonel D are shown in Figure 9.
In the specification for the welding
consumables applied in the LNG/tank
construction we have requirements by
the engineering companies of at least
0.35 mm.
2.2 CTOD tests
The CTOD (Crack-Tip Opening Displacement test) test may be used to characterize the toughness of materials that
are too ductile or lack sufficient size to
be tested for Charpy-V notch test.
CTOD is the displacement of the crack
surfaces normal to the original
(unloaded) crack plane at the tip of a
crack. The CTOD at the fracture incipient load (critical CTOD) indicates the
fracture toughness of the test material at
a given temperature. Preparation of the
test specimen is shown in Figure 10.
Some engineering companies require
CTOD test carried out with the welding
consumables. Out of the welded joints
CTOD test specimens are taken, in order
Liquide nitrogen
-196 °C
Figure 6 - Cooling down of Charpy-V specimen.
to examine the crack propagation at different temperatures. With this examination the fracture resistance of the welded
joint is examined, Figure 11.
2.3 Bend tests
Bend tests are popular and informative
tests. Usually they can be performed
with simple equipment, like a jack or a
press, readily available in many shops.
But specification requirements must be
followed accurately for the test to be
valid. The result of the test should be as
demanded. Sometimes a certain angle of
bend should be reached without fracture.
Either warping of the test piece without
fracture or a break outside the weld or
whatever other feature should be accord-
Impact energy of butt weld X8Ni9 and all weld metal
-196 °C
-196 °C
-196 °C
-196 °C
-20 °C
-196 °C
100
90
88
82 84 82
78
Impact energy [J]
80
70
82
70 72
66 66 64
72
76
73
63
57 60 60
60
50
40
30
20
Position of specimen
Figure 7 - Impact energy.
184 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
All weld metal
s
s
s
s
s
s
PO
PO
PO
PO
PO
PO
s
s
s
s
s
0
s
10
J. Heinemann e J.Tuchtfeld - Examination of joints of different weld metals
Lateral expansion = I1 - I0
Lateral expansion of UTP Soudonel D acc. to specification
1.2
Lat. expansion [mm]
1
Range of lateral expansion of UTP Soudonel D
0.8
0.6
0.4
0.2
0
Figure 8 - Charpy-V specimen.
Figure 9 - Lateral expansion of Soudonel D.
Load [kN]
60
CTOD-test (Crack Tip Opening Displacement-test)
F
Test temperature: -196 °C
50 Vd.
Vpl.
40
30
Ductile fracture after stable crack growth
20
10
0
0.0
F
0.5
Figure 10 - CTOD Test.
1.0
1.5
Vges.
2.0
2.5
3.0
3.5
Clip gauge displacement [mm]
Figure 11 - CTOD value of Soudonel D at
-196 °C.
ing to specification requirements. In any
case the welding-testing result must be
documented in a test report, possibly
with a photo, and the test piece itself
must be identified and kept for later
inspection by the customer’s agent,
Figure 12.
Guided bend tests are a special type,
being performed on specially prepared
test pieces, using a jig manufactured to
constrain the specimen to follow a given
contour. Due to the high demands onto
the welding seams, 100% X-ray test is
carried out for all welding seams. If the
Butt joint X8Ni9 - UTP Soudonel D
Longitudinal bend test
Face bend
Figure 12 - Longitudinal bend test of Soudonel D.
Root bend
radiographic film shows any defects like
e.g. lack of fusion, slag inclusions,
cracks etc., these defects are grinded out
and are being repaired by using stick
electrode in diameter 2.5 mm and
3.2 mm. After completion of the repair,
the corresponding sector is X-rayed
again, Figure 13.
3. Testing of nickel alloys for high
temperature applications
The use of nickel alloys at high temperatures for example like in boilers, gas
turbine engines, and ovens, introduces
the possibility of failure in service by a
mechanism known as creep.
As the name suggests this is a slow
failure mechanism that may occur in a
material exposed for a long length of
time to a load below its elastic limit, the
material increasing in length in the
direction of the applied stress. At
ambient temperature with most materials this deformation is so slow that it is
not significant.
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 185
J. Heinemann e J.Tuchtfeld - Examination of joints of different weld metals
Constant force applied
100% X-ray test
Repair of SMAW and SAW seams
with stick electrode
Heating
element
Extension measured
over gauge length
Thermocouple
Constant force
applied
Figure 13 - X-ray test of weld joint of 9% Ni-steel.
For most purposes such movements are
of little or no importance. Increasing the
temperature, however, increases the rate
of deformation at the applied load and it
is vitally important to know the speed of
deformation at a given load and temperature if components are to be safely
designed for high temperature service.
Failure to be able to do this may result
in, for example, the premature failure of
a pressure vessel or the fouling of gas
turbine blades on the turbine casing.
The drive for the more efficient use of
fuels in applications such as power generation plant and gas turbines demands
that components are designed for higher
and higher operating temperatures,
requiring new creep resistant alloys to be
developed. To investigate these alloys
and to produce the design data the creep
test is used.
In metals, creep failure occurs at the
grain boundaries to give an intergranular
fracture. The fracture appearance can be
somewhat similar to a brittle fracture,
with little deformation visible apart from
a small amount of elongation in the
direction of the applied stress.
The creep test is conducted using a
tensile specimen to which a constant
stress is applied, often by the simple
method of suspending weights from it.
Surrounding the specimen is a thermostatically controlled furnace, the temperature being controlled by a thermocouple attached to the gauge length of the
specimen, Figure 14. The extension of
the specimen is measured by a very sensitive extensometer since the actual
186 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
Figure 14 - Schematic of a creep test.
amount of deformation before failure
may be only two or three per cent.
The test specimen design is based on a
standard tensile specimen. It must be
proportional in order that results can be
compared and ideally should be
machined to tighter tolerances than a
standard tensile test piece. In particular
the straightness of the specimen should
be controlled to within some ½% of the
diameter. A slightly bent specimen will
introduce bending stresses that will seriously affect the results. The surface
finish is also important - the specimen
should be smooth, scratch free and not
cold worked by the machining operation. The extensometer should be fitted
on the gauge length and not to any of the
other load carrying parts as it is difficult
to separate any extension of these parts
from that in the specimen.
Testing is generally carried out in air at
atmospheric pressure. However, if it is
necessary to produce creep data for
materials that react with air these may be
tested in a chamber containing an inert
atmosphere such as argon or in vacuum.
The test specimen and the test assembly
are shown in Figure 15.
The creep test has the objective of precisely measuring the rate at which secondary or steady state creep occurs.
Increasing the stress or temperature has
the effect of increasing the slope of the
line the amount of deformation in a
given time increases.
The results are presented as the amount
of strain (deformation), generally
expressed as a percentage, produced by
applying a specified load for a specified
time and temperature e.g. 1% strain in
100 000 hrs at 35 N/mm2 and 475 °C.
There are therefore two additional variations on the creep test that use the same
equipment and test specimen as the standard creep test and that are used to
provide data for use by the designer in
the latter case.
These are the creep rupture test and the
stress rupture test. As the names suggest
both of these tests are continued until the
specimen fails. In the creep rupture test
the amount of creep that has occurred at
the point of failure is recorded. The test
results would be expressed as %age
strain, time and temperature e.g. rupture
occurs at 2% strain at 450 °C in 85 000
hours.
The stress rupture test gives the time to
rupture at a given stress and temperature
e.g. 25 N/mm2 will cause failure at 850
°C in 97 000 hours. This data, if properly
interpreted, is useful in specifying the
design life of components when dimensional changes due to creep are not
important since they give a measure of
the load carrying capacity of a material
as a function of time.
4. Testing of nickel alloys for
corrosive media
Organic acids are important precursors
for many other chemicals. Pure organic
acids are weak acids and not very corrosive for high performance NiCrMoalloys. But in the chemical industry the
J. Heinemann e J.Tuchtfeld - Examination of joints of different weld metals
Plate after welding
Specimens at test
1
2
3
4
-
cut plate
prepared specimen
ready specimen
tested specimens
1000 °C, 1071 h, 10 N/mm2
Figure 15 - Creep test assembly and specimen.
corrosive action of acids can become
rather aggressive because they are
handled as process mixtures with other
organic acids, inorganic acids, salts and
solids. An example is the production of
chemicals, where small amounts of sulphuric acid or hydrochloric acid are frequently used as a catalyst. In this media
the chlorides have a negative effect on
the passivation layer of the materials and
by this on their corrosion resistance.
In more severe operating conditions protection can be achieved only with high
alloyed austenitic stainless steels and
nickel alloys. While NiMo-alloys are
recommended for reducing conditions,
in the presence of oxidizing impurities
the use of NiCrMo-alloys is favoured.
In the following frequently used test
methods for such alloys are described
and some test results of the NiCrMoalloy UTP 759 Kb (alloy 59) are given.
4.1 Standard test of detecting
susceptibility to intergranular
attack ASTM G 28 A
This method covers the procedure for
the boiling ferric sulphate -50% sulphuric acid test which applies to nine
alloys and measures the susceptibility of
certain nickel-rich, chromium-bearing
alloys to intergranular attack.
This method may be used to evaluate asreceived material and to evaluate the
effects of subsequent heat treatments.
The method may be only applied to
wrought products. The test is not applicable to cast products.
The boiling ferric sulphate-sulphuric
acid test may be applied to the following
alloys (see Table 2) in the wrought condition.
Calculation and interpretation of the
results:
Corrosion rate = (K x W) / (A x T x D)
K = a constant
T = time off exposure, h, to the nearest
0.01 h
A = area in cm2, to the nearest 0.01 cm2
W = mass loss, g, to the nearest 0.01 g
D = density g/cm3
Figure 16 shows the assembly and welded
samples of the ASTM G 28 A test.
4.2 Standard test for pitting and crevice
corrosion resistance ASTM G 48
These test methods cover procedures for
the determination of the resistance of
stainless steels and related alloys to
pitting and crevice corrosion when
exposed to oxidizing chloride environments.
Method A (ASTM G 48 A)
Method A is a ferric chloride pitting test.
Transfer the test solution to the temperature of interest.
Table 2 - Applicable alloys for ASTM G 28.
Alloy
N10276
N06455
N06007
N06985
N08020
Time (h)
24
24
120
120
120
Alloy
N00600
N06625
N08800
N08825
Time (h)
24
120
120
120
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 187
J. Heinemann e J.Tuchtfeld - Examination of joints of different weld metals
Suitable temperatures for evaluation are
22 ± 2 °C and 50 ± 2 °C. A reasonable
test period is 72 h.
Details of corrosion tests
ASTM G 28 A
Samples after
test acc.
ASTM G 28 A
Figure 16 - Assembly and samples of ASTM G 28 A.
UTP 759 Kb
PA (w)
Surface layer
As welded
pitting at 65 °C
root
Figure 17 - Green death test at welded joint UTP 759 Kb.
Details of corrosion tests
ASTM G 48 C
and
Green Death
Figure 18 - Assembly and samples of ASTM G 48 C and green death.
188 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
Examination and evaluation
Measure the deepest pits with an appropriate technique. Measure a significant
number of pits to determine the deepest
pit and the average of the ten deepest
pits.
Method C (ASTM G 48 C)
Method C is a critical pitting temperature test. The starting temperature may
be estimated by the following equation.
CPT (°C) = (2.5 x % Cr) + (7.6 x % Mo)
+ (31.9 x % N) - 41
The standard test period is 72 h. Testing
shall begin at the nearest increment of
5 °C estimated by the above equation.
After a hold time of 72 h check on
pitting.
If there is no pitting, advance the temperature and hold again 72 h. The critical
temperature is the temperature when you
first detect a pit.
4.3 Green death test
The green death test is similar to the
ASTM G 48 C test but the test solution
is different. It is not a standardized test
to simulate strong acid condensation in
smoke gas.
The test solution consists of:
7 Vol. % H2SO4
3 Vol. % HCl
The test will be applicable in a temperature range between +20 °C and +120 °C.
Start by a temperature of +20 °C. Afterwards after a hold time of 24 h check on
pitting. Advance the temperature till
detecting a pit. The critical temperature
is the temperature when you first detect a
pit.
The weld joint of UTP 759 Kb with base
material of the same kind shows the start
of pitting in the green death test at a temperature of 65 °C, Figure 17.
The assembly together with some
welded samples of ASTM G 48 C
and the green death test is shown in
Figure 18.
A summary of applicable corrosion test
is given in Table 3.
The test results which are shown
in Figure 19 display the comparability
of the corrosion rates of the base
material with the corresponding weld
metal.
J. Heinemann e J.Tuchtfeld - Examination of joints of different weld metals
Table 3 - Applicable corrosion test.
Test
Solution
Temperature
Description
Detection
ASTM G 28 A
H2SO4 +
Fe2 (SO4)3
Boiling
Light reduce
Cr-carbide and
nitride, no
sigma
Cr-Mo segregation
ASTM G 28 B
H2SO4 + HCl +
FeCl3 + CuCl3
Boiling
Reduce
Cr-carbide
Cr-Mo segregation
ASTM A 262 B
H2SO4 +
Fe(SO4)3
Boiling
Light reduce
Cr-carbide and
nitride
Cr-Mo segregation
ASTM A 262 C
HNO3
Boiling
Oxidize
Cr-carbide and
nitride + sigma
H2SO4 +
7% Cl-, pH 1
105 °C
Reduce
Resistant against
H2SO4
50% H2SO4 +
1.5% Cl-
105 °C
Reduce
Resistant against
H2SO4
70000 ppm ClpH 1
105 °C
Reduce
Active dissolution
or pitting
Green death
(mod.)
6.4% H2SO4 +
3.1% HCl +
1% CuCl3 +
0.6% FeCl3 +
Rest Water
Up to 130 °C
Reduce
Pitting
ASTM G 48 A
6% FeCl3
Up to 50 °C
Reduce
Pitting
5. Testing of nickel alloys for
repair purposes
Repair welding is often applied when the
function of a machine or component is
reduced due to broken parts or cracks.
The task of the repair work is to re-
establish the functionality of the
damaged part, i.e. to produce a crackfree weld joint with at least the properties of the applied base material.
In case of high strength or difficult to
weld material, nickel alloys are often
used for accomplishing such a repair,
namely because of the high elongation
and simultaneously high strength of the
material.
Test methods applied on the repair sector
are mainly the dye penetrant test and the
tensile test. In order to prove adequate
strength of the joint, tensile specimen
Corrosion rate mm/a
1.4
GW 2.4605
1.2
SG UTP 759Kb
1
0.8
0.6
Failure in the base material
0.4
0.2
0
A
B
C
Figure 19 - Comparison of corrosion rate
between base metal 2.4605 (alloy 59)
and weld metal UTP 759 Kb.
D
Figure 20 - Tensile specimen across the weld
joint.
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 189
J. Heinemann e J.Tuchtfeld - Examination of joints of different weld metals
are machined across the joint, Figure 20.
Evidence of a successful repair could be
the failure of the tensile specimen in the
base material.
Dye penetration test
The dye penetration test is an easy to
apply non-destructive test to detect
material defects before the repair and
then afterwards to prove its accuracy. It
is based upon capillary action, where
low-surface-tension fluid penetrates into
clean and dry surface-breaking discontinuities. Penetrant may be applied to the
test component by dipping, spraying, or
brushing. After adequate penetration
time has been allowed, the excess penetrant is removed, and a developer is
applied. The material defects are then
visible by the colour of the penetrant,
Figure 21.
6. Summary
The examination of different weld joints
in different applications and the appropriate test methods have been presented
in this article.
Testing of weld deposits and weld joints
has been an important task, not only to
guarantee the safety of structural elements but also for the development of
new products. Before placing a new
product on the market a multitude of
tests has to be carried out. Therefore it
would be a good solution if all manufacturers could have the same test standards
for a better comparability.
190 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
Figure 21 - Crack in cast iron bearing block.
Sommario
Esame di giunti saldati di differenti metalli fusi
Le leghe di nichel e le leghe a base nichel sono di vitale importanza
nell’industria moderna per la loro capacità di resistere ad una grande varietà di
difficili condizioni operative quali applicazioni criostatiche, forti tensioni, alte
temperature, ambienti corrosivi e loro combinazioni.
L’industria manifatturiera delle leghe di nichel deve quindi gestire differenti
procedure di prova standardizzate, le quali devono essere eseguite a seconda
dell’applicazione cui sono destinate.
L’articolo fornisce una panoramica delle procedure di prova impiegate nei
differenti campi applicativi.
IIS Didattica
Specifiche tecniche per
elettrodi rivestiti per la
saldatura degli acciai al
carbonio: AWS A5.1
(ASME SFA-5.1) **
TABELLA I - Tipologie di rivestimento, posizioni di saldatura e tipi di corrente.
Welding
Type of
AWS
Type of covering
positiona
currentb
Classification
Nell’era della consacrazione dei processi ad energia concentrata (come il
Laser) o della rapida ascesa dei processi
allo stato solido come la Friction Stir
Welding, il processo con elettrodo rivestito mantiene un proprio campo di
applicazione di assoluto rilievo, nell’ambito del quale non sempre le tecnologie
più innovative sembrano poter rappresentare una reale alternativa.
Pur avendo un passato ormai centenario,
l’elettrodo rivestito non sempre è conosciuto anche dagli addetti ai lavori in
modo esaustivo, nelle proprie caratteristiche operative e tecnologiche, sintetizzate attraverso designazioni solo apparentemente semplici.
Scopo del presente articolo è analizzare i
contenuti delle specifiche tecniche più
utilizzate in ambito internazionale, contenute in AWS A5.1 e riprese dal codice
ASME BPV nella Sezione dedicata ai
materiali d’apporto (II C, SFA-5.1),
anche per consentire al lettore un più
preciso confronto con i contenuti degli
standard europei, nel caso specifico con
la norma UNI EN 499.
Requisiti
di carattere generale
Gli elettrodi sono classificati in relazione a quattro caratteristiche fondamentali:
• il tipo di corrente;
*
E6010
E6011
E6012
E6013
E6019
High cellulose sodium
High cellulose potassium
High titania sodium
High titania potassium
Iron oxide titania potassium
E6020
High iron oxide
E6022c
High iron oxide
E6027
High iron oxide, iron powder
E7014
E7015d
E7016d
E7018M
E7024d
Iron powder, titania
Low hydrogen sodium
Low hydrogen potassium
Low hydrogen potassium,
iron powder
Low hydrogen iron powder
Iron powder, titania
E7027
High iron oxide, iron powder
E7028d
Low hydrogen potassium,
iron powder
Low hydrogen potassium,
iron powder
E7018d
E7048d
• il tipo di rivestimento;
• la posizione di saldatura;
• le proprietà del deposito di saldatura,
allo stato come saldato (o invecchiato).
La classificazione è sempre univoca, nel
senso che un elettrodo classificato in un
modo non può essere classificato con
una qualsiasi altra classificazione, ad
eccezione dell’E7018M che può anche
essere classificato E7018, nel caso in cui
soddisfi ovviamente i requisiti previsti
da entrambe le classi.
F,V, OH, H
F,V, OH, H
F,V, OH, H
F,V, OH, H
F,V, OH, H
H-fillets
F
F, H
H-fillets
F
F,V, OH, H
F,V, OH, H
F,V, OH, H
dcep
ac or dcep
ac or dcen
ac, dcep or dcen
ac, dcep or dcen
ac or dcen
ac, dcep or dcen
ac or dcen
ac or dcen
ac, dcep or dcen
ac, dcep or dcen
dcep
ac or dcep
F,V, OH, H
ac or dcep
F,V, OH, H
H-fillets, F
H-fillets
F
dcep
ac, dcep or dcen
ac or dcen
ac, dcep or dcen
H-fillets, F
ac or dcep
F,V, OH, H,V-down
ac or dcep
Le prime tre caratteristiche fondamentali
considerate ai fini della classificazione
sono sintetizzate nella Tabella I (per
garantire la completa aderenza rispetto
ai contenuti originali delle specifiche, si
è scelto di mantenere il contenuto della
tabella in lingua inglese).
