2008 - Istituto Italiano della Saldatura

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Istituto Italiano della Saldatura - Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova (Italia) - Tariffa R.O.C.: "Poste Italiane SpA- Sped. A.P.-D.L.353/2003 (conv. in L. 27/02/2004 n.46) art.1 comma 1, DCB Genova" Tassa Pagata - Taxe Perçue ordinario - Contiene IP Bimestrale Novembre-Dicembre 2008 ISSN:0035-6794
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Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LX - N. 6 * 2008
Numero 6
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iente paura, nulla di millenaristico
del tipo “mille e non più mille”.
Soltanto il numero di persone che si
prevede possano partecipare alla quinta
edizione delle Giornate Nazionali di Saldatura (GNS5), che si terrà a Venezia nel
Maggio 2009 congiuntamente alla
settima edizione di Eurojoin, la manifestazione dell’EWF (European Welding
Federation).
Un numero eccessivo? Forse.
E tuttavia……..
756 sono stati i partecipanti alla quarta
edizione delle Giornate Nazionali di Saldatura (GNS4), tenutasi a Genova nell’Ottobre 2007. Se i compatrioti si ripetessero ed il richiamo di Eurojoin
valesse almeno 244 partecipanti internazionali, avremmo colto l’obbiettivo.
Il competitore internazionale è l’Assemblea Annuale dell’IIW (International Institute of Welding), che si terrà a Singapore nel Luglio 2009. Contesto
772 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008
prestigioso, localizzazione esotica. Un
degno rivale!
E tuttavia……..
L’informazione è stata disseminata accuratamente e direttamente, in Italia e nel
mondo. E non è ancora finita.
Venezia è un asset notevole, da tutti i
punti di vista: culturale, turistico, culinario ed enologico, ecc., ecc..
Il mese di Maggio, dal punto di vista climatico, non è male: potenzialmente
tiepido e ventilato. Ideale per i Germani,
i Nordici e gli assimilabili, anche non
europei.
Le quote di partecipazione, infine, del
tutto compatibili con il settore metalmeccanico a cui si rivolge e con le consuete agevolazioni per Soci, Figure Professionali e Aziende Certificate.
E poi i contenuti!
Una fucilata di due giorni alla frontiera
della conoscenza, in tutti i settori! Chi ha
avuto modo di scorrere il programma
non può non convenirne.
Si prende l’avvio con la Cerimonia di
Apertura, con economia, ricerca e informatica. Presentate al top della competenza: Dott. K. Middeldorf, Direttore
Generale dell’Istituto Tedesco della Saldatura; Prof. L. Quintino, Direttore Generale dell’European Welding Federation; Prof. R. Molfino, Presidente
dell’Associazione Italiana di Robotica e
Automazione.
Seguono le Sessioni Tecniche parallele:
Saldabilità dei materiali innovativi; Affidabilità di componenti e strutture; Processi di saldatura tradizionali ed avanzati; Gestione della fabbricazione;
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presentati.
Solo per i compatrioti gli usuali corsi su
temi attuali e, insieme, rilevanti.
Sarà veramente difficile scegliere cosa
seguire e a cosa rinunciare. Come
sempre! Ma questa volta di più.
Come, del resto, anche la qualità e la
quantità degli Sponsor confermano.
L’impegno è stato notevole, il risultato………..beh, provare per credere.
Al termine di questa mia breve esposizione, mi sorge tuttavia spontanea una
domanda:
Ma poi perché solo 1000?
Dott. Ing. Mauro Scasso
Segretario Generale IIS
ANNO LX
Novembre-Dicembre 2008
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 2008:
Italia: .......................................... € 90,00
Estero: ........................................ € 155,00
Un numero separato: ................ € 20,00
Sommario
Articoli
6
775
In Austria a Graz nel Luglio 2008 il 61° Congresso Annuale dell’Istituto
Internazionale della Saldatura - G. COSTA
793
Applicazioni delle nuove sorgenti laser in fibra alla lavorazione di acciai
altoresistenziali per il settore automotive - E. CAPELLO, D. COLOMBO,
B. PREVITALI
805
Applicazione del processo di saldatura ad elettroscoria per la placcatura interna di
apparecchi a pressione - F. FORONI et al.
821
La costruzione del template per la gigantesca piattaforma Tombua Landana E. DE MAN, A. VAN AARTSEN
831
La criccabilità da solidificazione - M. MURGIA
International Institute of Welding (IIW)
843
Welding of the high grade pipeline-steel X80 and description of different
pipeline-projects - S. FELBER
869
La saldatura ad arco elettrico delle leghe di alluminio con protezione gassosa
La Rivista viene inviata gratuitamente ai Soci
dell’Istituto Italiano della Saldatura.
IIS Didattica
Direzione - Redazione - Pubblicità:
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
Telefono: 010 8341333
Telefax: 010 8367780
e-mail: [email protected]
web: www.iis.it
Rubriche
881
Scienza e Tecnica
Importanti novità nel dimensionamento dei giunti flangiati - F. TEMPORINI
883
IIS News
La ricerca in saldatura: qualcosa si muove! - A. LAURO
1st International Conference on Welding Technologies ’09 - R. RUSSO
887
IIW-EWF Notizie
893
Economia e Finanza
Prezzi e Costi - M. SCASSO
895
Salute, Sicurezza e Ambiente
Cosa nascondono le parole? - T. LIMARDO
897
Dalle Aziende
905
Notiziario
Letteratura tecnica
Codici e norme
Corsi
Mostre e convegni
915
Ricerche bibliografiche da IIS-Data
Saldatura laser
919
Indice 2008
924
Elenco degli Inserzionisti
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 Dicembre 2008
Aut. Trib. Genova 341 - 20.4.1955
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 dell’art. 10
della Legge 675/96, i dati personali dei destinatari della
Rivista saranno oggetto di trattamento nel rispetto della
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In Austria a Graz nel Luglio 2008
il 61° Congresso Annuale dell’Istituto
Internazionale della
Saldatura
G.Costa *
Sommario / Summary
Il Sessantunesimo Congresso Annuale dell’International Institute of Welding si è svolto a Graz, in Austria, dal 6 all’11 Luglio
2008; erano presenti oltre settecento partecipanti, tra esperti, ricercatori, tecnici e accompagnatori, di quarantasei Paesi.
Nel corso di un centinaio di sedute delle numerose Unità di
Lavoro dell’IIW sono stati studiati e discussi circa quattrocento documenti, raccomandazioni, linee guida e progetti di
norma, oltre cento dei quali sono stati raccomandati per pubblicazione o trasmessi all’ISO e al CEN.
Buon successo hanno ottenuto anche la Conferenza Internazionale “Safety and reliability of welded components in
energy and processing industry”, alcuni seminari specialistici, nonché vari eventi sociali e visite scientifiche e tecniche
in città e nei dintorni.
È stato inoltre parzialmente rinnovato il Consiglio di Amministrazione, è divenuto operativo il nuovo Presidente per il
prossimo triennio, il Prof. Dott. Ing. Ulrich Dilthey (Germania), e sono stati ammessi nell’IIW due nuovi Paesi Membri,
la Lituania e la Turchia.
*
The 61st Annual Assembly of International Institute of Welding
was held in Graz, in Austria, from 6th to 11th July 2008. It was
attended by more than seven hundred experts, researchers, engineers and accompanying persons of forty-six countries.
IIW Working Units hold around one hundred meetings; some
four hundred documents, recommendations, guidelines and
draft standards were studied and discussed and more than
hundred of them were recommended for publication or transmitted to ISO and CEN.
The Assembly included also the International Conference
“Safety and reliability of welded components in energy and
processing industry”, a number of seminars, several social
events and scientific and technical visits in the surroundings.
The Board of Directors was partially renewed and started
with his three years office the new President, Prof. Dr. Ing.
Ulrich Dilthey (Germany). Two new Member Countries,
Lithuania and Turkey, entered IIW.
Keywords:
IIW; symposia.
Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 775
G. Costa - In Austria a Graz nel Luglio 2008 il 61° Congresso Annuale dell’Istituto Internazionale della Saldatura
O
ltre settecento specialisti di tecniche di giunzione, affini e connesse, hanno partecipato al 61° Congresso Annuale dell’International
Institute of Welding (www.iiw-iis.org)
svoltosi dal 6 all’11 Luglio 2008 in
Austria a Graz.
Questa incantevole città è la capitale
della Stiria, stato confederato dell’Austria sud-orientale; essa vanta un centro
storico di particolare bellezza (Fig. 1 e
2), uno dei maggiori insiemi storici e architettonici intatti del mondo germanico,
che figura nell’elenco dei Patrimoni dell’Umanità dell’UNESCO e che le è
valso il titolo di Capitale Europea della
Cultura 2003, ma è anche una moderna
città industriale e universitaria, la
seconda dell’Austria in ordine di grandezza. Per la sua posizione geografica
adempie oggi, come già fece nel passato,
alla funzione di mediatrice tra i paesi
dell’Europa occidentale e quelli dell’Europa sud-orientale.