Per una corretta interpretazione occorre
fare riferimento alle seguenti note della
Tabella:
a le abbreviazioni indicano le seguenti
posizioni di saldatura: F - piano,
H - frontale, H-fillets - piano frontale
Redazione a cura della Divisione FOR - Formazione e insegnamento dell’Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 193
Specifiche tecniche per elettrodi rivestiti per la saldatura degli acciai al carbonio: AWS A5.1 (ASME SFA-5.1)
(cordoni d’angolo), V-down - verticale discendente, V - verticale ascendente, OH - sopratesta;
b la sigla dcep indica corrente continua,
polarità positiva (inversa); la sigla
dcen indica corrente continua, polarità negativa (diretta); la sigla ac
indica corrente alternata;
c la designazione E6022 indica elettrodi per giunti a passata singola;
d elettrodi con requisiti addizionali di
allungamento, tenacità, umidità
assorbita ed idrogeno diffusibile sono
classificati come indicato nelle
Tabelle II, III e IV.
Come si può facilmente osservare, le tre
caratteristiche sono riassunte nelle due
ultime cifre della parte numerica della
classificazione (la lettera E indica evidentemente che si tratta di un electrode,
un elettrodo appunto).
La quarta caratteristica fondamentale
considerata nella classificazione - le proprietà meccaniche del deposito ottenuto
con quello specifico elettrodo - è invece
in parte codificata nelle prime due parti
della classificazione ed in parte nelle
seconde due, per quanto non vi sia un
criterio con cui associare alla codifica il
suo significato completo.
La prima essenziale proprietà è ovviamente la resistenza meccanica (Tab. II).
Anche in questo caso, alcune note risultano essenziali per l’interpretazione di
talune classificazioni:
d sono previste una prova di trazione
trasversale ed una prova di piegamento guidato longitudinale;
e per gli elettrodi con classificazione
E7024-1 è previsto un allungamento
minimo del 22%;
f per elettrodi aventi diametro 3/32”
(2.4 mm) è previsto un va lore
massimo per la resistenza allo snervamento di 77 ksi (531 MPa);
g la resistenza a rottura nominale di
questo elettrodo è 70 ksi (482 MPa).
Per quanto sia un’osservazione elementare, è il caso di ricordare che le prime
due cifre della classificazione rappresentano appunto la resistenza meccanica
(espressa in ksi), mentre gli standard
europei (come la norma UNI EN 499)
utilizzano per la parte della classificazione riferita alla resistenza meccanica
un codice riconducibile al carico di snervamento.
Se i contenuti delle prime due tabelle
possono essere ritenuti relativamente
194 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
TABELLA II - Proprietà tensili (resistenza, allungamento a rottura).
AWS
Classification
E6010
E6011
E6012
E6013
E6019
E6020
E6022d
E6027
E7014
E7015
E7016
E7018
E7024
E7027
E7028
E7048
E7018M
Tensile
strength
ksi
60
60
60
60
60
60
60
60
70
70
70
70
70
70
70
70
g
MPa
414
414
414
414
414
414
414
414
482
482
482
482
482
482
482
482
482
noti dagli utilizzatori di questi prodotti,
non sempre si può affermare lo stesso
per la terza, riferita alla tenacità del
deposito valutata mediante prove di resilienza.
Al riguardo, gli elettrodi possono essere
raggruppati in quattro classi, cui sono
associati diversi livelli di resilienza; in
Yield strength
ksi
MPa
48
331
48
331
48
331
48
331
48
331
48
331
not specified
48
331
58
399
58
399
58
399
58
399
58
399
58
399
58
399
58
399
53÷72f
365÷496f
Elongation %
22
22
17
17
22
22
not specified
22
17
22
22
22
17e
22
22
22
24
particolare, se si considera la Tabella III,
si osserva come per le prime tre classi
non siano considerati il valore massimo
ed il valore minimo dei cinque misurati
durante le prove (sebbene, dei tre valori
considerati, almeno due debbano presentare valori maggiori o eguali a 27 J). Fa
eccezione la sola classificazione
TABELLA III - Tenacità.
AWS
Classification
Electrode
designation
Limits for 3 out of 5 specimens
Average
Single value
(Min.)
(Min.)
E6010, E6011,
E6027, E7015,
E7016
E7018
E7027, E7048
20 ft-lb at −20°F
(27 J at −29°C)
15 ft-lb at −20°F
(20 J at −29°C)
E6019,
E7028
20 ft-lb at 0°F
(27 J at −18°C)
15 ft-lb at 0°F
(20 J at −18°C)
E6012, E6013,
E6020, E6022,
E7014, E7024
Not specified
Not specified
20 ft-lb at −50°F
(27 J at −46°C)
20 ft-lb at 0°F
(27 J at −18°C)
15 ft-lb at −50°F
(20 J at −46°C)
15 ft-lb at 0°F
(20 J at −18°C)
E7016, E7018
E7016-1
E7018-1
E7024
E7024-1
Limits for 5 out of 5 specimens
E7018M
Average
(Min.)
50 ft-lb at −20°F
(67 J at −29°C)
Single value
(Min.)
40 ft-lb at −20°F
(54 J at −29°C)
Specifiche tecniche per elettrodi rivestiti per la saldatura degli acciai al carbonio: AWS A5.1 (ASME SFA-5.1)
E7018M, per la quale tutti e cinque i
valori sono considerati (tra essi, almeno
quattro devono presentare almeno 67 J).
Per le classificazioni E7016 ed E7018 è
inoltre prevista la particolare designazione -1 (con la quale divengono E7016-1
ed E7018-1), che rappresenta una classe
di resilienza migliorativa, nella quale
cioè gli stessi valori delle classificazioni
originarie sono richiesti a -50°F (-46°C).
Allo stesso modo, la designazione -1
associata alla classificazione E7024 è
indicativa di una resilienza migliorata
rispetto a quella originaria (per la quale
non sono previsti valori minimi), come
si legge chiaramente dalla Tabella III.
Prove tecnologiche e chimico fisiche
I test cui gli elettrodi devono essere sottoposti per poter associare loro una specifica classificazione sono piuttosto arti-
colati ed appare piuttosto improbabile
padroneggiare questa materia senza il
supporto di adeguati strumenti.
In termini generali, le prove previste per
gli elettrodi riguardano la loro composizione chimica, le proprietà meccaniche,
l’assenza di discontinuità del deposito,
l’umidità contenuta nel rivestimento o il
contenuto in termini di idrogeno diffusibile, le caratteristiche operative.
Va osservato che è prevista la ripetizione
di una prova, qualora essa non sia stata
TABELLA IV - Prove previste in funzione della classificazione. a,b
AWS
Classification
Dimensionc
inch
Chemical
analysis
mm
Radiographic test
All weld metal
Tensile test
Impact
test
Fillet weld
test j
Moisture
test j
E6010
3⁄32, 1⁄8
5⁄32, 3⁄16
7⁄32
1⁄4
5⁄16
2.4, 3.2
4.0, 4.8
5.6
6.4
8.0
NR
NR
NR
NR
NR
NRb
F
NRb
F
F
NRb
F
NRb
F
NRb
NRb
V & OH
NRb
H
NRb
NR
NR
NR
NR
NR
E6011
3⁄32, 1⁄8
5⁄32, 3⁄16
7⁄32
1⁄4
2.4, 3.2
4.0, 4.8
5.6
6.4
NR
NR
NR
NR
NRb
F
NRb
F
NRb
F
NRb
F
NRb
V & OH
NRb
H
NR
NR
NR
NR
E6012
5⁄16
1⁄16 to 1⁄8
5⁄32, 3⁄16
7⁄32
1⁄4, 5⁄16
8.0
1.6 to 3.2
4.0, 4.8
5.6
6.4, 8.0
NR
NR
NR
NR
NR
F
NRb
Fi
NRb
Fi
NRb
NR
NR
NR
NR
NRb
NRb
V & OH
NRb
H
NR
NR
NR
NR
NR
E6013
1⁄16 to 1⁄8
5⁄32, 3⁄16
7⁄32
1⁄4, 5⁄16
1.6 to 3.2
4.0, 4.8
5.6
6.4, 8.0
NR
NR
NR
NR
NRb
Fl
NRb
Fl
NR
NR
NR
NR
NRb
V & OH
NRb
H
NR
NR
NR
NR
E6019
5⁄64 to 1⁄8
5⁄32, 3⁄16
7⁄32
1⁄4, 5⁄16
2.0 to 3.2
4.0, 4.8
5.6
6.4, 8.0
NR
NR
NR
NR
NRb
Fl
NRb
Fl
NRb
Fl
NRb
Fl
NRb
V & OH
NRb
H
NR
NR
NR
NR
E6020
1⁄8
5⁄32, 3⁄16
7⁄32
1⁄4
5⁄16
3.2
4.0, 4.8
5.6
6.4
8.0
NR
NR
NR
NR
NR
NRb
Fl
NRb
Fl
Fl
NR
NR
NR
NR
NR
NRb
H
NRb
H
NRb
NR
NR
NR
NR
NR
E6022
1⁄8
5⁄32 to 7⁄32
3.2
4.0 to 5.6
NR
NR
NR
NRi, k
NR
NR
NR
NR
NR
NR
E6027
1⁄8
5⁄32, 3⁄16
7⁄32
1⁄4
5⁄16
3.2
4.0, 4.8
5.6
6.4
8.0
NR
NR
NR
NR
NR
NRb
Fl, m
NRb
Fl, m
Fl, m
NRb
Fl
NRb
Fl
NRb
NRb
H
NRb
H
NRb
NR
NR
NR
NR
NR
E7014
3⁄32, 1⁄8
5⁄32
3⁄16
7⁄32
1⁄4
5⁄16
2.4, 3.2
4.0
4.8
5.6
6.4
8.0
NRb
Fl
NRb
NRb
Fl
NRb
NRb
Fl
Fl
NRb
Fl
Fl
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NRb
V & OH
H
NRb
H
H
NR
NR
NR
NR
NR
NR
(segue)
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 195
Specifiche tecniche per elettrodi rivestiti per la saldatura degli acciai al carbonio: AWS A5.1 (ASME SFA-5.1)
(segue) TABELLA IV - Prove previste in funzione della classificazione. a.b
Dimensionc
AWS
Classification
inch
Chemical
analysis
mm
Radiographic test
All weld metal
Tensile test
Impact
test
Fillet weld
test
Moisture
test j
E7015
3⁄32, 1⁄8
5⁄32
3⁄16
7⁄32
1⁄4
5⁄16
2.4, 3.2
4.0
4.8
5.6
6.4
8.0
NRb
F
NRb
NRb
F
NRb
NRb
F
F
NRb
F
F
NRb
F
F
NRb
F
NRb
NRb
V & OH
H
NRb
H
NRb
NRb
Req’d
NRb
NRb
Req’d
NRb
E7016
3⁄32, 1⁄8
5⁄32
3⁄16
7⁄32
1⁄4
5⁄16
2.4, 3.2
4.0
4.8
5.6
6.4
8.0
NRb
F
NRb
NRb
F
NRb
NRb
F
F
NRb
F
F
NRb
F
F
NRb
F
NRb
NRb
V & OH
H
NRb
H
NRb
NRb
Req’d
NRb
NRb
Req’d
NRb
E7018
3⁄32, 1⁄8
5⁄32
3⁄16
7⁄32
1⁄4
5⁄16
2.4, 3.2
4.0
4.8
5.6
6.4
8.0
NRb
F
NRb
NRb
F
NRb
NRb
F
F
NRb
F
F
NRb
F
F
NRb
F
NRb
NRb
V & OH
H
NRb
H
NRb
NRb
Req’d
NRb
NRb
Req
NRb
E7018Mn
3⁄32 to 5⁄32
3⁄16 to 5⁄16
2.4 to 4.0
4.8 to 8.0
F
F
V
F
V
F
NR
NR
Req’d
Req’d
E7024
3⁄32, 1⁄8
5⁄32
3⁄16
7⁄32
1⁄4
5⁄16
2.4, 3.2
4.0
4.8
5.6
6.4
8.0
NRb
Fl
NRb
NRb
Fl
NRb
NRb
Fl, m
Fl, m
NRb
Fl, m
FCl, m
NRb, o
Fo
Fo
NRb, o
Fo
NRb, o
NRb
H
H
NRb
H
NRb
NR
NR
NR
NR
NR
NR
E7027
1⁄8
5⁄32
3⁄16
7⁄32
1⁄4
5⁄16
3.2
4.0
4.8
5.6
6.4
8.0
NRb
Fl
NRb
NRb
Fl
NRb
NRb
Fl, m
Fl, m
NRb
Fl, m
Fl, m
NRb
Fl
Fl
NRb
Fl
NRb
NRb
H
H
NRb
H
NRb
NR
NR
NR
NR
NR
NR
3.2
4.0
4.8
5.6
6.4
8.0
NRb
F
NRb
NRb
F
NRb
NRb
Fm
Fm
NRb
Fm
Fm
NRb
F
F
NRb
F
NRb
NRb
E7028
1⁄8
5⁄32
3⁄16
7⁄32
1⁄4
5⁄16
NRb
Req’d
NRb
NRb
Req’d
NRb
E7048
1⁄8
5⁄32
3⁄16
3.2
4.0
4.8
NRb
F
NRb
NRb
F
F
NRb
F
F
NRb
NRb
V-down & OH Req’d
NRb
V-down & H
superata: in tal caso, sono però previste
due riprove che devono entrambe risultare positive. Il quadro complessivo delle
prove, in relazione alla classificazione
dell’elettrodo e - talvolta - anche al suo
diametro - è descritto nella Tabella IV.
Il significato delle note della Tabella
appare essenziale, vista l’ampiezza del
quadro:
a NR significa: non richiesto/a;
b gli elettrodi di diametri standard per
196 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
cui non sia prevista questa specifica
prova possono essere classificati a
condizione che almeno altri due diametri con tale classificazione abbiano
superato la prova;
c elettrodi prodotti con diametri non
riportati devono essere testati con
riferimento alle prove previste per il
diametro più vicino;
i esame radiografico non richiesto per
questa classificazione;
H
NRb
H
NRb
j l’esame previsto è il “moisture test”.
Gli esami relativi ad “absorbed moisture test” e all’idrogeno diffusibile
sono previsti per le designazioni supplementari;
k richieste le prove di resistenza a trazione trasversale e di piegamento
guidato longitudinale per i diametri
5⁄32”, 3⁄16” e 7⁄32” (4.0, 4.8 e 5.6
mm) circa la classificazione E6022.
Saldatura in posizione piana;
Specifiche tecniche per elettrodi rivestiti per la saldatura degli acciai al carbonio: AWS A5.1 (ASME SFA-5.1)
l nel caso siano previste dcep e dcen,
va adottata per le prove la sola dcen;
m per elettrodi di lunghezza maggiore
di 18” (450 mm) è previsto un test
con provette di dimensione doppia;
n per la classificazione E7018M è prevista la prova “absorbed moisture
test” e quella di misura dell’idrogeno
diffusibile;
o per la designazione E7024-1 è prevista la prova di resilienza.
Per l’esecuzione delle singole prove
sono previsti ovviamente riferimenti
specifici. Nel caso dell’analisi chimica il
saggio da eseguire deve avere la geometria descritta nella Figura 1.
Per l’esecuzione di tale prova va osservato che:
• la posizione deve essere piana;
• va eseguito un numero di passate tale
da arrivare ad ottenere uno strato con
diluizione nulla;
• la prova deve essere eseguita per ogni
tipologia di corrente per cui è prevista
la classificazione (ad eccezione degli
elettrodi classificati per dcep e dcen);
• numero e dimensioni delle passate
dipendono dal diametro dell’elettrodo, come pure l’intensità di corrente;
• il preriscaldo non deve essere inferiore a 60°F (16°C), l’interpass non
deve superare 300°F (150°C);
• per il completamento del saggio sono
previsti almeno quattro strati in
altezza (H), in modo da ricavare
L
W
H
Figura 1 - Saggio per l’analisi chimica del deposito dell’elettrodo.
l’analisi ad una altezza di almeno
1/4” (6.4 mm) rispetto alla superficie
della lamiera.
Una volta ricavate le provette per l’analisi chimica, la stessa deve essere condotta secondo ASTM E350 “Chemical
Analysis of Carbon Steel, Low Alloy
Steel, Silicon Electrical Steel, Ingot Iron
and Wrought Iron”.
I risultati dell’analisi, in particolare,
devono essere conformi alle specifiche
di cui alla Tabella V. Un secondo saggio
di prova è poi previsto per la verifica
delle proprietà meccaniche e della presenza di eventuali discontinuità.
Si tratta di un saggio testa a testa, con
piatto di sostegno, nel quale sono indicate le posizioni di prelievo delle cinque
provette di resilienza e della provetta per
la resistenza meccanica, con asse longitudinale (una tipologia di saggio simile,
ma non identica, è prevista per gli elettrodi con classificazione E7018M). Data
la presenza di un sostegno e di un certo
grado di diluizione nei confronti del
materiale base, questo deve essere scelto
secondo specifiche precise: in particolare, può essere ASTM A131 Grade B
(K02102), A285 Grade A (K01700)
oppure A285 Grade B (K02200) ad
eccezione degli elettrodi E7018M per i
quali la scelta ricade su uno dei seguenti
tipi di acciaio: A285 Grade C (K02801),
A283 Grade D, A36 (K02600),
A29 Grade 1015 (G10150), A29 Grade
1020 (G10200).
TABELLA V - Analisi chimica del deposito dell'elettrodo.
AWS
UNS
C
Mn
Si
P
S
E6010
E6011
E6012
E6013
E6019
E6020
E6022
E6027
W06010
W06011
W06012
W06013
W06019
W06020
W06022
W06027
E7016
E7018
E7027
W07016
W07018
W07027
Not Specified
1.60
0.75
Not Specified
E7014
E7015
E7024
W07014
W07015
W07024
Not Specified
1.25
0.90
E7028
E7048
W07028
W07048
Not Specified
1.60
E7018M
W07018
0.12
0.40 to 1.60
Ni
Cr
Mo
V
(1)
0.30
0.20
0.30
0.08
1.75
Not Specified
0.30
0.20
0.30
0.08
1.50
0.90
Not Specified
0.30
0.20
0.30
0.08
1.75
0.80
0.030
0.25
0.15
0.35
0.05
Not Specified
Not Specified
0.020
(1) Mn + Ni + Cr + Mo + V
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 197
Specifiche tecniche per elettrodi rivestiti per la saldatura degli acciai al carbonio: AWS A5.1 (ASME SFA-5.1)
Le provette per la prova di resilienza
devono essere ricavate posizionando
l’intaglio con asse perpendicolare
rispetto alla superficie, al centro della
zona fusa; allo stesso modo, la provetta
per la prova a trazione deve essere ricavata al centro della zona fusa.
Le dimensioni del saggio dipendono dal
diametro dell’elettrodo e variano da uno
spessore di 1/2” (13 mm) per elettrodi da
3/32 (2.4 mm), per i quali è prevista una
luce di 10 mm sino ad uno spessore di
1 1/4” (32 mm) per elettrodi da 5/16
(8 mm), per i quali è prevista una luce di
28 mm; in ogni caso devono essere eseguite due passate per strato.