Graz è nata su una collina rocciosa all’altezza di 330 m lungo la riva del fiume
Mur, dove esistono tracce di alcuni passaggi umani durante il periodo post-neolitico.
Tuttavia, la storia dell’area non possiede
segni evidenti e continui di significativi
insediamenti abitativi, fino al periodo
medievale e più esattamente al 1128,
anno in cui appaiono i primi documenti
relativi alla città. In questo periodo Graz,
il cui nome pare significare “piccolo castello”, era sotto il governo dei duchi di
Badenburg, che la svilupparono in un
importante centro di commercio e culturale, tra diverse tradizioni europee, come
quelle tedesco-alpina, magiara, slava,
francese e latina in genere.
Successivamente, Graz venne assorbita
dal governo dei giovani Asburgo, mentre
nel 1281 il re Rodolfo I la servì di importanti e speciali privilegi amministrativi. Il suo sviluppo economico e culturale fu tale che, nel giro di un secolo,
Graz divenne la residenza degli
Asburgo, che dal castello di Schlossberg, sulla cima della collina di Graz,
Figure 1 e 2 - Il centro storico di Graz e la Torre dell’Orologio del castello visti dal cielo.
governarono la Stiria, la Carinzia, parte
dell’Italia (come Gorizia e Trieste) e
della Slovenia. La città divenne pertanto
la principale residenza degli Asburgo
sino al 1619. Sin da allora e, in particolare, nel XVI secolo, essa divenne anche
il centro culturale preferito dei maggiori
architetti europei, la maggior parte proveniente dall’Italia.
Fu in questo periodo che Graz divenne
anche il principale punto di difesa contro
le minacce provenienti dal sud-est
europeo e una delle maggiori città del
sapere europeo, dove venivano praticate
l’astronomia (Giovanni Keplero ci visse
e studiò per un certo periodo), le scienze
e l’arte. Tale aspetto culturale e scientifico di Graz non poteva non essere con-
diviso e confermato dalla edificazione di
importanti istituzioni come la Karl Franzens Universität Graz, fondata nel 1585
dall’Arciduca Carlo II.
Durante le guerre napoleoniche la città
venne invasa dai francesi, che vi entrarono nel 1809. Fu in questo periodo che i
cittadini della città assicurarono la sopravvivenza dei propri monumenti acquistando i due principali punti di riferimento di Graz: la distintiva struttura
della Torre dell’Orologio (Fig. 2), che dà
sulla piazza principale, e il campanile
dello Schlossberg.
Per quanto riguarda gli aspetti artistici,
Graz si situa all’altezza delle grandi città
europee, possedendo testimonianze che
vanno dal periodo gotico a quello rina-
TABELLA I - Missione e Paesi Membri dell’IIW nel 2008
Missione
L’IIW costituisce la rete mondiale per contatti e scambi di conoscenze su scienza e applicazioni delle tecnologie di giunzione
per migliorare la qualità globale della vita.
Il suo campo tecnico comprende giunzione, taglio e trattamenti superficiali di materiali metallici e non metallici, mediante processi come saldatura, brasatura, taglio termico, metallizzazione, incollaggio, microsaldatura, e abbraccia settori connessi come
assicurazione della qualità, prove non distruttive, normazione, ispezione, formazione, addestramento, progettazione, fabbricazione, salute, sicurezza e ambiente.
In questo campo tra i suoi scopi principali ci sono: sviluppare le migliori pratiche applicative e la normalizzazione su aspetti applicativi e relativi a salute, sicurezza ed ambiente; identificare, sviluppare ed applicare i sistemi IIW di formazione, addestramento, qualificazione e certificazione su base globale; promuovere l’IIW e i suoi Paesi Membri in varie regioni del mondo;
fornire supporto e servizi ai suoi membri e ad altre organizzazioni internazionali; sviluppare, curare e pubblicare documenti,
periodici e testi.
L’IIW, fondato nel 1948 da 13 Paesi, tra cui l’Italia, è una associazione internazionale senza scopo di lucro di legge francese con
sede a Parigi ed è governato da una Assemblea Generale cui partecipano gli istituti membri, che ne sostengono sostanzialmente il funzionamento con la loro quota di iscrizione e con il supporto scientifico e tecnico dei loro delegati. Il membro di riferimento italiano è l’Istituto Italiano della Saldatura.
Attualmente i Paesi Membri sono cinquantatre di tutti i cinque continenti abitati, come sotto riportato.
I lavori vengono svolti in venticinque Commissioni tecniche, Comitati Ristretti e Gruppi di Studio, nonché nello IAB (International Authorization Board).
Africa
Egitto, Libia, Nigeria, Sudafrica, Tunisia
Asia
Cina, Corea, Giappone, India, Indonesia, Iran, Israele, Libano, Malesia, Pakistan, Singapore, Thailandia, Turchia, Vietnam
America
Argentina, Brasile, Canada, Messico, Stati Uniti d’America
Europa occidentale
Austria, Belgio, Danimarca, Finlandia, Francia, Germania, Inghilterra, Italia, Norvegia, Olanda, Portogallo, Spagna, Svezia, Svizzera
Europa orientale
Bulgaria, Croazia, Grecia, Lituania, Polonia, Repubblica Ceca, Romania, Russia, Serbia, Slovacchia, Slovenia, Ucraina, Ungheria
Oceania
Australia, Nuova Zelanda
scimentale e barocco, sino a quello più
recente dell’Art Nouveau.
Tra vivacità giovanile, cultura, università
e industria essa è oggi una delle principali e più significative artefici dello sviluppo della nazione austriaca.
Tornando al Congresso Annuale dell’IIW, esso ha riscosso un notevole suc-
cesso, non soltanto per la buona partecipazione ma, soprattutto, per i suoi contenuti scientifici e tecnici.
Erano presenti alla manifestazione
esperti provenienti dall’industria, dall’università, da centri di formazione, da
istituti di ricerca e da varie organizzazioni governative e private di quasi tutti i
cinquantatre Paesi membri delI’IIW
(Tab. I) e di altri ancora.
La delegazione dell’Istituto Italiano
della Saldatura (www.iis.it), che ha
come sempre attivamente partecipato ai
lavori, comprendeva il Vice Segretario
Generale, l’Ing. Alberto Lauro, l’Ing.
Michele Murgia, responsabile della Di-
Figura 3 - Il Consiglio di Amministrazione e parte della platea alla Cerimonia Inaugurale.
Figura 4 - Da sinistra: benvenuto del Prof. Dr. Horst Cerjak, Presidente del Comitato Organizzatore Austriaco, all’inizio della Cerimonia
Inaugurale e indirizzi di saluto di Mr. Siegfried Nagl, Sindaco di Graz, e del Dr. Knut Consemüller, Presidente del Consiglio Austriaco per la
Ricerca e lo Sviluppo Tecnologico.
visione Formazione, l’Ing. Stefano
Botta, l’Ing. Gian Luigi Cosso, l’Ing.
Luca Costa, l’Ing. Marcello Mandina e
l’Ing. Stefano Morra, esperti rispettivamente di strutture metalliche, di calcoli
strutturali, di salute, sicurezza e ambiente, di attrezzature in pressione e metallurgia e di certificazione di aziende e
personale.
Nel corso dei lavori congressuali sono
stati studiati e discussi circa quattrocento documenti, raccomandazioni,
linee guida e progetti di norme, un centinaio dei quali sono stati finalizzati e
sono stati raccomandati per pubblicazione sulla rivista dell’IIW “Welding in
the World” o trasmessi all’ISO e al CEN.
La Cerimonia Inaugurale (Figg. 3 e 4),
tenuta nel Palazzo dei Congressi di
Graz, è stata aperta dal benvenuto del
Prof. Dr. Horst Cerjak, Presidente del
Comitato Organizzatore Austriaco, cui
hanno fatto seguito gli indirizzi di saluto
di Mr. Siegfried Nagl, Sindaco di Graz, e
del Dr. Knut Consemüller, Presidente
del Consiglio Austriaco per la Ricerca e
lo Sviluppo Tecnologico, sotto il cui patronato è stato organizzato il congresso.
Hanno fatto seguito il Presidente uscente
dell’IIW Christopher Smallbone
(Fig. 5), che ha sottolineato l’eccezionalità di questo sessantunesimo congresso
ed ha dichiarato aperti i lavori, e l’Amministratore Delegato dell’IIW, André
Charbonnier, che ha condotto la cerimonia di assegnazione dei premi e riconoscimenti IIW (Fig. 6) consegnati ai vincitori a nome delle varie delegazioni
nazionali che li hanno proposti e li sponsorizzano.