Per evitare deformazioni angolari superiori a 5° possono essere adottati opportuni vincoli, dato che non è ammessa la
raddrizzatura del saggio dopo saldatura;
per la saldatura sono specificati opportuni range per l’intensità di corrente ed
un preriscaldo di 225°F (105°C) ed un
interpass di 350°F (175°C).
Le prove su questa tipologia di saggio
vanno eseguite allo stato come saldato
(as welded).
Nel caso invece di elettrodi con classificazione E2066, per i quali sono previste
specifiche differenti, il saggio deve
essere quello rappresentato nella
Figura 3, in cui sono anche definite le
posizioni di prelievo delle provette di
trazione trasversale e di piegamento
guidato longitudinale.
Per questo saggio è previsto un condizionamento dopo saldatura prima dell’esecuzione di dette prove, chiamato
“aging” (letteralmente, invecchiamento),
che consiste in una stasi a temperature
comprese tra 200 e 220°F (da 95 a
105°C) per 48 ±2 ore, quindi in un raffreddamento in aria sino a temperatura
ambiente.
Una terza tipologia di saggio prevista in
funzione della classificazione dell’elettrodo (Tab. IV) è il “fillet weld test”, che
prevede l’esecuzione di un saggio a
cordoni d’angolo con le caratteristiche
rappresentate nella Figura 4.
Per questo saggio, una volta eseguito
l’esame visivo delle superfici, deve
essere ricavata una provetta trasversale
per l’esecuzione di un esame macrografico, volto a verificare in particolare la
convessità del cordone e le sue dimensioni principali. Per ogni classificazione
e diametro sono previsti valori di riferimento per le dimensioni principali del
198 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
Figura 2 - Saggio per la verifica delle proprietà meccaniche e della presenza di discontinuità
(non per classificazioni E6022 ed E7018M).
Figura 3 - Saggio per la verifica della resistenza meccanica trasversale e per piegamento
guidato longitudinale (solo per classificazioni E6022).
cordone (Fig. 5).
Sulle due parti restanti, dopo l’esame
macrografico, devono essere eseguite
prove di frattura che non devono evidenziare mancanze di fusione del vertice
superiori al 20% della lunghezza del
giunto o di 1” (25 mm), ad eccezione
delle classificazioni E6012, E6013 ed
E7014 (che possono presentare mancanza di fusione, ma non superiore al
25% del piede del cordone).
La verifica dell’eventuale presenza di
discontinuità deve essere eseguita
(quando prevista, ovviamente) sui saggi
testa a testa mediante esame radiografico, con particolare riferimento allo
standard metodologico ASTM Method
E142 “Controlling Quality of Radiographic Testing” (le pellicole devono pre-
sentare sensibilità minima 2-2T).
Per validare i risultati della prova devono
essere verificati i seguenti criteri di
accettabilità:
• assenza di cricche, mancanze di
fusione o di penetrazione;
• assenza di inclusioni di scoria superiori a 1/4” (6.4 mm) oppure 1/3 dello
spessore;
• assenza di inclusioni di scoria allineate con lunghezza complessiva
superiore a quella del saggio, su una
lunghezza totale pari a 12 volte il
saggio stesso;
• assenza di indicazioni corte (aventi
cioè lunghezza inferiore a 3 volte la
larghezza) superiori ai limiti previsti
dalle specifiche applicabili, di cui alla
Tabella VI.
Specifiche tecniche per elettrodi rivestiti per la saldatura degli acciai al carbonio: AWS A5.1 (ASME SFA-5.1)
TABELLA VI - Criteri di accettabilità per l'esame radiografico.
E6019
E6020
E7015
E7016
E7018
E7018M
E7048
Grade 1
E6010
E6011
E6013
E7014
E7024
E6027
E7027
E7028
Grade 2
E6012
E6022
Not specified
Figura 4 - Saggio per fillet weld test.
Figura 5 - Esame dimensionale su sezioni macro (per fillet weld test).
TABELLA VII - Contenuto massimo di umidità degli elettrodi (valori espressi in
massa %).
AWS
Classification
Electrode
designation
As-received
or conditioned
As-exposed
E7015
E7016
E7018
E7028
E7048
E7015
E7016
E7016-1
E7018
E7018-1
E7028
E7048
0.6
Not specified
E7015
E7016
E7018
E7028
E7048
E7015R
E7016R
E7016-1R
E7018R
E7018-1R
E7028R
E7048R
0.3
0.4
E7018M
E7018M
0.1
0.4
Per i gradi 1 e 2 le specifiche forniscono
riferimenti comparativi per l’interpretazione radiografica (si osservi che il
grado 1 è più severo del grado 2).
Per la verifica del contenuto di umidità
degli elettrodi (moisture content) le specifiche statunitensi accettano, di principio, ogni metodo tecnicamente significativo proponendo una propria procedura,
in caso di contenzioso. I valori di umidità
massimi accettabili, secondo due modalità diverse di trattamento degli elettrodi
(definite as - received ed as - exposed)
sono riportati nella Tabella VII.
È appena il caso di ricordare che queste
specifiche sono caratteristiche di alcune
tipologie di elettrodo; inoltre, dalla
Tabella VII si osserva che esistono designazioni (indicate con la lettera R reduced) associate ad elettrodi con
ridotti valori di umidità rispetto alle classificazioni standard.
L’ultima prova prevista è quella relativa
alla verifica dell’idrogeno diffusibile,
riferita (quindi, significativa) solo ad
alcune tipologie di rivestimento. Al
riguardo, data anche la complessità della
prova, AWS A5.1 fa riferimento alle
modalità previste dalla norma
ANSI/AWS A4.3 “Standard Methods for
Determination of the Diffusible Hydrogen Content of Martensitic, Bainitic, and
Ferritic Steel Weld Metal Produced by
Arc Welding”.
I valori massimi di riferimento per
l’idrogeno diffusibile sono riportati nella
Tabella VIII.
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 199
Specifiche tecniche per elettrodi rivestiti per la saldatura degli acciai al carbonio: AWS A5.1 (ASME SFA-5.1)
TABELLA VIII - Contenuto massimo di idrogeno diffusibile degli elettrodi (valori espressi in ml/100g).
AWS
Classification
Diffusible Hydrogen
designator
Diffusible Hydrogen content,
average ml/100g deposited metal
E7018M
None
4.0
E7015
H16
16.0
E7016
E7018
E7028
H8
8.0
E7048
H4
4.0
Condizioni di conservazione
ed essiccamento
Intensità di corrente
Come noto a molti, le condizioni di stoccaggio e le procedure di essiccamento
devono essere specificate dal produttore
degli elettrodi; tuttavia, le specifiche statunitensi forniscono alcune indicazioni
di massima, riportate a titolo di esempio
nella Tabella IX.
nella posizione verticale ascendente è
opportuno regolare la corrente in prossimità del limite inferiore degli intervalli).
I valori sono riportati nella Tabella X.
Le specifiche AWS A5.1 forniscono
nelle proprie appendici anche alcune
indicazioni circa l’intensità di corrente
tipica in relazione al tipo di rivestimento
ed al diametro dell’elettrodo.
Anche in questo caso vi possono essere
differenze in funzione del produttore e
della posizione di saldatura (ad esempio,
TABELLA IX - Condizioni tipiche di conservazione ed essiccamento.
Storage Conditions
Holding Ovens
AWS
Classifications
Ambient Air
E6010, E6011
Ambient temperature
Not recommended
Not recommended
E6012, E6013,
E6019, E6020,
E6022, E6027,
E7014, E7024,
E7027
80 ± 20°F (30 ± 10°C)
50 percent max relative
humidity
20°F (12°C) to 40°F (24°C)
above ambient temperature
1 hour at temperature
275 ± 25°F (135 ± 15°C)
E7015, E7016,
E7018, E7028,
E7018M, E7048
Not recommended
50°F (30°C) to 250°F (140°C)
above ambient temperature
500 to 800°F (260 to 427°C)
1 to 2 hours at temperature
Drying Conditions
TABELLA X - Intervalli di corrente di funzionamento tipici.
Diameter
AWS Classification
inch
mm
E6010
E6011
E6012
E6013
E6019
E6020
E6022
E6027
E7027
E7014
E7015
E7016
E7018
E7018M
E7024
E7028
E7048
1⁄16
1.6
—
20÷40
20÷40
—
—
—
—
—
—
—
—
—
5⁄64
2.0
—
25÷60
25÷60
35÷55
—
—
—
—
—
—
—
—
3⁄32
2.4
40÷80
35÷85
45÷90
50÷90
—
—
—
80÷125
65÷110
70÷100
100÷145
—
1⁄8
3.2
75÷125
80÷140
80÷130
80÷140
5⁄32
4.0
110÷170 110÷190 105÷180 130÷190 130÷190 140÷190 160÷240 150÷210 140÷220 150÷220 180÷250 150÷220
3⁄16
4.8
140÷215 140÷240 150÷230 190÷250 175÷250 170÷400 210÷300 200÷275 180÷255 200÷275 230÷305 210÷270
7⁄32
5.6
170÷250 200÷320 210÷300 240÷310 225÷310 370÷520 250÷350 260÷340 240÷320 260÷340 275÷365
—
1⁄4
6.4
210÷320 250÷400 250÷350 310÷360 275÷375
—
300÷420 330÷415 300÷390 315÷400 335÷430
—
5⁄16
8.0
275÷425 300÷500 320÷430 350÷410 340÷450
—
375÷475 390÷500 375÷475 375÷470 400÷525
—
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Scienza
e
Tecnica
Il comportamento dei giunti saldati allo scorrimento viscoso
Una delle problematiche inerenti i componenti eserciti ad alta temperatura
riguarda il comportamento delle saldature in regime di scorrimento viscoso
(creep). È appurato che i giunti saldati
manifestano una resistenza a creep inferiore a quella del materiale base, in
quanto costituiscono zone di discontinuità dal punto di vista metallurgico,
tensionale, morfologico e difettologico.
È dunque fondamentale, in fase di progetto, tenere in debito conto la resistenza
a creep dei giunti saldati, al fine di
evitare rotture premature, con possibili
gravi conseguenze.
La criticità delle saldature in regime di
scorrimento viscoso
Le saldature sono zone critiche innanzitutto per fattori geometrici. I giunti
saldati sono accompagnati normalmente
da variazioni di forma dovute sia alla
realizzazione dei giunti stessi, che alla
loro localizzazione nel componente
(inserimento di bocchelli, collegamento
tra membrature di forme differenti).
Queste variazioni di forma danno luogo,
in funzione dell’effetto di intaglio, a
incrementi locali delle sollecitazioni e a
condizioni di triassialità dello stato di
tensione. Anche modeste concentrazioni
di tensione possono indurre un danneggiamento da creep localizzato che può
progredire rapidamente fino alla rottura
senza la presenza di danno evidente
nelle restanti parti del componente.
Una seconda causa di criticità delle saldature è legata alla loro difettosità.
L’esecuzione della saldatura può origi-
nare difetti di tipo operativo, dovuti ad
una inadeguata tecnica di realizzazione,
o metallurgico, correlati alle caratteristiche metallurgiche del materiale base e
del materiale d’apporto ed ai parametri
del procedimento utilizzato. Eventuali
difetti possono aumentare le proprie
dimensioni attraverso meccanismi tipici
del creep (creep crack growth).
Un’ultima e non secondaria causa di
criticità dei giunti saldati operanti in
regime di creep è legata a fattori metallurgici.
A causa del ciclo termico indotto dal
procedimento di saldatura si creano
zone con diverse proprietà microstrutturali: la zona fusa a struttura colonnare
grossolana e la zona termicamente alterata caratterizzata da differenti microstrutture a seconda della temperatura
raggiunta durante la saldatura.
Le diverse proprietà microstrutturali
delle varie zone che costituiscono il
Cricca a caldo longitudinale nella zona fusa del giunto saldato.
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 203
Scienza e Tecnica
Dimensioni del provino per prove di creep raccomandate dall’ECCC.
giunto saldato (in inglese mismatching)
determinano una complessa distribuzione della tensione e della deformazione, influendo sulla resistenza a creep
del giunto saldato e sulla posizione della
rottura.
Le zone a minore resistenza e maggiore
duttilità trasferiscono parte del loro
carico sulle zone a maggiore resistenza
e vengono inoltre da queste “trattenute”. In funzione dell’effettiva possibilità di deformazione del giunto saldato
(legato alla geometria e alla localizzazione nel componente) e delle relative
resistenze a creep delle varie zone, la
rottura per scorrimento viscoso può
manifestarsi nella zona termicamente
alterata a grano ingrossato molto vicina
alla zona fusa o nella zona intercritica
un poco più scostata dalla linea di
fusione.
La caratterizzazione della resistenza a
creep dei giunti saldati
La prova più indicata per valutare la
resistenza a scorrimento viscoso dei
giunti saldati, e quindi la loro suscettibi-
Sezione metallografica di un provino di creep
dopo rottura.
204 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
lità a rotture premature in
esercizio, è la prova di scorrimento viscoso effettuata su
provini prelevati trasversalmente al giunto (cross-weld
creep test).
I parametri di prova (tensione, temperatura) devono
essere scelti opportunamente,
al fine di riprodurre il meccanismo di
danneggiamento che si verifica in esercizio.
A tale proposito è stato riscontrato che
in prove di breve durata, condotte a temperature relativamente basse ed alte tensioni, le rotture sono transgranulari, in
materiale base e con alta duttilità. Al
contrario le prove di creep di lunga
durata, condotte a temperature più
elevate e tensioni modeste, compatibili
con quelle che si verificano in esercizio,
mostrano rotture intergranulari.
La valutazione sperimentale della resistenza a scorrimento viscoso (creep) di
giunzioni saldate può essere effettuata
presso il laboratorio IIS fino a 1100 °C,
attraverso prove di creep di media
Rottura nella zona termicamente alterata di
un giunto saldato: effetto del severo intaglio
strutturale dovuto alla variazione di forma.
durata, adottando opportune tecniche di
estrapolazione dei risultati per la predizione di vita in servizio a lungo termine
(oltre le 100000 ore).
Le macchine per le prove di scorrimento
viscoso sono attrezzate con estensimetri
e consentono di ottenere la curva di
deformazione del materiale e di valutare
.
la velocità di deformazione ε; è pertanto
possibile adottare le moderne metodologie (es. metodo Omega) che consentono
una stima affidabile della vita teorica a
creep di componenti eserciti ad alta temperatura.
Dott. Ing. Chiara Servetto
IIS
Macchine di prova strumentate disponibili
presso il Laboratorio IIS di Genova.
Pubblicazioni IIS
Elementi di fabbricazione mediante saldatura
Indice
GENERALITÀ SUL CONTROLLO DELLA QUALITÀ IN SALDATURA: Controllo
qualità e garanzia della qualità. Quadro normativo: applicazione delle normative
tecniche, sistemi di accreditamento. Il controllo della fabbricazione di prodotti
saldati.
GESTIONE DELLLA FABBRICAZIONE MEDIANTE SALDATURA: Controllo del
processo di fabbricazione: riesame tecnico e dei requisiti, attività in subfornitura,
personale di saldatura, attività di saldatura, trattamento termico dopo la saldatura,
ispezioni e controlli, gestione delle non conformità di produzione, uso, calibrazione
e taratura delle apparecchiature di saldatura, ispezione e prova, documentazione di
produzione. Gestione del processo secondo UNI EN ISO 3834: requisiti della norma,
schema IIW/EWF per la certificazione delle aziende. Gestione del processo
secondo UNI EN ISO 9001.
CONTROLLO INDIRETTO: Principi generali del controllo indiretto in saldatura. La
procedura di saldatura. Qualificazione e certificazione delle procedure di saldatura:
modalità di qualificazione delle procedure, riferimenti normativi. Qualificazione e
certificazione dei saldatori e degli operatori di saldatura, riferimenti normativi.
CONTROLLI DIRETTI: Esame visivo (VT). Esame con particelle magnetiche (MT):
principio, modalità di controllo, caratteristiche del controllo e certificazione del personale. Esame con liquidi penetranti (PT): principio, modalità di controllo, caratteristiche del controllo e certificazione del personale. Esame radiografico: generalità,
produzione dei raggi X, produzione dei raggi gamma, proprietà delle radiazioni X e
gamma ai fini del controllo, caratteristiche d'impiego dell'esame radiografico, radioprotezione, certificazione del personale. Esame ultrasonoro: principio, apparecchiature, caratteristiche del controllo, certificazione del personale e automazione.
Esame con correnti indotte (ET). Esame mediante rivelazione di fughe (LT): principio metodi di controllo, caratteristiche del controllo e certificazione del personale.
Esame mediante emissione acustica (AT).
LA RIPARAZIONE MEDIANTE SALDATURA: Scelta della tipologia di intervento.
Riparazione mediante asportazione del difetto e successivo riempimento mediante
saldatura. Eliminazione del difetto e preparazione dei lembi. Saldatura. Lavorazioni
successive alla saldatura. Riparazione mediante saldatura di un inserto. Eliminazione della parte del componente contenente il difetto. Preparazione dei lembi e
dell’inserto. Assiematura. Saldatura.Trattamenti post-saldatura.
PRINCIPI PER LO STUDIO DEI COSTI DI SALDATURA: Criteri generali. Saldatura manuale ad arco con elettrodi rivestiti: tempo di esecuzione della saldatura,
calcolo analitico del costo di saldatura con elettrodi. Saldatura con arco sommerso:
tempo di saldatura ad arco acceso (A) e numero delle passate (P), tempo di posizionamento del pezzo (B), tempo di posizionamento della saldatrice, tempo di rifornimento di filo e di flusso (D), tempi morti e rendimento operativo. Validità dei
metodi di calcolo dei costi.
ISTITUTO ITALIANO
DELLA SALDATURA
Divisione PRN
Maura Rodella
Lungobisagno Istria, 15
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
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SALUTE E SICUREZZA IN SALDATURA: Gestione del rischio in saldatura: agenti
di rischio, identificazione del livello di rischio, azioni correttive. Aspetti specifici del
rischio in saldatura: fumi di saldatura, rischio elettrico, campi elettromagnetici,
radiazioni elettromagnetiche emesse dal processo di saldatura, aspetti fisiologici ed
ergonomici. Riferimenti tecnici e normativi. Criteri addizionali per la gestione dei
rischi in saldatura.
Appendice A: QUALIFICAZIONE DELLA PROCEDURA DI SALDATURA IN
ACCORDO A UNI EN ISO 15614-1.
Appendice B: QUALIFICAZIONE DEI SALDATORI IN ACCORDO A EN ISO 287-1.
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International Institute of
European
Welding Federation
Notizie
IIW Annual Assembly
Singapore, 12-17 July 2009
Welcome message
On behalf of the International Institute of Welding (IIW)
and Singapore Welding Society (SWS), we would like to
extend our warmest welcome to invite you to Singapore
for the 62nd Annual Assembly and International Conference of IIW during 12 - 17 July 2009.This is the first
time that such an annual assembly will be held in this
region.
Singapore is a dynamic city rich in contrast and colour
where you’ll find a harmonious blend of culture, cuisine,
arts and architecture. A bridge between the East and the
West for centuries, Singapore, located in the heart of
fascinating Southeast Asia, continues to embrace tradition and modernity today. Brimming with unbridled
energy and bursting with exciting events, the city offers
countless unique, memorable experiences waiting to be
discovered.