Figura 5 - Da sinistra: Mr. Christopher Smallbone, Presidente uscente dell’IIW, apre i lavori
e Mr. André Charbonnier, Amministratore Delegato IIW, conferisce i premi e i riconoscimenti
IIW per il 2008.
La Cerimonia Inaugurale è stata seguita
da un programma di brani scelti dal
Flauto Magico di W. A. Mozart, eseguiti
dall’Orchestra e dai Cantori dell’Università della Musica e delle Arti Drammatiche di Graz (una delle quattro tra quelle
scientifiche, tecniche ed umanistiche
della città), diretta dal Prof. Wolfgang
Schmid (Fig. 7), e da un ricco ricevimento
offerto nella Sala della Musica da Camera
e nel Foyer del Palazzo dei Congressi.
Nell’ambito del congresso si è anche
svolta, dal 10 all’11 Luglio 2008, la
Conferenza Internazionale “Safety and
reliability of welded components in
energy and processing industry”, che è
stata aperta dalla interessante Houdremont Lecture “The role of welding in
power generation industry”, tenuta dal
Prof. Dr. Horst Cerjak (Austria, Fig. 8).
È seguita la presentazione, in ben ventisei sessioni distinte, di oltre un centinaio
di memorie che hanno consentito un
ampio ed approfondito scambio di conoscenze e di vedute tra ricercatori, progettisti ed utilizzatori. In particolare, con riferimento al tema della conferenza, sono
stati approfonditi argomenti quali processi, apparecchiature e procedure di
saldatura, automazione e robotizzazione,
materiali base, d’apporto e saldabilità,
salute e sicurezza, sistemi di qualità e
prove non distruttive, aspetti economici
ed ecologici, corrosione e tribologia,
sviluppi normativi e applicazioni (termiche, idrauliche e nucleari), formazione e
qualificazione.
Nell’ambito del congresso sono anche
stati organizzati vari eventi sociali
(Fig. 9) e visite scientifiche, tecniche, turi-
Figura 6 - I vincitori dei premi IIW per il
2008, con il Presidente uscente dell’IIW.
Da sinistra: Dr. Pingsha Dong, Prof. Bill
Lucas, Dr. Mehran Maalekian, Dipl. Ing. Dr.
techn. Peter Mayr, Dr. Seung Hwan C. Park,
Mr. Carl-Gustaf Lindewald, Mr. Christopher
Smallbone, Prof. Stephen Maddox.
Figura 7 - L’Orchestra e i Cantori
dell’Università della Musica e delle Arti
Drammatiche di Graz diretta dal Prof.
Wolfgang Schmid al termine della loro
esecuzione.
stiche e naturalistiche, che hanno consentito ai partecipanti di apprezzare il calore
e lo stile dell’ospitalità austriaca, nonché
le risorse e le bellezze del territorio.
L’attività delle Unità di Lavoro ha compreso un centinaio di riunioni delle
sedici Commissioni Tecniche (Tab. II),
degli organi dell’International Authori-
TABELLA II - Commissioni Tecniche dell’IIW
N.
Figura 8 - Il Prof. Dr. Horst Cerjak (Austria),
a destra, riceve la Targa Houdremont dal
Capo della Delegazione Tedesca Prof. Dr.
Ing. Ulrich Dilthey, Presidente entrante
dell’IIW.
Presidente
I
Thermal cutting and allied processes
V. Kujanpää (Finland)
II
Arc welding and filler metals
V. van der Mee (Netherlands)
III
Resistance welding, solid state welding and allied
joining processes
U. Miro (Slovenia)
IV
Power beam processes
E. D. Levert (United States)
V
Quality control and quality assurance of welded
products
P. Benoist (France)
VI
Terminology
D. Rippegather (Germany)
Health, safety and environment
L. Costa (Italy)
IX
Behaviour of metals subjected to welding
T. Boellinghaus (Germany)
X
Structural performances of welded joints - Fracture
avoidance
M. Koçak (Germany)
XI
Pressure vessels, boilers and pipelines
M. Prager (United States)
XII
Arc welding processes and production systems
W. Lucas (United Kingdom)
XIII
Fatigue of welded components and structures
G. Marquis (Finland)
XIV
Education and training
U. Hadrian (Switzerland)
XV
Design, analysis and fabrication of welded structures
R. Shaw (United States)
XVI
Polymer joining and adhesive technology
C. Wu (United States)
XVII
Brazing, soldering and diffusion bonding
W. Miglietti (United States)
VIII
Figura 9 - Eventi sociali: la Serata Austriaca
nel Castello Schlossberg e il Banchetto nella
Sala della Musica da Camera.
Titolo
TABELLA III - Missione e Paesi Membri dell’International Authorization Board dell’IlW
Missione
La missione dello IAB è quella di sviluppare ed applicare il sistema IIW di formazione, addestramento, qualificazione e certificazione di personale ed aziende su base globale.
In particolare lo IAB ha lo scopo di preparare e gestire il sistema di garanzia della qualità che controlla il funzionamento del
sistema e di pubblicare le linee guida che ne sono alla base, in quanto definiscono i requisiti minimi per la formazione, l’addestramento, la qualificazione e la certificazione, così come le regole per gli esami.
Per assicurare il funzionamento del sistema, lo IAB nomina in ogni Paese un ANB, Authorized National Body, ed un ANBCC,
Authorized National Body for Company Certification, che rispettivamente supervisionano tutte le attività nazionali per il personale e per le aziende.
Per quanto riguarda il personale, il sistema internazionale copre per il momento la qualificazione di cinque Figure di “fabbricazione”, tre Figure di “ispezione” ed altre, ma è in continua espansione; alcune qualificazioni sono tra l’altro richiamate in norme
ISO e CEN. In particolare sono stati rilasciati, alla fine del 2007, oltre trentaseimila diplomi IIW di qualificazione del personale.
L’attività di certificazione, sia del personale che delle aziende (per quest’ultime con riferimento all’ISO 3834), è appena partita,
essendo state approvate all’inizio del 2008 le relative procedure, basate sull’esistente sistema EWF. Tutte le linee guida per la
certificazione vengono elaborate da un apposito gruppo di lavoro (IAB WG6) presieduto dall’Ing. Stefano Morra dell’Istituto
Italiano della Saldatura.
L’Istituto Italiano della Saldatura è l’Authorized National Body e l’Authorized National Body for Company Certification del
nostro Paese.
I Paesi che partecipano al Sistema Internazionale dello IAB sono attualmente i quarantatre sotto indicati.
Africa
Egitto, Nigeria, Sudafrica
Asia
Cina, Giappone, India, Iran, Libano, Malesia, Singapore, Thailandia, Vietnam
America
Brasile, Canada, Messico, Stati Uniti
Europa occidentale
Austria, Belgio, Danimarca, Finlandia, Francia, Germania, Inghilterra, Italia, Islanda, Norvegia, Olanda, Portogallo, Spagna, Svezia,
Svizzera
Europa orientale
Bulgaria, Croazia, Polonia, Repubblica Ceca, Romania, Russia, Serbia, Slovacchia, Slovenia, Ucraina, Ungheria
Oceania
Australia
TABELLA IV - Composizione del Board of Directors dello IAB
Presidente
G. Hernandez (Spain)
Chairman of Group A: Education, training and qualification
C. Ahrens (Germany)
Chairman of Group B: lmplementation and authorization
J. Guild (South Africa)
Europe representative
S. Morra (Italy)
Asia / Africa / Australia representative
A. Chee Pheng (Singapore)
America representative
E. Whalen (Canada)
zation Board (Tab. III e IV), dei Comitati
Ristretti e dei Gruppi di Studio (Tab. V),
nonché delle numerose Sottocommissioni e dei molti Gruppi di Lavoro cui
partecipano specialisti ed esperti.
Consistente è stato l’apporto scientifico
e tecnico italiano, che oltre alla partecipazione alle discussioni delle Unità di
Lavoro più interessanti, come le Com-
missioni di processo (IV e XII), di sicurezza (VIII), di saldabilità (IX) e di fabbricazione (XI e XV), ha compreso la
presentazione di vari contributi, preparati del tutto o in parte da funzionari dell’Istituto.
Nella Tabella IV è riportata la composizione del nuovo Consiglio di Amministrazione dello IAB con il nuovo Presi-
dente ed il nuovo rappresentante dell’Europa, posizione per la quale è stato
nominato l’Ing. Stefano Morra dell’Istituto Italiano della Saldatura.