Welding and joining play an important role and are widely used
in various industries. Although Singapore is a small island, manufacturing has been a vital pillar of its economy. Currently, manufacturing produces one quarter of its GDP. Some of the impressive achievements include:
• 70% global market share of the conversion of Floating Production Storage Offloading (FPSO)
• 70% world market share in jack-up rigs
• 20% world market share for ship repair
• Asia’s #1 aerospace maintenance, repair and overhaul
(MRO) hub
• Among the top 3 global centres for oil & gas (O&G) equipment manufacturing and servicing
• One of the top oil refining centres in the world
• Among the top 10 petrochemical hubs in the world.
Singapore is truly a city like no other, a world of possibilities. With its friendly and welcoming people, state-of-theart infrastructure and something new happening everyday,
your stay will be a memorable mix-and-match of all the
things you have always wanted to do. Come and enjoy
countless fascinating experiences, and take away memories that are uniquely Singapore.
We look forward to seeing you in Singapore in July 2009.
Mr. Chee-Pheng ANG
Chairman of Organising Committee
Dr. Zheng SUN
Chairman of Technical Committee
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 207
IIW-EWF Notizie
SCIENTIFIC AND TECHNICAL PROGRAM
MEETINGS OF THE TECHNICAL COMMISSIONS - (13 July 2009, Monday – 15 July 2009, Wednesday)
IAB and other Board Meetings
IAB Group A Meeting
IAB Group B Meeting
IAB Board Meetings
Working Units Chairmen & TMB Meeting
TMB Meeting
Working Group Regional Activities
Working Group Com & Mark
Working Group Standardization
- 13 July 2009, Monday
- 14 July 2009,Tuesday
- 14 July 2009,Tuesday
- 15 July 2009,Wednesday
- 16 July 2009,Thursday
- 17 July 2009, Friday
- 13 July 2009,Wednesday
- 15 July 2009,Wednesday
- 16 July 2009,Thursday
[08:30 – 18:00 hrs]
[08:30 – 18:00 hrs]
[17:30 – 20:00 hrs]
[08:30 – 12:30 hrs]
[16:00 – 18:00 hrs]
[09:00 – 11:00 hrs]
[12:30 – 14:00 hrs]
[12:30 – 14:00 hrs]
[09:30 – 12:30 hrs]
Meetings of other Committees and Delegations
The details of time and location of other meetings will be announced in the Final Programme, which will be included in the Registration Package on-site. Other information will be made available on the Announcement Board.
International Conference - Advances in Welding and Allied Technologies, on 16-17 July 2009
In conjunction with the 62nd Annual Assembly of International Institute of Welding (IIW), the Singapore
Welding Society (SWS) is proud to organize the international conference.
This conference is a major forum for the exchange of knowledge and provides opportunities to network and
meet leading experts in the field.The development and the latest technologies will be presented at the
Conference, which includes the following topics:
Brazing and Soldering materials
Computer aided welding engineering
Thermal cutting processes
Education & training
Health, safety and environment
Design, analysis and fabrication of welded structures
208 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
Joining of polymer and ceramic
Surface engineering
Welding materials and their weldability
Welding processes
Welding robots and automation
Inspections & testing
LeggiDecreti
e
La plurivalenza del Dlgs. 231/2001
L’attenzione dei tenuti all’osservanza
aziendale delle prescrizioni di natura
sanzionatoria riferite alla lettura dell’art. 30 del Dlgs. 81/2008, in relazione
ai reati ivi nominati, è frequentemente
polarizzata dalla compitazione delle
caratteristiche “colpose” dei comportamenti, collegati a violazione delle norme
antinfortunistiche e sulla tutela dell’igiene e della salute sul lavoro.
Comprensibili lo stupore ed il disorientamento allorquando nella lettura d’insieme appare la destinazione genetica
(sia pur via via incrementata) del
decreto, mirato alla sanzione di responsabilità degli enti per gli illeciti amministrativi dipendenti da reato doloso (enti
forniti di personalità giuridica, società e
associazioni anche prive di personalità
giuridica, con esclusione dello Stato,
degli enti pubblici territoriali, degli altri
enti pubblici economici nonché degli
enti che svolgono funzioni di rilievo
costituzionale).
Talché si evidenzia l’utilizzazione in via
parallela della metodica dei c.d.
“modelli organizzativi gestionali e di
controllo dell’azienda” per indurre
attraverso la premialità dell’esimente
delle sanzioni un sistema virtuoso di
gestione complessiva e verificata, tanto
per il contrasto di reati dolosi, quanto
per reati colposi (quali quelli introdotti
dalla novellazione della L. 123/2007, di
delega, e della legge delegata conseguente 81/2008).
Si tratta di comparare allora i modelli
organizzativi descritti dall’art. 6 del
Dlgs. 231/2001 con quelli codificati dall’art. 30 del Dlgs. 81/2008.
Il primo modello è mirato alla prevenzione di reati, il secondo è inteso a
garantire l’adempimento degli obblighi
riguardanti la salute e la sicurezza nei
luoghi di lavoro. Ovviamente l’ente ha
possibilità di avvalersi dei modelli per
pervenire all’effetto esimente posto ad
incentivo dei comportamenti virtuosi in
entrambi i versanti.
Per i delitti diversi da quelli sanzionati
dall’art. 25-septies, il sistema di controllo preserverà dal rischio che i processi aziendali siano utilizzati per commettere reati, mediante controlli che non
possano essere aggirati se non ricorrendo ad azioni fraudolente; per i delitti
di cui al ridetto art. 25-septies, il sistema
organizzativo garantirà l’adempimento
degli obblighi sanciti dalla normativa, il
rispetto delle prescrizioni di legge e
delle norme tecniche riguardanti attrezzature, impianti, luoghi di lavoro, agenti
fisici, chimici, biologici, radiazioni
ionizzanti, compatibilità elettromagnetica, la valutazione dei rischi come nello
stesso decreto prescritta e l’adozione
delle corrispondenti misure di sicurezza.
Ma pur essendo istituiti per finalità pra-
tiche diverse, i modelli in esame si
possono ontologicamente riportare ad
unicità, in quanto costruiti su principi
comuni e tassativamente scanditi.
Se differenze si vogliono sottolineare,
pur nell’unicità di impianto, queste non
potranno che rilevarsi nello specifico
approccio costruttivo: nell’un caso
attraverso le procedure operative per la
sicurezza, ampiamente descritte e
imposte alla formulazione e all’adozione da parte della direzione e delle
riunioni periodiche, nell’altro attraverso
le ipotesi di commissione di reati, l’esistenza di deficit di controllo, le soluzioni
possibili in anticipazione dei comportamenti prodromici dell’illecito.
La dottrina ha aggiunto ancora una
diversità, riportabile alla fonte ispiratrice: i comportamenti a prevenzione dei
reati dolosi possono essere adottati sulla
base di codici di comportamenti redatti
dalle associazioni di categoria degli enti
e comunicati al Ministero della Giustizia; per i delitti colposi commessi con
inosservanza delle prescrizioni di sicurezza, i modelli possono essere indicati
dalla Commissione consultiva permanente per la salute e la sicurezza sul
lavoro istituita presso il Ministero del
Lavoro e della Previdenza Sociale. Puntualizzazione doverosa e conforme al
dettato della norma ma che nella
sostanza ribadisce l’unicità di matrice.
Avv. Tommaso Limardo
Giurista tecnico per la sicurezza
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 209
Salute,
Sicurezza
e
Ambiente
Stress lavoro-correlato
Definizione
Il termine stress esprime una discrepanza fra le richieste ambientali e le
risorse dell’individuo, nel senso di una
difficoltà nell’adattamento con la percezione di inadeguatezza e pressione. Gli
stressors possono essere di natura fisica,
psicologica e sociale e la loro compresenza per un periodo prolungato
produce sofferenza e patologia. Non tutti
gli individui sono vulnerabili, ovvero
esistono caratteristiche che possono
essere determinanti nello sviluppo del
disturbo: se al disagio emozionale fanno
sfondo filtri cognitivi disfunzionali,
scarse abilità di fronteggiamento e
problem solving, problemi interpersonali, sarà probabile che il fenomeno si
manifesti, in maniera più o meno evidente. Tale background di malessere
socio-ambientale viene spesso sottovalutato, finché la situazione non assume
forme gravi per l’individuo o per l’organizzazione lavorativa.
Tutto ciò che caratterizza il vissuto di
una persona può essere considerato dal
sistema psicofisico e somatopsichico un
allarme: la risposta ad uno stimolo
stressogeno è soggettiva. Ogni individuo
interpreta gli eventi attraverso i propri
parametri di riferimento, in base alla
propria esperienza pregressa e al
proprio corredo di credenze.
A fronte di situazioni stressanti si innescano strategie cognitive e comportamentali nell’intento di modificare l’ambiente ostile. Se queste mancano o si
rivelano insufficienti, compare uno stato
di “dissonanza” che non si risolve auto-
nomamente. L’intervento dello psicologo in ambiente lavorativo vanta un
duplice vantaggio: quello di proteggere
la salute individuale e quello di migliorare l’humus lavorativo, offrendo supporto qualificato e obiettivo a tutti i soggetti coinvolti.
Il processo di valutazione
Dall’analisi del Testo Unico per la Sicurezza emerge la necessità di progettare
interventi mirati per fare screening in
azienda sui rischi psicosociali, in varie
modalità:
• Screening degli stressors nello specifico contesto aziendale: compilazione
descrittiva, settori di attività, anamnesi dati sensibili
• Elaborazione di schemi d’intervento
adeguati
• Uso competente di strumenti diagnostici validati in campo normativo
• Compilazione referto di competenza
da inserire nel Documento di Valutazione dei Rischi
• Programmi di Formazione per i
responsabili e i referenti che
dovranno gestire le condizioni di
stress dei dipendenti
• Piani di supporto per soggetti lavorativi che necessitino di consulenze psicologiche e azioni per situazioni critiche ed emergenze.
• Assistenza psicologica su richiesta
• Training per la gestione delle emozioni
• Stress management
• Monitoraggio della valorizzazione
delle risorse umane
• Supervisione nella gestione della
diversità o integrazione
• Promozione e tutela della salute femminile
• Strategie di “coping”(fronteggiamento di problemi).
Dott.ssa Elena Limardo
Psicologa clinica e del lavoro
R.S.P.P. Docente in psicologia
della sicurezza
Interventi di prevenzione secondaria
• Analisi e intervento situazioni critiche di disagio
• Modelli terapeutici di facile applicazione sul campo
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 211
Conferenza
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ROMA 2009:
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al 13 marzo 2009
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ANTEPRIMA PROGRAMMA TECNICO
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Il programma Tecnico della Conferenza Roma 2009 è volto
a rispondere alle esigenze attuali e di un futuro prossimo
del settore, tenuto conto delle mutate condizioni “di
mercato” e dell’evoluzione in atto nel mondo industriale, che
richiederà nuove sfide anche al settore PND. Innovazione e
professionalità, un binomio sinergico sinonimo di sicurezza,
sono i temi portanti che saranno sviluppati nel corso della
conferenza attraverso relazioni plenarie, sessioni ad hoc,
workshop, tavole rotonde, con la partecipazione di costruttori
e esercenti di impianti, Organismi di controllo, Protezione
Civile, Società di Servizi PND, e verranno supportate da
dimostrazioni pratiche di apparecchiature e prodotti esposti
nella Biennale.
In particolare, il programma è improntato su tematiche
inerenti tre grandi settori di ricorrente e attuale interesse quali:
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marittimo.
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ponti, dighe.
Altri eventi in corso di definizione riguardano: Apparecchi di
sollevamento, Meccanica della frattura, Conservazione opere
d’arte e beni culturali, Ricerca e tecnologie innovative, PND
›i’ÑÈiÓÓ ÅiÑ>€Å Š>’‹–i›Ó>Åi]Ñ- V‹iÓDÑ`‹Ñ-iÅä‹ë‹Ñ* ]ћӋÑ`‹Ñ
Certificazione, Tecnici di II livello.
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Sede della manifestazione
e dell’esposizione
Sheraton Roma Hotel & Conference Center
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Segreteria Organizzativa
AIPnD
Associazione Italiana Prove non Distruttive
Monitoraggio Diagnostica
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Direttore dell’Esposizione:ʈ>˜Ê>Àˆ>Ê>Ì̈
Segreteria: ˆÃ>LiÌÌ>ÊÀˆÃˆ
Informazioni, Iscrizioni, Planimetrie, Istruzioni per gli Autori, Prenotazioni alberghiere su www.aipnd.it
Per ogni chiarimento [email protected]
Dalle
Associazioni
Rilevazioni ANASTA del mercato
SALDATURA & TAGLIO.
Nuovo piano SALDAT
della Comunicazione
aziende associate di rilevare per l’anno
2009 i risultati delle vendite anche con
flash trimestrali.
Le componenti che influiscono sui risultati sono molte, dal costo delle materie
prime, al diverso andamento dei settori
industriali, alla diversa domanda del
mercato nazionale e mondiale.
Le oltre 100 aziende che operano sul
mercato nazionale producono ed esportano per oltre il 50%. Il fatturato globale
del settore Saldatura e Taglio è di oltre
1600 milioni di euro.
Le vendite 2008 sul mercato nazionale
di tutti i settori si sono chiuse con un
valore di 820 milioni di euro, alla pari
dell’anno 2007.
L’analisi per ogni parte di catalogo, per
ANASTA denominato gruppo professionale, è molto diversa per i diversi fattori
di influenza e variazioni nei periodi.
Pochi sono i segni positivi. Dobbiamo
anche dire che dal 2003 al 2008 le
vendite nazionali sono salite in valore
del 28%. Abbiamo anche confrontato i
semestri con lo stesso periodo dell’anno
precedente. Il confronto tra gli stessi
periodi dell’anno precedente evidenzia
Tab. I
L’anno 2008 si è chiuso con un intenso
lavoro sia per il mercato Saldatura e
Taglio che per l’Associazione ANASTA.
Non possiamo nasconderci e ritirarci nel
nostro “nido” ma viviamo nella recessione rapida che coinvolge tutti i mercati
e le nazioni.
Il mese di Gennaio 2009 è stato ricco di
incontri e attività a tutti i livelli della
associazione. Sono state prese importanti decisioni e preparati molti progetti.
Il mercato
Le rilevazioni statistiche che ANASTA
prepara semestralmente con i delegati
delle aziende associate, per l’anno 2008,
sono state particolarmente affinate rivalutando anche quelle degli anni precedenti fino al 2003.
La rapidità degli eventi ha portato il
Consiglio Direttivo a chiedere alle
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 215
Dalle Associazioni
Tab. II
ancora maggiormente la differenza tra i
diversi gruppi professionali, soprattutto
tra investimento e consumo.
L’anno 2009 continua con la tendenza
negativa dell’ultimo trimestre 2008. Il
nostro settore è complementare a tutti i
settori industriali e professionali.
La saldatura ed il taglio hanno molta
Tab. III
importanza nei processi di lavorazione
dei metalli, non altrettanto in quantità.
Un esempio è il confronto dell’acciaio
depositato per saldare che è circa il 2%
delle lamiere di riferimento.
Le rilevazioni flash del primo trimestre
2009 non ci daranno ancora segnali di
tendenza diversa.
Fonte dati ANASTA
216 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
La comunicazione
Le aziende che operano sul mercato
nazionale, ci permettiamo di dire soprattutto quelle associate ad ANASTA, hanno
raggiunto un elevato livello qualitativo
supportato dalla ricerca e sviluppo delle
macchine, prodotti e tecnologie.
Ci confrontiamo da sempre con un
mercato globale.
Tutto questo rischia di rimanere sconosciuto se non ci presentiamo con la
maggior efficacia possibile.
Già nel corso del 2008 avevamo analizzato i segnali che ci pervenivano ed
abbiamo studiato un piano comunicazione adeguato.
Sicuramente non prevedevamo quello
che è avvenuto alla fine del 2008, ma ora
ci presentiamo con degli strumenti adeguati. Abbiamo iniziato a comunicare
negli anni ’70 con la fiera della saldatura a Genova ed abbiamo proseguito
negli anni ’90 in abbinamento con la
manifestazione BIMU. Negli anni 2000
abbiamo organizzato una nostra manifestazione specializzata “SALDAT Mostra
Convegno”. Le tre edizioni ci hanno
dato buone soddisfazioni.
Il nuovo programma si adegua sostituendo la “Mostra Convegno” e l’abbinamento alle eventuali manifestazioni
fieristiche specializzate con:
• Newsletter via mail
• Comunicati e redazionali stampa
• Sito completo e di informazione
• Convegni a tema
• FORUM
• Patrocini e presenza alle manifestazioni interessate (BIMU-EMO,
FIERA ESSEN, GNS, Congresso
CTA..).
Il Consiglio Direttivo ANASTA ha approvato il piano SALDAT COMUNICAZIONE che è operativo da Marzo 2009.
[email protected]
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Il segreto del nostro successo è la profonda conoscenza dei materiali.
Abbiamo svolto un ruolo essenziale nel costruire “il mondo della saldatura” con nuovi prodotti, processi e materiali.
Fidatevi di un partner che non è solo produttore ma anche consulente serio e affidabile
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Per noi essere vicini ai clienti significa accompagnarli con le nostre competenze, in ogni parte del mondo.
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Business on the Move
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REGIONE
TOSCANA
Ministero
dello Sviluppo Economico
ISTITUTO NAZIONALE PER
IL COMMERCIO ESTERO
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DI MASSA CARRARA
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INVESTMENT
ASSOCIAZIONE
PROGETTISTI
NAUTICA DIPORTO
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NAUTICA TOSCANA
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Cassa
di Risparmio
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DATI STATISTICI FIERISTICI
Dalle
Aziende
Nuove macchine multi-ruolo per
saldatura ESAB
La nuova serie di macchine ESAB
Origo™/Aristo™ CC/CV (corrente
costante/tensione costante) è stata progettata per offrire la massima versatilità
di utilizzo in tutti i settori applicativi.
La prima macchina di questa nuova
generazione, la Origo™Tig 3000i, è
stata introdotta con successo due anni fa
e ha dato vita a una nuova serie di saldatrici basate su di una comune struttura con generatore a inverter IGBT.
Una gamma di pannelli elettronici di
controllo specializzati ha consentito lo
sviluppo di macchine per i vari procedimenti di saldatura.
Il sistema di comunicazione e controllo
CAN-bus semplifica i cablaggi ed i collegamenti con altre apparecchiature
(alimentatori traina-filo, comandi a
distanza, ecc.), con grandi vantaggi di
flessibilità, velocità e affidabilità operative.
Saldatura TIG
La Origo™Tig 3001i eroga 300 A, per la
saldatura TIG di tutti i tipi di acciai al
carbonio, bassolegati e inossidabili a
partire da spessori di 0.5 mm, con arco
stabile e inneschi sicuri. Può essere
dotata dei pannelli di controllo TA24
oppure TA23.
Il pannello di controllo TA24 consente
un facile controllo del bagno di fusione e
dell’apporto di calore mediante TIG
pulsato. È inoltre possibile utilizzare
anche il procedimento MMA e saldare
con elettrodi fino al diametro di 5 mm.
Con il pannello TA23 l’operatore può
impostare solo il valore dello spessore
della lamiera da saldare ed i parametri
vengono regolati in modo automatico.
Anche con questo pannello si può
saldare con il procedimento MMA. Per
la saldatura MMA queste macchine
dispongono della funzione ArcPlus™II
che stabilizza l’arco, riduce gli spruzzi e
migliora la qualità, riducendo la necessità di interventi di finitura dopo la saldatura.
Saldatura MIG-MAG
Origo™Mig 3001i e 4001i sono macchine di grande efficienza, ideali quando
sono necessarie prestazioni di altissimo
livello, ad esempio per la saldatura degli
acciai inossidabili e alto-legati.