Al termine della settimana sono state approvate dalle Commissioni Tecniche, dai
Comitati Ristretti e dai Gruppi di Studio
circa 140 risoluzioni, comprese 105 per
la pubblicazione sulla Rivista dell’IIW
“Welding in the World” (Tab. VI) di documenti, sia d’Autore (Classe A) che approvati da Unità di Lavoro (Classe B) e
due risoluzioni per la pubblicazione di
volumi IIW. Tale materiale e gli atti
della Conferenza Internazionale sono
consultabili presso la Biblioteca IIS
(www.weldinglibrary.com) e, così come
tutte le altre pubblicazioni dell’IIW,
possono essere richiesti all’Istituto Italiano della Saldatura (www.iis.it); i documenti più interessanti saranno anche
considerati per la pubblicazione sui
prossimi numeri della Rivista Italiana
della Saldatura. Per quanto riguarda i
Comitati Ristretti e i Gruppi di Studio è
da segnalare la ricostituzione del Comitato Ristretto “Shipbuilding” (Tab. V),
già attivo alcuni anni orsono.
Da ricordare anche l’importante attività
del Gruppo di Studio “Standardization”
che, grazie al riconoscimento dell’IIW
come International Standardizing Body
da parte dell’ISO, gestisce tutta l’attività di normazione dell’IIW, finalizzando per pubblicazione, con il doppio
logo IIW e ISO, le norme preparate
dalle Commissioni Tecniche IIW (Tab.
VII).
TABELLA V - Comitati Ristretti e Gruppi di Studio dell’llW
Titolo
Presidente
Aircraft
T. Mustaleski (United States)
Automotive
M. Rethmeier (Germany)
Communications and Marketing
C. Mayer (France)
Physics of welding (212)
Y. Hirata (Japan)
Quality management
R. Zwaetz (Germany)
Research
L. Quintino (Portugal)
Regional activities
C. Smallbone (Australia)
Shipbuilding
R. Boekholt (Netherlands)
Standardization
D. Shackleton (United Kingdom)
TABELLA VI - Risoluzioni delle Unità di Lavoro dell’IIW sulla pubblicazione di documenti
COMMISSIONE II (Arc welding and filler metals)
II-1673-08/II-C-368-08 “Properties of high-alloyed stabilized and unstabilized filler metals for the nuclear industry”
by G. Posch, J.Tösch, F. Winkler, A. Holy
was recommended as a Class A Technical paper for publication.
II-1675-08/II-C-364-08 “Study of hot cracking behaviour of 14Cr-15Ni-2.5Mo Ti-modified fully austenitic stainless steels using
Varestraint and hot ductility tests” by A.K. Bhaduri, G. Srinivasan, A. Klenk, B. Raj
II-1676-08/II-C-367-08 “Mechanical testing for high strength pipe welds” by C. Dallam
II-1677-08/II-C-366-08 “Evolution of Cr-Mo-V weld metal microstructure during creep testing - Part 2: P24 material”
by S.T. Mandziej, A.Výrostková, M. Šolar
II-1678-08/II-C-356-08 “Examination of joints of different weld metals” by J. Heinemann, J.Tuchtfeld
II-1692-08/II-A-189-07 “Stress build-up and residual stress distribution in high strength steel welds” by L. Mráz, L. Karlsson,
P. Mikula, M.Vrana
II-1693-08/II-A-193-08 “Shielding gas oxygen additions as a means of curbing nitrogen degassing during the autogenous arc
welding of nitrogen-alloyed stainless steel” by M. Du Toit, P.C. Pistorius
II-1694-08/II-A-194-08 “Microstructure and creep rupture of P92-grade weld metal” by S.T. Mandziej, A.Výrostková, C.Chovet
COMMISSIONE III (Resistance welding, solid state welding and allied joining processes)
III-1474-08 “New friction surfacing application for stainless steel pipe” by Y. Katayama, M.Takahashi,T. Shinoda, K. Nanbu
was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication.