I generatori sono predisposti per l’abbinamento con gli alimentatori traina-filo
delle serie Origo™Feed 3004/4804,
Aristo™Feed 3004/4804, YardFeed
2000, MobileFeed 200 e 300.
Cavi di connessione e prolunga consentono all’operatore un raggio d’azione
fino ad oltre 50 metri senza variazione
dei parametri impostati a causa delle
cadute di tensione, grazie al sistema
TrueArcVoltage System™ che rileva
direttamente sulla torcia l’esatto valore
della tensione d’arco e agisce in conseguenza sui circuiti di controllo.
Con il modulo Aristo™ U8 è possibile
l’accesso alle linee sinergiche e si
possono memorizzare fino a 255 parametri di saldatura.
È inoltre disponibile la funzione SuperPulse™ che consente di controllare nel
modo più accurato l’apporto di calore.
Origo™Mig 3001i e 4001i offrono
la possibilità di operare con i proced i m e n t i d i s a l d a t u ra M I G / M AG ,
MIG pulsato, MMA, scriccatura ArcAir
e TIG con innesco LiveTig™, in funzione della scelta dei vari tipi di pannello di controllo, sul generatore e sul
traina-filo.
Il software Dual MMC permette infatti
di operare simultaneamente con due
pannelli di controllo sul sistema CAN
bus.
Saldatura MMA
Origo™Arc 4001i è la macchina ideale
per saldatura MMA di produzione in
officina e all’aperto, per lavori di
costruzione e montaggio in cantiere e
per tutte le applicazioni di riparazione e
manutenzione. È possibile scegliere fra
due tipi di moduli MMC (Man-MachineCommunicator) in funzione delle esigenze applicative.
Origo™A22 è un pannello dotato di
manopola per la regolazione della corrente di saldatura nei procedimenti
MMA e TIG con innesco LiveTig™.
Origo™A24 è un pannello più sofisticato, dotato di manopola per la regolazione della corrente di saldatura MMA,
TIG, MIG-MAG (in modalità CV),
comandi per la scelta del tipo di elettrodo e per la regolazione delle funzioni
HotStart e ArcForce.
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 219
Dalle Aziende
La dotazione comprende un display digitale per la misura di tensione e corrente
d’arco.
ESAB Saldatura SpA
Via Mattei, 24 - 20010 Mesero (MI)
Tel. 02 979681 - Fax 02 97289300
e-mail: [email protected]
www.esab.it
Thermadyne lancia sul mercato
una nuova gamma di piccoli
impianti per saldatura inverter
Arcmaster: Thermal Arc Arcmaster
175SE e 175TE
Robusti, compatti e portatili, per saldatura di “medium-duty”, si caratterizzano per la possibilità di regolazione
della corrente di saldatura da 5 a 175 A.
L’impianto Arcmaster 175SE è un generatore ad inverter monofase 230 V per
saldatura MMA e Lift TIG: questo generatore viene proposto corredato di
valigia e tracolla per il trasporto, cavi
con pinza portaelettrodo e pinza massa.
L’impianto Arcmaster 175TE è un generatore ad inverter monofase 230 V per
saldatura MMA, Lift TIG e TIG HF:
questo generatore viene proposto corredato di valigia e tracolla per il trasporto, torcia TIG, cavi con pinza portaelettrodo e pinza massa.
Oltre a quanto sopra specificato, questo
generatore si caratterizza per:
• Comando per la regolazione dell’arco
• Comando per la regolazione della
corrente di saldatura in discesa
• Selettore per operare nelle modalità
2T/4T.
220 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
Tutti e due gli impianti sono proposti con
le seguenti caratteristiche:
• Protezione da sovraccarico termico
• Prese a parete di erogazione corrente
Dinse da 50 mm
• Praticità nella fase di trasporto
• 2 anni di garanzia.
THERMADYNE ITALIA S.r.l.
Via Bolsena, 7
20098 San Giuliano Milanese (MI)
Tel. 02 36546801 - Fax 02 36546840
e-mail: [email protected]
www.thermadyne.com
Fili animati tubolari per acciai
resistenti allo scorrimento viscoso
a caldo
Trafilerie di Cittadella - FILEUR,
azienda italiana leader a livello mondiale nello sviluppo tecnologico del filo
animato tubolare, presenta la propria
gamma di fili dedicata alla saldatura
degli acciai resistenti allo scorrimento
viscoso a caldo (creep).
Si tratta di un’ampia varietà di prodotti
in grado di soddisfare tutte le esigenze
progettuali e produttive, sia in fase di
manutenzione che di fabbricazione.
Questi comprendono fili dedicati alla
saldatura in tutte le posizioni, fili in
grado di sopportare lunghi e gravosi
trattamenti termici post saldatura
(PWHT) e fili ad elevato rendimento con
ottime caratteristiche meccaniche.
La gamma di prodotti copre tutta la
serie di acciai medio legati, dallo 0.50%
Mo al 9%Cr (P91), passando attraverso
le serie 1.25%Cr-0.5%Mo (P11) e
2.25%Cr-1.0%Mo (P22).
Queste tipologie di acciai sono soggette
a cicli termici ad elevate temperature e
per lunghi periodi di tempo; si tratta di
condizioni gravose che mettono a dura
prova la loro resistenza. In tali condizioni, i normali acciai al carbonio da
costruzione manifestano deformazioni
permanenti e crescenti nel tempo, anche
se soggetti a tensioni inferiori al limite
elastico a quella temperatura. Grazie
alla presenza principalmente di cromo e
molibdeno, gli acciai resistenti al fenomeno del creep manifestano una vita di
esercizio sempre ben definita e determinata, notevolmente superiore ai normali
acciai, oltre la quale il materiale non è
più idoneo e deve essere sostituito o in
alcuni casi riparato e riutilizzato per un
altro breve lasso di tempo.
Questi acciai trovano utilizzo soprattutto in centrali termiche, impianti
petrolchimici e impianti per la produzione di energia.
Un importante fattore di rischio, per
questa tipologia di acciai, è la presenza
di un’elevata concentrazione di idrogeno diffusibile in zona fusa e termicamente alterata, in quanto potrebbe dare
origine a pericolosi fenomeni di criccabilità.
I fili animati tubolari, grazie all’unicità
della loro tecnologia, sono gli unici in
grado di garantire un tenore di idrogeno
diffusibile inferiore a 4 ml/100 g di
deposito.
Inoltre, l’uso di fili animati tubolari a
bassissimo contenuto di idrogeno diffusibile permette di poter ridurre in modo
sensibile le temperature di preriscaldo e
postriscaldo, per esempio, rispetto
all’utilizzo dei fili animati aperti (a piattina).
Questo è tanto più sensibile quanto più è
spesso il materiale da saldare con una
riduzione della temperatura di circa il
10%.
Finora tutta la fase di fabbricazione
e manutenzione di manufatti costruiti
con acciai resistenti al creep è stata realizzata attraverso l’utilizzo principalmente di elettrodi e fili pieni, questo è
dovuto essenzialmente alla scarsa conoscenza dei fili animati e del noto problema dell’idrogeno diffusibile. In
q u e s t i u l t i m i a n n i , g ra z i e a n u ov i
impulsi di innovazione tecnologica e
aumento della produttività, si sta affermando, anche presso le varie società di
ingegneria, l’utilizzo dei fili animati, in
particolare quelli tubolari, gli unici in
grado di poter garantire performance
certe in termini di caratteristiche meccaniche e resistenza alla criccabilità da
idrogeno.
I fili animati tubolari rispetto agli elettrodi e ai fili pieni sono in grado di
garantire: maggiore produttività, minore
emissione di spruzzi, di fumi, di rumore,
facilità di utilizzo e possibilità di saldare
anche in tutte le posizioni attraverso
l’utilizzo dei fili animati tubolari rutilici.
La linea dei fili animati tubolari
FILEUR per la saldatura degli acciai
resistenti allo scorrimento viscoso a
caldo è suddivisa in:
Dalle Aziende
• LINEA 91. Novità assoluta. Di questo
segmento fanno parte tutti i fili
animati tubolari legati al 9% cromo 1.0% molibdeno - vanadio - niobio,
per la saldatura di acciai tipo P91 e
E 911.
Al suo interno troviamo: FILEUR
ARS 91, filo animato rutilico per la
saldatura in tutte le posizioni;
FILEUR AMC 91, filo animato metalcored senza scoria e ad elevato rendimento.
Questi consumabili rappresentano i
primi fili animati tubolari al mondo
per la saldatura e riparazione di
acciai appartenenti alla categoria
P 91, caratterizzati da basso tenore di
idrogeno diffusibile (<4 ml/100 g) e
da buone caratteristiche meccaniche
dopo trattamento termico.
• LINEA 35. Di questo segmento fanno
parte tutti i fili animati tubolari legati
allo 0.5% molibdeno. Al suo interno
trov iamo: FILEUR ARS 35, filo
animato rutilico per la saldatura in
tutte le posizioni; FILEUR AMC 35,
filo animato metalcored senza scoria
e ad elevato rendimento; FILEUR
AB 35, filo animato basico ad elevatissime caratteristiche meccaniche.
Tutti i fili di questa linea sono stati
appositamente studiati per la saldatura di acciai resistenti al creep fino a
450 °C.
• LINEA 40. Di questo segmento fanno
parte tutti i fili animati tubolari legati
all’1.25% cromo - 0.5% molibdeno.
Al suo interno troviamo: FILEUR
ARS 40, filo animato rutilico per la
saldatura in tutte le posizioni;
FILEUR AMC 40, filo animato metalcored senza scoria e ad elevato rendimento; FILEUR AB 40, filo animato
basico ad elevatissime caratteristiche
meccaniche. Tutti i fili di questa linea
sono stati appositamente studiati per
la saldatura di acciai resistenti al
creep fino a 500 °C.
• LINEA 45. Di questo segmento fanno
parte tutti i fili animati tubolari legati
al 2.25% cromo - 0.5% molibdeno. Al
suo interno troviamo: FILEUR ARS
45, filo animato rutilico per la saldatura in tutte le posizioni; FILEUR
AMC 45, filo animato metalcored
senza scoria e ad elevato rendimento;
FILEUR AB 45, filo animato basico
ad elevatissime caratteristiche meccaniche. Tutti i fili di questa linea
sono stati appositamente studiati per
la saldatura di acciai resistenti al
creep fino a 600 °C.
Tutte le caratteristiche meccaniche e
chimiche dei fili sopra esposti rientrano
nei requisiti previsti dalle normative
internazionali, anche dopo i diversi e
severi trattamenti termici a cui sono sottoposti.
La scelta oculata delle materie prime,
siano esse acciaio o polveri, garantiscono bassi valori del fattore di fragilizzazione, X factor < 10 ppm, grazie alla
drastica riduzione di fosforo, arsenico,
stagno ed antimonio nelle materie prime
utilizzate. Questo garantisce, inoltre,
anche buoni risultati dopo cicli di “step
cooling”, in particolar modo per i fili
animati basici.
Grazie alla flessibilità dei suoi impianti,
Trafilerie di Cittadella - FILEUR è in
grado di fornire tutti i fili ad alto limite
di snervamento nei vari tipi di diametro
e confezionamento: in particolare
bobine da 15 o 16 kg, bobine da 5 kg e
fusti.
Il nostro ufficio tecnico è a vostra completa disposizione per ogni ulteriore
delucidazione ed informazione.
Trafilerie di Cittadella S.p.A. - FILEUR
Via Mazzini, 69 - 35013 Cittadella (PD)
Tel. 049 9401593 - Fax 049 9401594
e-mail: [email protected]
www.fileur.com
Hypertherm annuncia il
raggiungimento di un accordo nella
causa per violazione di brevetti
Hypertherm, leader mondiale nella tecnologia di taglio dei metalli ad arco
plasma, ha annunciato oggi la conclusione favorevole di una causa legale per
violazione di brevetti intentata contro
American Torch Tip Corporation
(ATTC).
I termini esatti non sono stati resi noti,
tuttavia l’accordo prevede un risarcimento da parte di ATTC ad Hypertherm
ed uno specifico concordato che sancisce l’obbligo da parte di ATTC ad interrompere la produzione delle parti
oggetto dell’azione legale. Inoltre, ATTC
ha accettato di distruggere le parti
attualmente presenti nel suo magazzino,
destinate ai sistemi Hypertherm HyPerformance HPR.
“Hypertherm dedica ingenti risorse allo
sviluppo di sistemi di taglio plasma e
consumabili tecnologicamente avanzati,” ha dichiarato Evan Smith, Vice
Presidente e Direttore Generale di
Hypertherm. “Riteniamo che le nostre
innovazioni portino vantaggi unici e
produttività e redditività superiori ai
clienti Hypertherm. Per questo, tuteliamo fermamente le nostre invenzioni e
siamo disposti ad usare qualsiasi mezzo
legale necessario per assicurare che i
nostri brevetti non siano violati”.
Hypertherm ha intentato causa contro
ATTC nel 2005 per la violazione di
quattro tecnologie brevettate. Questi
brevetti sono relativi a tecnologie
Hypertherm concepite per fornire, ai
clienti che utilizzano consumabili originali Hypertherm, maggiori velocità di
taglio, una maggiore durata dei consumabili, una migliore qualità di taglio, un
migliore raffreddamento della torcia,
oltre a tagli senza bava. I brevetti
Hypertherm coprono più di 30 parti consumabili per circa 20 sistemi della linea
Hypertherm. A seguito dell’accordo è
stato impedito ad ATTC di continuare a
produrre tali parti.
Hypertherm progetta e produce i sistemi
di taglio plasma più avanzati al mondo
per l’impiego in diversi settori industriali come la cantieristica navale, l’industria manifatturiera e le riparazioni
nel campo automobilistico. La sua linea
di prodotti comprende sistemi manuali e
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 221
Dalle Aziende
meccanizzati, i relativi consumabili e
diversi dispositivi di controllo del movimento e dell’altezza torcia per sistemi
CNC. I sistemi Hypertherm sono noti
per le loro prestazioni e la loro affidabilità: questo significa maggiore produttività e redditività per decine di migliaia
di aziende. Hypertherm è considerata da
40 anni un’azienda innovatrice nel
settore del plasma, anche grazie all’invenzione, risalente al 1968, del taglio
plasma ad iniezione d’acqua. L’azienda
ha più di 1000 collaboratori, oltre a
filiali e partnership commerciali in tutto
il mondo.
HYPERTHERM Europe B.V.
Vaartveld, 9
4704 SE ROOSENDAAL (Olanda)
Tel. +31 (0)165 596932
Fax +31 (0)165 596901
e-mail: [email protected]
www.hypertherm.com/eu
Resistenza agli agenti atmosferici...
e alla crisi - Fornitore di sistemi per
l’industria meccanica conserva
posizione di nicchia sul mercato
grazie al know-how nelle tecniche
di saldatura
Un’analisi di mercato critica che porti a
concentrare le proprie attività sulla fornitura di prodotti speciali e tecnologicamente avanzati è il segreto di un successo duraturo. Il caso della società
J&K, fornitrice di prodotti per l’industria meccanica e navale con sede in
Bassa Sassonia, dimostra come questa
strategia sia in grado di contrastare la
crisi e i conseguenti crolli nelle vendite:
i componenti speciali saldati nello stabilimento di Lehe sono richiesti in tutto il
mondo dalle principali aziende operanti
nel settore della costruzione di macchine
energetiche, offshore e navale. I numerosi certificati di idoneità per le applicazioni di saldatura, conformi alle norme
più severe, e la competenza nella produzione testimoniano l’eccezionale knowhow di J&K. Per l’amministratore
Gerhard Kremer, tra i fattori di successo
vi è la qualità superiore della dotazione
di saldatura digitale. In virtù della sua
esperienza, Kremer punta esclusivamente sui sistemi di Fronius.
Una produzione caratterizzata da componenti saldati in acciaio e alluminio,
222 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
spesso estremamente lunghi e pesanti e
a tenuta d’acqua, vento e agenti atmosferici. La gamma di prodotti di J&K
Industriemechanik include pezzi fino a
20 metri di lunghezza e 5.000 tonnellate
di peso, con lamiere spesse fino a 250
millimetri. Le condizioni ambientali
marittime impongono requisiti elevati in
fatto di resistenza, ad esempio chimica,
climatica e dinamica, delle strutture
saldate. I giunti di saldatura estremamente lunghi, ottenuti mediante processi
termici, devono necessariamente
mostrare solidità, minima deformazione
del materiale e superfici "pulite".
Grazie a una gestione della qualità che
non ammette compromessi, l’azienda di
Gerhard Kremer riceve grosse ordinazioni, attirando per di più i clienti della
concorrenza "a basso costo". Spiega
Kremer: "Da noi si lavora su tre turni.
Prestazioni, affidabilità e assistenza di
qualità sono indispensabili: per questo
abbiamo scelto Fronius come fornitore
esclusivo dei sistemi di saldatura". Per
meglio comprendere il concetto di prestazione, basta osservare i dati quantitativi caratteristici: J&K lavora annualmente ca. 2.000 tonnellate di acciaio,
100 tonnellate di alluminio ed oltre 50
tonnellate di filo animato e per saldatura.
Il parco macchine di J&K include undici
generatori TransSynergic 4000, due
TransSynergic 5000 e sette TransPuls
Synergic 5000, con una corrente di saldatura massima di 500 A. Dotazione
ideale per eseguire processi di saldatura
MIG/MAG (metallo-gas inerte) su
lamiere spesse fino a 250 mm. Gli stessi
sistemi, nel campo di potenza inferiore,
vengono impiegati nelle fasi preliminari
e di puntatura.
Quando la potenza si fa elevata, è
importante ridurre il
consumo energetico: l’inverter di TransPuls
Synergic 5000 assorbe ad
esempio una potenza a
vuoto di soli 100 W circa,
rispetto ai 2.000 W dei
tradizionali inverter in
cascata. Altro vantaggio
di questi generatori digitali: sono in grado di funzionare con diverse
opzioni e componenti di
sistema compatibili. Ciò
consente di ottimizzare numerosi processi in cantiere, a garanzia di una flessibilità elevata.
FRONIUS
Via Monte Pasubio, 137 - 36010 Zanè (VI)
Tel. 0445 804444 / 0362 545564
Fax 0445 804400
e-mail: [email protected]
www.fronius.com
ESI Group annuncia l’uscita di Weld
Planner, nuova soluzione per la
simulazione delle deformazioni
prodotte dalla saldatura di
componenti
ESI Group (ESIN FR0004110310),
leader e pioniere nel campo della prototipazione e della produzione virtuale,
annuncia l’uscita di WELD PLANNER,
un software innovativo che permette di
valutare e controllare le deformazioni
prodotte dalla saldatura di componenti
fin dalla progettazione e dalla pianificazione preliminare.
WELD PLANNER di ESI Group consente di ridurre considerevolmente i
tempi di produzione ed, in tal modo,
ottenere risparmi di scala sui costi di
produzione.
La nuova soluzione WELD PLANNER è
un’importante innovazione in termini di
semplicità: l’applicazione permette alle
persone che conoscono poco o niente
della simulazione ad elementi finiti di
sfruttare la simulazione delle deformazioni prodotte dalla saldatura dopo una
sola giornata di formazione. WELD
PLANNER è una soluzione razionale,
che include la generazione rapida delle
saldature tra i pezzi e la loro ricerca
automatica, oltre alla corretta definizione delle sequenze di saldatura sotto
Dalle Aziende
forma di progetto per robot, delle tipiche
condizioni di assemblaggio industriale e
delle varie possibilità di visualizzazione
delle deformazioni calcolate.
“WELD PLANNER è dedicato alla progettazione di prodotti ed alla pianificazione della produzione. Permette di controllare la deformazione di saldature
complesse in meno di una giornata e, di
conseguenza, di ottenere importanti
risparmi per quanto riguarda i cicli di
prove sperimentali ed i costi di riparazione delle deformazioni”, ha dichiarato
Harald Porzner, responsabile dei prodotti per la saldatura di ESI Group.
“WELD PLANNER è ben integrato nella
soluzione completa di simulazione di
saldatura di ESI Group. Potete gestire la
vostra attività a piacere, dalla fattibilità
iniziale fino alla progettazione dettagliata della saldatura ed alla valutazione della qualità delle saldature”, ha
proseguito.
Questa applicazione rivoluzionaria è il
risultato di numerosi anni di collaborazione con INPRO GmbH e con leader
del settore quali Volkswagen AG,
DAIMLER AG e ThyssenKrupp Technologies AG. WELD PLANNER risponde
alle esigenze del mercato in termini di
rapidità di simulazione e di disponibilità
di un database, entrambi criteri fondamentali per la riuscita di una simulazione, particolarmente nella fase preliminare del progetto.
“WELD PLANNER è uno strumento
predittivo rapido e di facile utilizzo. In
futuro sarà integrato nello sviluppo dei
prodotti di VW a Braunschweig. WELD
PLANNER può potenzialmente permetterci di risparmiare uno o due cicli di
prove sperimentali, cioè da 10.000 a
20.000 euro per pezzo”, ha dichiarato
Hans-Werner Scholz del
Dipartimento Sviluppo di
Volkswagen Braunschweig.
WELD PLANNER è già
disponibile e ESI Group
organizza stage di formazione e di certificazione
della durata di una giornata dedicati alla simulazione delle deformazioni
prodotte dalla saldatura. In
seguito a questa formazione, viene rilasciata una
licenza di prova di un mese
utilizzabile in produzione
fin dal primo giorno.
Per maggiori informazioni visitate il sito:
www.esi-group.com/products/welding
ESI Italia
Via S. Donato, 191 - 40127 Bologna
Tel. 051 6335577/8 - Fax 051 6335601
e-mail: [email protected]
www.esi-group.com
Trasferimento di dati sicuro per
robot & Co. Novità: cavo in fibra
ottica capace di torsione per
movimenti 3D in catena portacavi
In caso di applicazioni in torsione con
cavi per trasferimento dati schermati
all’interno di catene portacavi, si hanno
spesso problemi con i protocolli bus,
dovuti a interferenze elettromagnetiche
o a schermature danneggiate. Questo
invece non succede con i cavi in fibra
ottica di vetro. Essi infatti non dispongono di alcuna schermatura meccanicamente danneggiabile, sono elettromagneticamente insensibili e in grado di
trasmettere segnali bus ad alta velocità
fino ad una lunghezza di 400 m.
Supportata da molti e approfonditi test,
la Igus GmbH di Colonia ha ora sviluppato un nuovo cavo in fibra ottica per
ogni tipo di movimento 3D all’interno
della catena portacavi che consentirà
all’utente di avere sempre sotto con-
trollo i protocolli bus. Il cavo in fibra
ottica con rivestimento in TPE capace di
torsione “Chainflex CF Robot-LWL”
consente il trasferimento di grandi
volumi di dati ad alte velocità nonché
una posa diretta accanto a cavi di
potenza anche elevata. Grazie alla sua
particolare struttura ottimizzata alla torsione, questo cavo in fibra ottica meccanicamente sicuro risulta assolutamente
a prova di disturbi anche con angoli di
rotazione di ±180°, ad esempio sul
braccio di un robot.
Un milione di cicli, angolo di torsione
di 360°
Su una struttura di prova di 1 m allestita
nel laboratorio Igus, il nuovo cavo in
fibra ottica ha già superato 1 milione di
cicli. Anche con una torsione di 360° la
buona qualità del trasferimento resta
invariata. Il cavo è costituito da due elementi in fibra ottica con indice a gradiente, è resistente all’olio, all’olio biologico e ai raggi ultravioletti ed è anche
idoneo alle basse temperature. Le anime
del conduttore in fibra ottica con fibre
Aramid altamente resistenti alla trazione ed elementi ammortizzanti sono
cordati intorno a un elemento di tenuta
in vetroresina. Il rivestimento esterno
estruso a pressione è realizzato in TPE
privo di alogeni. Sempre in posa mobile
anche con dinamiche elevate, il cavo
può essere impiegato sia all’esterno che
all’interno a temperature operative tra
-20 e +60 °C.
La fibra del “Chainflex CF Robot-LWL”
è disponibile con diametro di 50/125 μm
e 62.5/125 μm e, impiegando un idoneo
convertitore, è adatta per quasi tutti i
bus ad alta velocità. Nel vasto campo di
impiego delle applicazioni torsionali in
catena portacavi - robotica, handling la tecnologia Vision, per esempio, gioca
un ruolo molto interessante. La qualità
delle immagini richiede caratteristiche
sempre più esigenti. Con il nuovo cavo
in fibra ottica abbiamo adesso a disposizione una soluzione adatta all’industria
per il trasferimento di immagini via
GigE, FireWire IEEE1394a/b e USB.
Igus® S.r.l.
Via delle Rovedine, 4
23899 Robbiate (LC)
Tel. 039 59061 - Fax 039 5906222
e-mail: [email protected]
www.igus.it
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 223
Notiziario
Letteratura Tecnica
The Fundamentals of Corrosion
and Scaling for Petroleum &
Environmental Engineers
Chilingar G.V., Mourhatch R. e
Al-Qahtani G. D., Houston (Texas - USA)
2008, 223 x 155 mm, 450 pagine,
ISBN 978-1-933762-30-2, $ 195,00
Il volume “The Fundamentals of Corrosion and Scaling For
Petroleum & Environmental Engineers” nasce con lo
scopo di offrire un
organico supporto e
contributo all’ingegneria degli impianti nell’ambito dell’estrazione delle risorse non rinnovabili,
sotto forma di un testo di base utile sia in
ambito accademico che come guida per
le applicazioni industriali.
Il libro dedica un parte iniziale alla
descrizione degli aspetti fondamentali
della scienza della corrosione e, pertanto, sia alle equazioni generali di base
che alle reazioni chimiche/elettrochimiche che direttamente interagiscono sulla
valutazione di affidabilità delle strutture
impiantistiche dei sistemi “Upstream”.
Successivamente vengono affrontate
tematiche riguardanti gli strumenti di
mitigazione della corrosione, coinvolgendo aspetti prettamente chimici piut-
tosto che meccanici e biologici correlati
al controllo della corrosione da parte dei
noti gas corrosivi coinvolti e trattati in
tali impianti: O2, CO2 e H2S.
Un esteso approfondimento è dedicato
alla mitigazione mediante pitture nonché
al mondo della protezione catodica; tale
descrizione è accompagnata da esempi
pratici applicativi tratti sia da recenti
applicazioni rappresentanti lo stato
dell’arte dello sviluppo tecnico che da
casi inerenti passate esperienze.
Particolare attenzione è, altresì, dedicata
alla gestione della formazione di incrostazioni nei sistemi acqua di iniezione
nonché alla mitigazione della corrosione
nelle attrezzature che gestiscono e regolano il trattamento e l’iniezione della
stessa acqua con portate che sovente
superano i 100000 m3/giorno.
Il libro, infine, propone alcune sezioni
dedicate rispettivamente alla valutazione
dell’impatto economico della corrosione
e della sua mitigazione, ad un utile e
completo glossario e ad una raccolta di
problemi pratici con soluzioni proposte.
Tutto quanto sopra esposto si fonda sulla
decennale esperienza nel campo del controllo e della prevenzione della corrosione negli impianti “Upstream” del coautore Dr. George V. Chilingar che ha
lavorato come Professore di Ingegneria
del Petrolio all’University of Southern
California dal 1954; il testo qui presentato rappresenta, tra l’altro, un compendio delle lezioni tenute in aula dallo
stesso Autore.
Gulf Publishing Company, 2 Greenway
Plaza, Suite 1020, Houston, Texas
77046 (USA).
Tel. +1 713-529-4301
Telefax +1 713-520-4433
http://www.gulfpub.com
Lifetime Estimation of Welded
Joints
Tadeusz L., Heidelberg (Germania)
2008, 160 x 240 mm, 118 pagine, ISBN
978-3-540-77061-9, € 83,15
In questo volume
l’Autore presenta
due modelli per la
valutazione della
vita residua, dal
punto di vista della
resistenza a fatica
dei giunti saldati,
basati su due parametri riguardanti le
sollecitazioni e la densità dell’energia di
deformazione locale “Strain Energy
Density” (SED).
Nel caso di carichi monoassiali, il testo
descrive la costruzione di un modello
utilizzando sollecitazioni locali; tale
modello include il valore del coefficiente
dell’intaglio teorico e mette in evidenza
che la vita a fatica di un giunto in acciaio
non dipende dal tipo di materiale.
Dopo una breve introduzione sull’argomento trattato, il capitolo successivo
illustra il giunto saldato come concentra-
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 225
Notiziario
tore di sollecitazioni, mentre quello
seguente approfondisce un modello per
la valutazione della vita in condizioni di
carico monoassiale con metodologie di
elaborazione statistiche dei dati presentati.
Di seguito è presentata l’analisi di
alcune prove eseguite su quattro materiali diversi sottoposti a differenti condizioni di carico: ciclico, ampiezza variabile con distribuzione Gaussiana,
ampiezza variabile con distribuzione
Gaussiana e sovraccarico in condizioni
simmetriche e pulsanti. Quest’analisi è
stata effettuata su determinate caratteristiche di fatica uguali per tutti i tipi di
materiali.
Infine, l’ultimo capitolo sviluppa un
ulteriore modello per la valutazione
della durata della vita a fatica in condizioni di carichi complessi, includendo
sia le sollecitazioni che le deformazioni
che avvengono nel materiale.
Springer-Verlag GmbH, Tiergartenstrasse 17, D-69121 Heidelberg
(Germania).
Tel. +49 (0) 6221 487 0
http://www.springer.com
Codici e Norme
UNI EN ISO 15548-1 - Prove non
distruttive - Apparecchiatura per controllo mediante correnti indotte - Parte 1:
Caratteristiche della strumentazione e
modalità di verifica (2009).
UNI EN ISO 13680 - Industrie del
petrolio e del gas naturale - Tubi senza
saldatura resistenti alla corrosione utilizzati come tubi di rivestimento, tubi di
produzione e sbozzati per la produzione
di manicotti - Condizioni tecniche di fornitura (2009).
UNI EN ISO 15548-2 - Prove non
distruttive - Apparecchiatura per controllo mediante correnti indotte - Parte 2:
Caratteristiche della sonda e modalità di
verifica (2009).
UNI EN ISO 15548-3 - Prove non
distruttive - Apparecchiatura per controllo mediante correnti indotte - Parte 3:
Caratteristiche del sistema e modalità di
verifica (2009).
UNI EN ISO 12718 - Prove non distruttive - Controllo mediante correnti
indotte - Vocabolario (2009).
UNI ISO/TR 12735-2 - Prove meccaniche dei metalli - Simboli utilizzati e loro
definizioni - Parte 2: Raccomandazioni
per lo sviluppo dei simboli e delle definizioni (2009).
Norme nazionali
ASTM A 957/A 957M - Standard specification for investment castings, steel
and alloy, common requirements, for
general industrial use (2009).
ASTM E 6 - Standard terminology relating to methods of mechanical testing
(2009).
ASTM E 1085 - Standard test method
for x-ray emission spectrometric analysis of low-alloy steels (2009).
ASTM E 2104 - Standard practice for
radiographic examination of advanced
aero and turbine materials and components (2009).
AWS D16.3M/D16.3 - Risk assessment
guide for robotic arc welding (2009).
Norme europee
EN
EN 1594 - Gas supply systems Pipelines for maximum operating pressure over 16 bar - Functional requirements (2009).
EN 13942 - Petroleum and natural gas
industries - Pipeline transportation
systems - Pipeline (2009).
EN 15648 - Thermal spraying - Component related procedure qualification
(2009).
Inghilterra
Italia
UNI EN 485-2 - Alluminio e leghe di alluminio - Lamiere, nastri e piastre - Parte 2:
Caratteristiche meccaniche (2009).
UNI EN 1124-3 - Tubi e raccordi di
acciaio inossidabile con saldatura longitudinale con giunto a bicchiere per
sistemi di acque reflue - Parte 3: Sistemi
X - Dimensioni (2008).
BSI PD 5500 - Specification for unfired
fusion welded pressure vessels (2009).
USA
API STD 2551 - Standard method for
measurement and calibration of horizontal tanks (2009).
UNI/TS 11317 - Prove non distruttive Controllo di tubazioni in acciaio fuori
terra mediante onde guidate a propagazione assiale (2009).
ASME B29.200 - Welded-steel-type
mill chains, welded-steel-type drag
chains, attachments, and sprocket teeth
(Incorporating ASME B29.16M and
ASME B29.18M) (2009).
UNI EN ISO 11961 - Industrie del
petrolio e del gas naturale - Aste di perforazione di acciaio (2009).
ASTM A 370 - Standard test methods
and definitions for mechanical testing of
steel products (2009).
UNI EN 12385-1 - Funi di acciaio Sicurezza - Parte 1: Requisiti generali
(2009).
ASTM A 641/A 641M - Standard specification for zinc-coated (galvanized)
carbon steel wire (2009).
226 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
Norme internazionali
ISO
ISO 9445-1 - Continuously cold-rolled
stainless steel - Tolerances on dimensions and form - Part 1: Narrow strip and
cut lengths (2009).
ISO 9445-2 - Continuously cold-rolled
stainless steel - Tolerances on dimensions and form - Part 2: Wide strip and
plate/sheet (2009).
ISO 11484 - Steel products - Employer's
qualification system for non-destructive
testing (NDT) personnel (2009).
ISO 14050 - Environmental management - Vocabulary (2009).
ISO 25902-1 - Titanium pipes and tubes
- Non-destructive testing - Part 1: Eddycurrent examination (2009).
Notiziario
Corsi IIS
Luogo
Genova
Data
18-20/5/2009
Titolo
Ore
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in elettronica approvato dall’ESA per Ispettore (CAT. 2) per tecnologia a “foro passante” in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-08
24
Legnano (MI)
18-21/5/2009
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per
il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Genova
18-22/5/2009
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in elettronica approvato dall’ESA per Operatore (CAT. 3) per tecnologia a “foro passante” in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-08
40
Genova
18-22/05/2009
Corso per International Welding Technologist - Parte III - Tecnologia della saldatura
--
Genova
18-22/05/2009
6-8/7/2009
Corso per International Welding Engineer - Parte III - Tecnologia della saldatura
--
Genova
19-20/5/2009
Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per
Operatore/Ispettore per tecnologia a “foro passante” in accordo
alla Specifica ECSS-Q-70-08
16
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in elettronica approvato dall’ESA per Operatore (CAT. 3) per tecnologia SMT in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-38
36 (*)
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in elettronica approvato dall’ESA per Ispettore (CAT. 2) per tecnologia SMT in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-38
36 (*)
Genova
Genova
25-29/5/2009
25-29/5/2009
Mogliano Veneto
(TV)
25-29/5/2009
Corso celere in saldatura
Genova
26-27/5/2009
Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per
Operatore/Ispettore per tecnologia SMT in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-38
16
26-29/5/2009
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per
il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Genova
8-9/6/2009
Corso teorico-pratico di incollaggio di tubi e/o raccordi di PVCC, PVC-U o di ABS per la qualificazione secondo UNI 11242
16
Mogliano Veneto
(TV)
8-10/6/2009
Corso sull’applicazione dei sistemi di gestione per la qualità in
saldatura ISO 9001
24
Messina
9-11/6/2009
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)
11-12/6/2009
Corso sull’applicazione dei sistemi di gestione del processo speciale saldatura EN ISO 3834
16
Genova
15-18/6/2009
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per
il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Genova
15-19/6/2009
Corso per International Welding Technologist - Parte III - Metallurgia e saldabilità
--
Roma
Organizzatore
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FOR
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
Tel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - [email protected]
32
(*) Si tratta del totale delle ore per coloro che non abbiano già frequentato il corso da Operatore e/o Ispettore per tecnologia a foro passante.
Per coloro in possesso di tale certificato il corso può essere ridotto fino alla durata di 24 ore.
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 227
Notiziario
Corsi IIS (segue)
Luogo
Data
Titolo
Ore
Genova
15-19/6/2009
8-10/7/2009
Corso per International Welding Engineer - Parte III - Metallurgia e saldabilità
--
Mogliano Veneto
(TV)
18-19/6/2009
Corso sull’applicazione dei sistemi di gestione ambientale ISO
14001
16
Legnano (MI)
22-26/6/2009
Corso teorico di specializzazione sull’incollaggio (adhesive
bonding)
40
Genova
6-10/7/2009
Corso modulare per la qualificazione ad International Welding
Inspector - Basic - Ispezione di giunti saldati
42
Genova
6-17/7/2009
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in elettronica per Istruttore / Esaminatore (CAT. 1) in accordo alla
Specifica ESA PSS-01-748
64
Genova
13-16/7/2009
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per
il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Messina
13-16/7/2009
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per
il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Genova
14-15/7/2009
Sicurezza e prevenzione degli infortuni in saldatura - Corso
avanzato per responsabili della sicurezza
16
Mogliano Veneto
(TV)
20-23/7/2009
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per
il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Taranto
20-24/7/2009
Corso celere in saldatura
32
Legnano (MI)
27-30/7/2009
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per
il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Corsi di qualificazione per personale addetto alle PND di livello 1, 2 e 3
Esame visivo (VT)
Mogliano
Veneto (TV)
19-20/5/2009
Mogliano
Veneto (TV)
Mogliano
Veneto (TV)
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
28/5/2009
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
8
4-5/6/2009
Modulo Specifico saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
12
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Genova
16-17/6/2009
Genova
18/6/2009
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
8
Genova
1-2/7/2009
Modulo Specifico saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
12
Priolo (SR)
7-8/7/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Priolo (SR)
9-10/7/2009
Modulo Specifico corrosione e verniciatura per livello 2 UNI EN
473/ISO 9712
12
Esame radiografico (RT)
Mogliano
Veneto (TV)
19-20/5/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Genova
9-11/6/2009
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
24
Genova
16-17/6/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Mogliano
Veneto (TV)
16-19/6/2009
Modulo Specifico Operatore Tecniche Convenzionali per livello 2
UNI EN 473/ISO 9712
32
Priolo (SR)
7-8/7/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
228 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
Organizzatore
Notiziario
Corsi di qualificazione, ecc (segue)
Esame ultrasonoro (UT)
Mogliano
Veneto (TV)
19-20/5/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Mogliano
Veneto (TV)
26-29/5/2009
Modulo Specifico Operatore Tecniche Convenzionali per livello 2
UNI EN 473/ISO 9712
32
Genova
16-17/6/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Priolo (SR)
7-8/7/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Genova
7-9/7/2009
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
24
Esame con particelle magnetiche (MT)
Mogliano
Veneto (TV)
19-20/5/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Genova
16-17/6/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Priolo (SR)
7-8/7/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Mogliano
Veneto (TV)
14-15/7/2009
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Esame con liquidi penetranti (PT)
Mogliano
Veneto (TV)
19-20/5/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Mogliano
Veneto (TV)
26-27/5/2009
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Genova
16-17/6/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
7-8/7/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Priolo (SR)
Corsi di altre Società
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Milano
18/5/2009
8/7/2009
Valutazione globale di conformità alla Direttiva
PED 97/23/CE - Il punto di vista del fabbricante,
dell’ente terzo, dell’utilizzatore
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Milano
19/5/2009
9/7/2009
Applicazione del Decreto Ministeriale 1° Dicembre 2004, N. 329 - Criteri generali per la gestione
degli impianti industriali
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024464 ; fax 02 70024411
[email protected]
19-20/5/2009
Valutatore interno di sistemi di gestione nei laboratori accreditati UNI CEI EN ISO/IEC 17025:2005
AICQ-Triveneta (Mestre - VE)
Tel. 041 951795; fax 041 940648
[email protected]
Milano
20/5/2009
24/6/2009
Valutazione del rischio vibrazioni negli ambienti di
lavoro - Corso avanzato
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024464 ; fax 02 70024411
[email protected]
Torino
20-21/5/2009
I contenuti della nuova ISO 9001:2008 in una prospettiva applicativa
AICQ Piemonte (Torino)
Tel. 011 5183220; fax 011 537964
[email protected]
Roma
Milano
Roma
20-22/5/2009
24-26/6/2009
15-17/7/2009
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]
Mestre (VE)
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 229
Notiziario
Corsi di altre Società (segue)
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Milano
21/5/2009
Esposizione al rumore sul lavoro - Le novità della
norma UNI 9432:2008
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024464 ; fax 02 70024411
[email protected]
Roma
22-26/5/2009
Corso Valutatori Sistema di Gestione della Sicurezza
AICQ-CI (Roma)
Tel. 06 4464132; fax 06 4464145
[email protected]
Roma
27/5/2009
26/6/2009
3/6/2009
30/6/2009
Norma UNI EN ISO 9001:2008
Centro Formazione UNI (Roma)
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
[email protected]
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024464 ; fax 02 70024411
[email protected]
Milano
Milano
8-12/6/2009
Programma di addestramento raccomandato per
l’esame con particelle magnetiche di 2° livello
secondo EN 473
CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano)
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Napoli
9-11/6/2009
Corso base per la conduzione delle Verifiche Ispettive Interne per la Qualità secondo le norme ISO
9001:2008 ed ISO 19011:2002
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Roma
10/6/2009
Corso base - Sistema di gestione per la qualità
Centro Formazione UNI (Roma)
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
[email protected]
Milano
10-11/6/2009
Sistemi di gestione ambientale e Regolamento
EMAS
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024464 ; fax 02 70024411
[email protected]
Bologna
15-16/6/2009
Implementazione di un sistema di gestione per la
sicurezza secondo lo standard BS-OHSAS
18001:2007
CERMET - Servizio Formazione (Bologna)
Tel. 051 764811; fax 051 764902
[email protected]
Milano
15-17/6/2009
Le ISO 9000:2000. Principi, contenuti ed esercitazioni.
AICQ Centro Nord c/o TQM s.r.l. (Milano)
Tel. 02 67382158; fax 02 67382177
[email protected]
Milano
15-26/6/2009
Programma di addestramento raccomandato per
l’esame di radiografia di 2° livello secondo EN 473
CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano)
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Milano
16/6/2009
Applicazione della Direttiva PED 97/23/CE in
materia di attrezzature a pressione - Corso base
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024464 ; fax 02 70024411
[email protected]
Torino
17/6/2009
La sicurezza degli impianti tecnologici (D.M.
37/2008)
CERMET - Servizio Formazione (Torino)
Tel. 011 2258681; fax 051 763382
[email protected]
Mestre (VE)
17/6/2009
Conferma metrologica, taratura, verifica e controlli
intermedi
AICQ-Triveneta (Mestre - VE)
Tel. 041 951795; fax 041 940648
[email protected]
Roma
Milano
17/6/2009
8/7/2009
Validazione dei metodi per le prove chimiche
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Milano
19/6/2009
Qualità nella manutenzione
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024464 ; fax 02 70024411
[email protected]
Roma
24-26/6/2009
Sistemi di gestione per la Qualità per i Laboratori
di Prova secondo la norma UNI CEI EN ISO/IEC
17025 ed accreditamento SINAL
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
230 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
Notiziario
Corsi di altre Società (segue)
Luogo
Data
Milano
29/6-3/7/2009
Torino
2-3/7/2009
Napoli
Titolo
Organizzatore
Programma di addestramento raccomandato per
l’esame con correnti indotte di 2° livello secondo
EN 473
CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano)
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Laboratori di prova e di taratura secondo ISO
17025:2005
AICQ Piemonte (Torino)
Tel. 011 5183220; fax 011 537964
[email protected]
7/7/2009
La valutazione del rischio rumore: aggiornamenti
normativi e legislativi secondo il D.Lgs. 81/08 e la
norma UNI 9432:2001
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Napoli
8-10/7/2009
Corso base per la conduzione delle Verifiche Ispettive Interne Ambientali secondo le norme ISO
19011 e ISO 14001
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Milano
Roma
9/7/2009
18/7/2009
Calcolo dell’incertezza di misura nelle prove chimiche
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Napoli
21-22/7/2009
Corso per datori di lavoro che possono svolgere
direttamente i compiti propri del Responsabile del
Servizio di Prevenzione e Protezione
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Mostre e Convegni
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Bergamo
20-23/5/2009
Finitura & Oltre - Mostra italiana del trattamento e
finitura delle superfici
Promexpo (Milano)
Tel. 02 45416300; fax 02 45416340
[email protected]
Venezia
21-22/5/2009
GNS 5 - Giornate Nazionali di Saldatura
Eurojoin 7 - European Congress of Joining
Technology
Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
Nrnberg
(Germania)
26-28/5/2009
Sensor + Test 2009 - The Measurement Fair
AMA Service GmbH (Wunstorf - D)
Tel. +49 (0) 50339639-0; fax +49 (0) 50331056
[email protected]
Lanciano (CH)
29-31/5/2009
Tekno-Mec - Macchine e soluzioni per l’industria
meccanica e lavorazione lamiera
C. & C. snc (Vasto - CH)
Tel. 0873 365055; fax 0873 375068
[email protected]
Genova
4/6/2009
Seminario didattico - La saldatura delle leghe non
ferrose a base Al, Ni, Cu
Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
Mumbai
(India)
11-13/6/2009
Asian Metallurgy 2009
Chandekar Business Media Pvt. Ltd. (Mumbai - IND)
Tel. +91 22 26192376; fax +91 22 26162817
[email protected]
Ankara
(Turchia)
11-13/6/2009
International Conference on Welding and Joining
Technologies ´09
Gazi University (Ankara - TR)
Tel. +90 312 2028750; fax +90 312 2120059
[email protected]
Poznan
(Polonia)
16-19/6/2009
ITM Poland - Fair of modern technologies for
industry in the New Europe
Poznan International Fair Ltd. (Poznan - PL)
Tel. +48 61 8692691; fax +48 61 8692966
[email protected]
Genova
18/6/2009
Seminario didattico - La qualificazione e la certificazione dei saldatori
Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 231
Notiziario
Mostre e Convegni (segue)
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Osaka
(Giappone)
21-26/6/2009
ISOPE 2009 - International Offshore (Ocean) and
Polar Engineering Conference
ISOPE (Cupertino - California - USA)
Tel. +1 650 2541871; fax +1 650 2542038
[email protected]
Birmingham
(Inghilterra)
23-24/6/2009
European Titanium Conference 2009
National Metals Technology Centre (Rotherham - UK)
Tel. +44(0) 1709 722477; fax +44(0) 1709 724999
[email protected]
Berlino
(Germania)
24-26/6/2009
4th European-American Workshop on Reliability
of NDE
German Society for Non-Destructive Testing (Berlin - D)
Tel. +49 30 67807-120; fax +49 30 67807-129
[email protected]
Shanghai
(Cina)
30/6-2/7/2009
Aluminium China 2009
Reed Exhibitions China (Beijing - CHINA)
Tel. +86 10 85189070; fax +86 10 85189060
[email protected]
Nantes
(Francia)
30/6-3/7/2009
7th International Symposium on Non-Destructive
Testing in Civil Engineering - NDTCE ‘09
LCPC Nantes / Div. RMS (Bouguenais - F)
Tel. +33 02 40845800; fax +33 02 40845999
[email protected]
Industrial Laser Applications 2009
AILU (Abingdon - UK)
Tel. +44(0) 1235 539595; fax +44(0) 1235 550499
[email protected]
Seminario didattico - La qualificazione delle specifiche di procedura di saldatura
Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
Cambridge
(Inghilterra)
Genova
7-8/7/2009
9/7/2009
Singapore
12-15/7/2009
62nd Annual Assembly IIW
IIW 2009 Conference Manager c/o Pacific World
Singapore (Singapore)
Tel. +65 6330 6730; fax +65 6336 2123
[email protected]
Singapore
16-17/7/2009
IIW International Conference “Advances in
Welding and Allied Technologies”
IIW 2009 Conference Manager c/o Pacific World
Singapore (Singapore)
Tel. +65 6330 6730; fax +65 6336 2123
[email protected]
Kingston
(Rhode Island -USA)
26-31/7/2009
QNDE Conference - 36th Annual Review of Progress in Quantitative Nondestructive Evaluation
CNDE (Ames - Iowa - USA)
Tel. +1 515 2949749; fax +1 515 2947771
[email protected]
232 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
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Ricerche
Bibliografiche
Dati IIS-Data
Saldabilità delle leghe di nichel
(2006-2008)
Ranking the resistance of wrought superalloys to strain-age
cracking di ROWE M.D. «Wdg. J.», Febbraio 2006, pp. 27s-34s.
Alto; ciclo termico; composizione chimica; confronti; criccabilità a caldo; cricche di liquazione; leghe di nichel; materiali
resistenti alle alte temperature; operazione dopo saldatura; operazioni metallurgiche di invecchiamento; proprietà meccaniche;
prove di saldabilità; prove di trazione; resistenza meccanica;
saldabilità; trattamento termico dopo saldatura; ZTA.
Formation of hot cracks in the weld zone in welding creepresisting nickel alloys di SOROKIN L.I. «Weld. Int.», Gennaio
2006, pp. 72-76.
Alta temperatura; composizione chimica; criccabilità a caldo;
inclusioni; leghe di nichel; materiali resistenti allo scorrimento
a caldo; parametri di processo; procedura di processo; prove di
saldabilità; saldabilità; saldatura a fascio elettronico; zona di
saldatura; zona fusa.
Aspects of pad welding of waste-incinerator boiler-elements
with Inconel 625 and 686 alloys di ADAMIEC P. e ADAMIEC
J. «Weld. Int.», Marzo 2007, pp. 190-194.
Caldaie; condizioni di servizio; controllo visivo; corrente elettrica; corrosione; corrosione interstiziale; corrosione per vaiolatura; fattori di influenza; impianti; inconel; ingegneria
chimica; leghe di nichel; metallografia; parametri di processo;
preparazione superficiale; rivestimenti; rivestimenti non metallici; saldabilità; saldatura ad arco ad impulsi; saldatura in gas
protettivo; saldatura MAG; saldatura TIG; scambiatori di
calore; tubi.
Analysis of the solidification process in Fe-36%Ni weld metal
with NbC crystallization di OSUKI T. et al. «Weld. Int.», Febbraio 2006, pp. 116-126.
Acciai inossidabili austenitici; criccabilità di ritiro; distribuzione della temperatura; leghe di nichel; metallurgia; modelli di
calcolo; prove di saldabilità; saldabilità; saldatura TIG; solidificazione; struttura cristallina; tempo (durata); zona fusa.
Liquation phenomenon in artificial stimulated heat affected
zone for a tertiary superalloyed solid solution with Ni-Cr-Co
base di RUSAN T. e SAFTA V. «Sudura», Luglio-Settembre
2006, pp. 5-9.
Apporto termico specifico; ciclo termico; cricche di liquazione;
leghe di nichel; microstruttura; saldabilità; simulazione; ZTA.
Effects of electron beam oscillation techniques on solidification behaviour and stress rupture properties of Inconel 718
welds di MADHUSUDHANA REDDY G. et al. «Weld. Join.»,
Marzo-Aprile 2007, pp. 106-114.
Criccabilità di ritiro; durezza; fascio elettronico; fattori di
influenza; fenomeno di invecchiamento; inconel; indurimento
strutturale dovuto ad invecchiamento; leghe di nichel; microstruttura; operazione dopo saldatura; proprietà meccaniche;
resistenza alla rottura per scorrimento; saldabilità; saldatura a
fascio elettronico; solidificazione; trattamento termico dopo saldatura; vibrazione; zona di fusione; zona fusa.
Martensite formation in austenitic/ferritic dissimilar alloy
welds di DUPONT J.N. e KUSKO C.S. «Wdg. J.», Febbraio
2007, pp. 51s-54s.
Acciai al C; acciai inossidabili austenitici; elettrodi a nastro;
inconel; leghe di nichel; martensite; materiali d’apporto; materiali dissimili; metallografia; microscopio elettronico; saldabilità; saldatura ad elettroscoria.
Microcracking in multipass weld metal of alloy 690 Part 1 Microcracking susceptibility in reheated weld metal
di NISHIMOTO K. et al. «Weld. Join.», Luglio-Agosto 2006,
pp. 455-461.
Bordi dei grani; criccabilità a caldo; criccabilità da riscaldamento; criccabilità di ritiro; cricche di liquazione; duttilità;
fosforo; impurezze; inconel; leghe di nichel; materiali d’apporto; microcricche; microstruttura; prove di saldabilità; saldabilità; saldatura a più passate; saldatura TIG; solidificazione;
zolfo; zona fusa.
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 235
Ricerche Bibliografiche
Laser brazing of alloy 600 with precious filler metals di SAIDA
K. et al. «Weld. Join.», Novembre-Dicembre 2006, pp. 694-700.
Brasatura forte; distanza tra i componenti da brasare; durezza;
inconel; laser a diodo; leghe di nichel; materiali d’apporto;
microstruttura; procedimenti combinati; proprietà meccaniche;
saldabilità; saldatura in tandem; saldatura laser.
Post welding thermal treatment effect over HAZ properties
on tertiary super alloy solid solutions with Ni-Cr-Co base
di RUSAN T. e SAFTA V. «Sudura», Ottobre-Dicembre 2006,
pp. 30-37.
Fattori di influenza; leghe di nichel; leghe nimonic; metallografia; microstruttura; parametri di processo; proprietà meccaniche; prove meccaniche; saldabilità; saldatura TIG; trattamento
termico dopo saldatura; ZTA.
Dissolution and kinetic reactions of particles that occur in
the heat affected zone of a Ni-Cr-Co base tertiary welding
super alloy, following post-welding thermal treatment di
RUSAN T. e SAFTA V. «Sudura», 5/2006, pp. 5-12.
Cinetica delle reazioni; leghe di nichel; leghe nimonic; saldabilità; saldatura TIG; temperatura; trattamento termico dopo saldatura; ZTA.
Microcracking in multipass weld metal of alloy 690 Part 2 Microcracking mechanism in reheated weld metal di
NISHIMOTO K. et al. «Weld. Join.», Luglio-Agosto 2006,
pp. 462-470.
Alta temperatura; bordi dei grani; caldo; ciclo termico; confronti; criccabilità a caldo; criccabilità da riscaldamento;
deformazione; duttilità; effetti locali; impurezze; inconel; infragilimento; leghe a dilatazione controllata; leghe di nichel; materiali d’apporto; microcricche; modelli di calcolo; saldabilità;
saldatura a più passate; saldatura TIG; segregazione; simulazione; zona fusa.
Optimality analysis of multiplex A-TIG welding flux for
nickel-base superalloy di FAN C. et al. «China Weld.», LuglioDicembre 2007, pp. 46-50.
Confronti; corrente elettrica; flussi attivi; leghe di nichel; parametri di processo; penetrazione; proprietà meccaniche; prove di trazione; saldabilità; saldatura TIG; saldatura TIG con flussi attivi.
Temper-bead repair welding of neutron-irradiated reactor
(pressure) vessels by low-heat-input TIG and YAG laser welding
di NAKATA K. et al. «Weld. Int.», Luglio 2007, pp. 482-495.
Acciai basso-legati; acciai inossidabili; acciai inossidabili
austenitici; apporto termico specifico; basso; condizioni di processo; fascio di neutroni; industria nucleare; leghe di nichel;
placcatura; recipienti in pressione; rinvenimento; riparazione;
rischi dovuti all’irraggiamento; saldabilità; saldatura laser;
saldatura TIG; scelta; tenacità.
The effect of fitness of Cu-Ni-Fe alloys on the quality of
TIG-made welds di PAKOS R. «Weld. Int.», Agosto 2007,
pp. 593-595.
Composizione chimica; fattori di influenza; inclusioni; leghe di
nichel; preriscaldo; saldabilità; saldatura TIG.
Investigation of structure and crack formation in welded
joints of single crystal Ni-base alloys (IIW-1817-07, ex-doc.
SC-AIR-018r1-06) di SAVCHENKO V.S. et al. «Weld. World»,
Novembre-Dicembre 2007, pp. 76-81.
Criccabilità; criccabilità a caldo; difetti; giunti saldati; leghe di
nichel; materiali resistenti alle alte temperature; saldabilità;
saldatura a fascio elettronico; saldatura ad energia concentrata;
struttura cristallina.
236 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
Fusion-boundary macrosegregation in dissimilar-filler
w e l d s d i KO U S . e YA N G Y. K . « W d g . J . » , O t t o b r e 2 0 0 7 ,
pp. 303s-312s.
Bagno di fusione; composizione chimica; fattori di influenza;
infragilimento da idrogeno; leghe d’alluminio; leghe di nichel;
leghe di rame; materiali d’apporto; materiali dissimili; saldabilità; saldatura con filo fusibile in gas protettivo; segregazione;
solidificazione; temperatura; tensocorrosione; zona fusa.
The mechanism of ductility dip cracking in nickel-chromium
alloys di YOUNG G.A. et al. «Wdg. J.», Febbraio 2008, pp. 31s-43s.
Acciai al C; acciai inossidabili austenitici; analisi con elementi
finiti; carburi; corrosione intergranulare; criccabilità a caldo;
criccabilità di ritiro; cricche intergranulari; cromo; effetti
locali; inconel; industria nucleare; leghe di nichel; materiali
d’apporto; materiali dissimili; saldabilità; saldatura TIG; simulazione; tensocorrosione.
Improving the resistance to hot cracking during the welding
of nickel-based alloys using cold wire submerged arc welding
processes di REISGEN U. et al. «Welding and Cutting», MarzoAprile 2008, pp. 90-98.
Apporto termico specifico; bacchette; bagno di fusione; compos i z i o n e ch i m i c a ; c r i c c a b i l i t à a c a l d o ; d u re z z a ; f a t t o r i d i
influenza; forma della saldatura; freddo; inconel; leghe di
nichel; microstruttura; prove di saldabilità; saldabilità; saldatura ad arco sommerso.
Investigation on precipitation phenomena of Ni-22Cr-12Co9Mo alloy aged and crept at high temperature di GARIBOLDI E. et al. «Journal PVP», V. 85, N. 1 - 2/2008, pp. 63-71.
Alta temperatura; centrali elettriche; durata della vita; durezza;
inconel; leghe di nichel; materiali resistenti alle alte temperature; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; proprietà meccaniche; saldabilità; scorrimento a caldo;
trattamento termico di solubilizzazione.
The welding characteristics of a new Ni-Cr-Mo alloy designed to resist wet process phosphoric acid di CHIRIELEISON
G.M. et al. «Wdg. J.», Maggio 2008, pp. 119s-123s.
Acidi; agricoltura; corrosione; criccabilità a caldo; criccabilità
di ritiro; fosforo; hastelloy; leghe di nichel; parametri di processo; proprietà meccaniche; prove di saldabilità; saldabilità;
saldatura con filo fusibile in gas protettivo; saldatura TIG.
Evaluation of hot cracking susceptibility of some austenitic
stainless steels and a nickel-base alloy di SRINIVASAN G. et
al. «Weld. World», Luglio-Agosto 2008, pp. 4-17.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; azoto; criccabilità; criccabilità a caldo; criccabilità di ritiro; difetti; duttilità; gas di protezione; inconel; leghe di nichel; microstruttura;
proprietà meccaniche; prove di saldabilità; saldabilità; titanio;
zona di saldatura; zona fusa; ZTA.
Improving weldability of aged 25Cr-35Ni heat resistant
steel/alloy 800 dissimilar welds di DEHMOLAEI R. et al.
«Weld. Join.», 7/2007, pp. 586-592.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; acciai inossidabili indurenti per precipitazione; alta temperatura; apporto
termico specifico; criccabilità a caldo; cricche di liquazione;
fattori di influenza; incoloy; leghe di nichel; materiali d’apporto; materiali dissimili; materiali resistenti allo scorrimento a
caldo; microstruttura; pezzi fusi; proprietà meccaniche; prove di
saldabilità; saldabilità; saldatura a più passate; saldatura TIG;
sviluppo; temperatura; trattamento termico; ZTA.
Ricerche Bibliografiche
M o d i fi c a t i o n o f w e l d m e t a l i n e l e c t r o s l a g w e l d i n g o f
KhN77TYuR refractory alloy di ERYOMIN E.N. «Paton Weld.
J.», Settembre 2007, pp. 38-41.
Billette; composizione chimica; leghe di nichel; metalli refrattari; microstruttura; nitruri; proprietà meccaniche; saldabilità;
saldatura ad elettroscoria; titanio; zona fusa.
A Gleeble®-based method for ranking the strain-age cracking
susceptibility of Ni-based superalloys di METZLER D.A.
«Wdg. J.», Ottobre 2008, pp. 249s-256s.
Analisi con elementi finiti; analisi delle tensioni; criccabilità;
hastelloy; inconel; leghe di nichel; materiali resistenti alle alte
temperature; microstruttura; operazioni metallurgiche di invecchiamento; proprietà meccaniche; proprietà termiche; saldabilità; simulazione; termodinamica; trattamento termico dopo saldatura; trattamento termo-meccanico.
Ductility-dip cracking susceptibility of nickel-based weld
metals Part 1: strain-to-fracture testing di NISSLEY N.E. e
LIPPOLD J.C. «Wdg. J.», Ottobre 2008, pp. 257s-264s.
Bordi dei grani; criccabilità di ritiro; cricche di liquazione; duttilità; inconel; industria nucleare; lamiere; leghe di nichel;
materiali d’apporto; microstruttura; prove di saldabilità; saldabilità; saldatura ad arco a punti; saldatura TIG.
Aceros inoxidables y aleaciones de níquel. Saliendo del
camino habitual di VAN DER MEE V. et al. «Sold. Tec.»,
109/2008, pp. 38-42.
Acciai inossidabili austenitici; alta temperatura; corrosione;
giunti saldati; leghe di nichel; materiali d’apporto; materiali di
consumo; ossidazione; proprietà meccaniche; reazioni chimiche; saldabilità; saldatura TIG; scelta; shock termico.
Microcracking susceptibility in dissimilar multipass welds of
alloy 690 to type 316L stainless steel using La added filler
metals di SAIDA KAZUYOSHI et al. «Weld. Join.», 7/2007,
pp. 593-603.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; aggiunte di
elementi di lega; composizione chimica; criccabilità a caldo;
criccabilità di ritiro; cricche di liquazione; fosforo; inconel;
leghe di nichel; materiale d’apporto aggiuntivo; microcricche;
prove di saldabilità; saldabilità; saldatura a più passate; saldatura TIG; segregazione; simulazione; terre rare; zolfo; zona
fusa.
Fracture analysis of laser beam welded superalloys Inconel
7 1 8 a n d 6 2 5 u s i n g t h e F I T N E T p ro c e d u re d i Y E N I C . e
KOÇAK M. «Journal PVP», V. 85, N. 8/2008, pp. 532-539.
Analisi delle tensioni; effetti del mis-match; elemento portante;
Europa; giunti testa a testa; idoneità all’impiego; inconel; laser
CO 2 ; leghe di nichel; meccanica della frattura; modelli di
calcolo; proprietà meccaniche; saldabilità; saldatura laser;
tenacità alla rottura; ZTA.
Mechanical property variation within Inconel 82/182 dissimilar metal weld between low alloy steel and 316 stainless steel
di CHANGHEUI JANG et al. «Journal PVP», V. 85, N. 9/2008,
pp. 635-646.
Acciai basso-legati; acciai inossidabili; acciai inossidabili
austenitici; durezza; giunti saldati; inconel; industria nucleare;
leghe di nichel; materiali d’apporto; materiali dissimili; meccanica della frattura; microscopio; proprietà meccaniche; prove di
durezza; recipienti in pressione; saldabilità; saldatura manuale
con elettrodi rivestiti; saldatura TIG; tenacità alla rottura.
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009 237
Fonti dei riferimenti bibliografici
Riviste italiane e straniere analizzate per la Banca Dati IIS-Data
Titolo
Acciaio
Advanced Materials Processes
Alluminio e Leghe
Alluminio Magazine
Ambiente e Sicurezza sul Lavoro
Analysis Europa
Anticorrosione
ASTM Standardization News
ATA Ingegneria Automobilistica
Australasian Welding Journal
Australian Welding Research
Automatic Welding
Automazione Energia Informazione
Avtomaticheskaya Svarka
Befa - Mitteilungen
BID-ISIM
Biuletyn ISG
Boletin Tecnico Conarco
Bollettino Tecnico Finsider
Bollettino Tecnico RTM
Brazing and Soldering
Bridge Design & Engineering
British Corrosion Journal
China Welding
Chromium Review
Constructia De Masini
Costruzioni Metalliche
Czechoslovak Heavy Industry
De Qualitate
Deformazione
Der Praktiker
Elettronica Oggi
Elin Zeitschrift
Energia Ambiente Innovazione
Energia e Calore
Energia e Materie Prime
EPE International
Esa Bulletin
Eurotest Technical Bulletin
Fogli d’Informazione Ispesl
Fonderia
FWP Journal
GEP
Giornale del Genio Civile
Heron
Hightech
Hitsaustekniikka
Hybrid Circuits
Iabse Periodica
Il Filo Metallico
Il Giornale delle Prove non Distruttive
Il Giornale delle Scienze Applicate
Il Perito Industriale
Il Saldatore Castolin
Ilva Quaderni
Industrial Laser Rewiew
Ingegneria Ambientale
Ingegneria Ferroviaria
Inossidabile
Insight
International Construction
Interplastics
IPE International
ISO Bulletin
J. of Offshore and Polar Engineering
Joining & Materials
Joining of Materials
Joining Sciences
Journal of Bridge Engineering
Journal of the Japan Welding Society
Kunststoffe
L’Acciaio Inossidabile
Abbreviaz.
Acciaio
Mat. Processes
AL
Alluminio
Sicurezza Lav.
Analysis
Anticorrosione
ASTM Std.
ATA
Austr. Wdg. J.
Austr. Wdg. Res.
Aut. Weld.
AEI
Aut. Svarka
Befa Mitt.
BID-ISIM
Biuletyn
Conarco
Finsider
RTM
Braz. Sold.
Bridge
Br. Corr. J.
China Weld.
Chomium
Constr. Masini
Costr. Met.
Czech. Heavy
Qualitate
Deformazione
Praktiker
Elettronica
Elin
Enea E.A.I.
Energia
Energia
EPE
Esa Bulletin
Eurotest
ISPESL
Fonderia
FWP J.
GEP
Giornale G.C.
Heron
Hightech
Hitsaust.
Hybrid
IABSE
Filo Metallico
Giornale PND
Scienze Applic.
Perito Ind.
Castolin
Ilva
Ind. Laser
I.A.
Ing. Ferr.
Inossidabile
Insight
Int. Const.
Interplastics
IPE
ISO
Offshore
Joining
JOM
Join. Sciences
Jour. Bridge
Journal JWS
Kunststoffe
Acc. Inoss.
238 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2009
Titolo
Abbreviaz.
L’Allestimento
Allestimento
L’Elettrotecnica
Elettr.
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Ind. Mecc.
L’Installatore Tecnico
Installatore
La Meccanica Italiana
Mecc. Ital.
La Metallurgia Italiana
Met. Ital.
La Termotecnica
Termotecnica
Lamiera
Lamiera
Laser
Laser
Lastechniek
Lastech.
Lavoro Sicuro
Lav. Sic.
Lo Stagno ed i suoi Impieghi
Stagno
Macchine & Giornale dell’Officina
Officina
Macplas
Macplas
Manutenzione: Tecnica e Management
Manutenzione
Materialprüfung
Materialprüf.
Material and Corrosion
Mat. Cor.
Materials Evaluation
Mat. Eval.
Materials Performance
MP
Meccanica & Automazione
Mec. & Aut.
Meccanica & Macchine di Qualità
Mecc. & Macchine
Meccanica Moderna
Mecc. Moderna
Meccanica Oggi
Meccanica
Mechanical Engineering
Mech. Eng.
Metal Construction
Met. Con.
Metalli
Metalli
Metallurgical and Materials Transactions
Met. Trans.
Metallurgical B
Metallurgical B
Metallurgical Reports CRM
Met. Rep.
Metallurgical Transactions
Metallurgical T
Metalurgia & Materiais
Met. Materiais
Metalurgia International
Metalurgia
Modern Plastics International
Plastics Int.
Modern Steel Construction
Steel Constr.
NDT & E International
NDT & E Int.
NDT & E International UK
NDT & E Int.
NDT International
NDT Int.
Notagil S.I.
Notagil
Notiziario dell’ENEA Energia e Innovazione
ENEA E.I.
Notiziario dell’ENEA Sic. e Prot.
ENEA-DISP.
Notiziario Tecnico AMMA
AMMA
NRIM Research Activities
NRIM Research
NT Tecnica e Tecnologia AMMA
NT AMMA
Oerlikon Schweissmitteilungen
Oerlikon
PCB Magazine
PCB
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Petrolieri d’Italia
Petrolieri I.
Pianeta Inossidabili
Inox
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Plastics
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Prevenzione
Produttronica
Produttronica
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Pignone
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Qualificazione
Qualità
Qualità
Rame e Leghe
CU
Rame Notizie
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Research NDE
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Tratersup
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Rev. Met.
Revista de Soldadura
Rev. Soldadura
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Rev. Soud.
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Revue Met. CIT
Revue de Metallurgie MES
Revue Met. MES
Ricerca e Innovazione
Ric. Inn.
Riv. Infortuni e Malattie Professionali
Riv. Inf.
Rivista di Meccanica
Riv. Mecc.
Rivista di Meccanica Oggi
Riv. Mecc. Oggi
Rivista di Meccanica International
Riv. Mecc. Inter.
Rivista Finsider
Riv. Finsider
Rivista Italiana della Saldatura
Riv. Sald.
Titolo
Schweissen & Pruftechnik
Schweissen und Schneiden
Schweisstechnik
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Seleplast
Sicurezza e Prevenzione
Skoda Review
Soldadura e Construcao Metalica
Soldadura y Tecnologias de Union
Soldagem & Inspecao
Soldagem & Materiais
Soldering & Surface Mount Technology
Soudage et Techniques Connexes
Souder
Stahlbau
Stainless Steel Europe
Stainless Steel World
Stainless Today
Steel Research
Structural Engineering International
Sudura
Surface Engineering
Svarochnoe Proizvodstvo
Sveiseteknikk
Svetsaren
Svetsen
Technica/Soudure
Technical Diagnostics and NDT Testing
Technical Review
Technische Uberwachung
Tecnologia Qualidade
Tecnologie e Trasporti per il Mare
Tecnologie per il Mare
Teknos
The Brithis Journal of NDT
The European Journal of NDT
The International Journal of PVP
The Journal of S. and E. Corrosion
The Paton Welding Journal
The TWI Journal
The Welding Innovation Quarterly
Tin and Its Uses
Transactions of JWRI
Transactions of JWS
Transactions of NRIM
Ultrasonics
Unificazione e Certificazione
Università Ricerca
Unsider Notizie di Normazione
Varilna Tehnika
Westnik Maschinostroeniya
Welding & Joining
Welding & Joining Europe
Welding and Metal Fabrication
Welding Design and Fabrication
Welding in the World
Welding International
Welding Journal
Welding Production
Welding Review International
WRC Bulletin
WRI Journal
Zavarivac
Zavarivanje
Zavarivanje I
Zincatura a caldo
Zis Mitteilungen
Zis Report
Zvaracske Spravy
Zváranie
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Sch. Pruf.
Schw. Schn.
Schweisst.
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Sicurezza
Skoda
Soldadura
Sold. Tec.
Inspecao
Soldagem
Soldering
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Stainless Eu.
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Stainless
Steel
Engineering
Sudura
Surface
Svar. Proiz.
Sveiseteknikk
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Svetsen
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Tech. Rev.
Techn. Uberw.
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Tec. Tra. Mare
Tec. Mare
Teknos
Br. Nondestr.
European NDT
Journal PVP
Corrosion
Paton Weld. J.
TWI Journal
Weld. Innovation
TIN
Trans. JWRI
Trans. JWS
Trans. NRIM
Ultrasonics
Unificazione
Università
Unsider
Var. Teh.
–
Weld. Joining
Weld. J. Europe
Welding
Weld. Des.
Weld. World
Weld. Int.
Wdg. J.
Weld. Prod.
Weld. Rev.
WRC Bulletin
WRI J.
Zavarivac
Zavarivanje
Zavariv.
Zincatura
ZIS
Zis
Zvaracske
Zváranie
Pubblicazioni IIS
Metallografia e corrosione
dei giunti saldati
Indice
Capitolo 1. METALLOGRAFIA DEI GIUNTI SALDATI: Metallografia della saldatura con sistemi ottici (preparazione dei provini,
esame macrografico, esame micrografico); Microscopia elettronica
(microscopio elettronico a trasmissione, microscopio elettronico a
scansione); Altri esami strutturali (impronta Baumann, diffrazione
a raggi X, frattografia).
Capitolo 2. CORROSIONE: Generalità (processo di corrosione ad
umido, processo di corrosione a secco).
2008, 20 pagine, Codice: 101115, 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
Per ulteriori informazioni, rivolgersi a:
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione PRN / Uff. Abbonamenti
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova GE
Tel. (+39) 010 8341.392; Fax (+39) 010 8367780
e-mail: [email protected] Web: www.iis.it
Elenco
degli
Inserzionisti
239
137-138
212-213
-192
133
139
201
134
217
124
-----214
121
-130
234
-4a cop
----------180
132
158
126
--210
202
----218
-----135
--191
-----131+205
--2a cop
--224
128
-122-123
125
----136
179
-166
------3a cop
---233
129
127
--147
3 M ITALIA
AEC TECHNOLOGY
AIPND
ANASTA
ANCCP
ANDIT AUTOMAZIONE
ASG Superconductors
ASPIRMIG
ASSOMOTORACING
BÖHLER WELDING GROUP ITALIA
CAPILLA
CARPANETO – SATI
CEA
CEBORA
CGM TECHNOLOGY
COFILI
COM-MEDIA
COMMERSALD
DRAHTZUG STEIN
DVC – DELVIGO COMMERCIALE
EDIBIT
EDIMET
ESAB SALDATURA
ESARC
ETC OERLIKON
EUROCONTROL
FEI Forum Energetico Internazionale
FIERA ACCADUEO
FIERA ALUMOTIVE
FIERA BIAS
FIERA BIMEC
FIERA BI-MU
FIERA BIMU-MED
FIERA COMPOTEC
FIERA DI ESSEN
FIERA EMO MILANO
FIERA EXPOLASER
FIERA LAMIERA
FIERA MAQUITEC
FIERA MCM
FIERA MECFORPACK
FIERA METALRICICLO
FIERA METEF
FIERA MOTORSPORT EXPOTECH
FIERA SAMUMETAL
FIERA SEATEC
FIERA SICURTECH
FIERA SUBFORNITURA
FIERA TECHFLUID
FIERA VENMEC
FRONIUS
G.B.C. INDUSTRIAL TOOLS
G.E.INSPECTION TECHNOLOGIES
G. FISCHER
GILARDONI
HYPERTHERM Europe B.V.
IGUS
INE
IPM
ITALARGON
ITW
LANSEC ITALIA
LASTEK
LENZI EGISTO
LINCOLN ELECTRIC ITALIA
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
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)
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)
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)
c/o CENACOLO – Via C. Colombo, 101/h – 29100 PIACENZA
c/o BOLOGNAFIERE – Piazza Costituzione, 6 – 40128 BOLOGNA
c/o ADExpo – Viale della Mercanzia, 142 Centergross – 40050 FUNO DI ARGELATO (BO)
c/o F & M – Fiere e Mostre – Via Caldera, 21/C – 20153 MILANO
c/o UCIMU – Viale Fulvio Testi, 128 – 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
c/o UCIMU – Viale Fulvio Testi, 128 – 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
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 UCIMU – Viale Fulvio Testi, 128 – 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
c/o PIACENZA EXPO – S.S. 10 Loc. Le Mose – 29100 PIACENZA
c/o UCIMU – Viale Fulvio Testi, 128 – 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
c/o EXPO CONSULTING – Via Brugnoli, 8 – 40122 BOLOGNA
c/o EIOM – Viale Premuda, 2 – 20129 MILANO
c/o BOLOGNAFIERE – Piazza Costituzione, 6 – 40128 BOLOGNA
c/o EDIMET – Via Brescia, 117 – 25018 MONTICHIARI (BS)
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 SENAF – Via Eritrea, 21/A – 20157 MILANO
c/o EDIMET – Via Brescia, 117 – 25018 MONTICHIARI (BS)
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)
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)
c/o EIOM – Viale Premuda, 2 – 20129 MILANO
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 (D)
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
c/o the C’ Comunicazione – Via Orti, 14 – 20122 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
S.P. Rivoltana, 35/b – 20090 LIMITO DI PIOLTELLO (MI)
Via Varesina, 184 – 20156 MILANO
Via Palladio, 19 – 35010 ONARA DI TOMBOLO (PD)
Via Fornaci, 45/47 – 25040 ARTOGNE (BS)
Via Monterosa, 81/A – 20043 ARCORE (MB)
Via S. Bernardino, 92 – 24126 BERGAMO
Via Meucci, 26 – 36030 COSTABISSARA (VI)
c/o the C’ Comunicazione – Via Orti, 14 – 20122 MILANO
Viale Europa, 40 – 41011 CAMPOGALLIANO (MO)
Via delle Foppette, 6 – 20144 MILANO
Via Nazionale, 50a – 70 – 23885 CALCO (LC)
Industriestraße, 13 – 46342 VELEN (D)
Via della Tecnica, 3 – 36030 VILLAVERLA (VI)
Piazzale Santorre di Santarosa, 9 – 20156 MILANO
Via Mazzini, 69 – 35013 CITTADELLA (PD)
a Saldatura - N. 2 * 2009
obisagno Istria, 15 - 16141 Genova (Italia) - Tariffa R.O.C.: "Poste Italiane SpA- Sped. A.P.-D.L.353/2003 (conv. in L. 27/02/2004 n.46) art.1 comma 1, DCB Genova" Tassa Pagata - Taxe Perçue ordinario - Contiene IP Bimestra