III-1477-08/SC-Auto-09-08 “Extensive introduction of ultra high strength steels sets new standards for welding in the body
shop” by J.K. Larsson, J. Lundgren, E. Asbjörnsson, H. Andersson
III-1480-08/SC-Auto-11-08 “GeniusMFI IQR - A new inverter power supply with adaptive regulation system to assure the
quality for resistance spot welding” by T. Jansen, J. Eggers, R. Bothfeld
(segue)
III-1481-08/SC-Auto-12-08 “Failure type of resistance spot welds is not characteristic of their strength” by M. Bouzekri,
S. Dancette,T. Dupuy, A. Lens, B. Oultit Nait,V. Massardier, D. Fabregue, H. Klocker
III-1483-08/SC-Auto-14-08 “Influence of welding conditions on nugget formation in single sided resistance spot
welding process” by H. Nishibata, M. Fukumoto, M. Uchihara
III-1485-08/SC-Auto-16-08 “Advantages of the electric servo-gun and its trend” by M. Kase, A. Mori,T. Izumi, A. Kondo
III-1488-08 “Friction spot joining of high strength steel sheets for automotives” by R. Ohashi, M. Fujimoto, S. Mironov,Y.S. Sato,
H. Kokawa
III-1489-08 “The effect of ageing on the spot weld strength of AHSS and consequences for testing procedures” by S. Smith,
N.J. Uijl Den,T. Okada,T. Van Der Veldt, M. Uchihara, K. Fukui
III-1491-08/SC-Auto-19-08 “A study on 3-layer roll projection welding of large area” by S.J. Na, J. Ahn, J.H. Kim
III-1495-08 “Nondestructive evaluation of nugget diameter based on acoustic properties in spot welds” by M. Fujita, M. Ueno,
C. Iwamoto, S. Satonaka
III-1507-08 “Computational tools for FSW: modelling and NDT system” by T. Santos, P. Vilaça, J. Santos Dos, L. Quintino
III-1510-08/Granjon-A1-2008 “Characterization and optimization of orbital friction welding of high carbon steel bars”
by M. Maalekian
III-1511-08/Granjon-B2-2008 “Microstructures and Properties of Friction Stir Welded Stainless Steels” by S.H.C. Park
COMMISSIONE IV (Power beam processes)
IV-956-08 “Properties of laser welded joints in duplex steel type SAF 2507” by F. Kolenic, P. Fodrek, P. Blazicek, L. Kovac,
A. Bachar
was recommended as a Technical paper for publication.
IV-957-08 “New approach to the precise EB welding of gears for automotive industry” by F. Kolenic, D. Drimal, K. Ulrich,
I. Kovarikova, E. Hodulova, M. Maronek
IV-958-08 “Laser beam welding of steel sheets treated by nitrooxidation” by M. Marônek, J. Bárta, R. Lazar, M. Dománková,
I. Kovaríková
IV-960-08 “Duplex stainless steel for bridges construction: comparison between SAW and laser - GMA hybrid welding”
by M. Fersini, S. Sorrentino, G. Zilli
IV-961-08 “Interaction between laser beam and arc in hybrid welding processes for dissimilar materials” by C.Thomy, F. Möller,
G. Sepold, F. Vollertsen
IV-962-08 “Effect of laser-induced plume on laser beam focusing during remote welding” by S. Katayama, S. Oiwa, H. Ishida,
N. Ozawa, M. Mizutani,Y. Kawahito
IV-963-08 “Single-pass laser-GMA hybrid welding of 13.5 mm thick duplex stainless steel” by E.M.Westin, K. Stelling,
A. Gumenyuk
(segue)
IV-964-08 “Inclined laser welding of an austenitic stainless steel” by V. Kujanpää, M. Karhu
IV-965-08 “Welding thick steel plates with fibre lasers and GMAW” by F. Vollertsen, S. Grünenwaldd, M. Rethmeier,
A. Gumenyuk, U. Reisgen, S. Olschock
IV-966-08 “Electron beam weldability of high carbon steel and alloy tool steel” by M. Okubo, H. Mitomi,T. Hasegawa
COMMISSIONE V (Quality control and quality assurance of welded products)
V-1404-08 “Comprehensive diagnostics of parent metal and welded joints of steam pipeline bends” by A. Dubov,
S. Kolokolnikov, A. Milyaev,V. Larin
V-1405-08 “Problems of welding residual stress testing and their solution based on using method of Metal Magnetic Memory”
by A. Dubov, S. Kolokolnikov
V-1406-08 “Non-destructive microstructure characterization of materials states after thermal ageing, fatigue loads and
neutron irradiation - A state of the art report from the German Nuclear Safety Research Program” by G. Dobmann
V-1407-08 “IIW Handbook on Phased Arrays”
was recommended for publication as a Book - Class B.
COMMISSIONE VIII (Health, safety and environment)
VIII-2067-08 “Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding” by M. Marconi, A. Bravaccini
VIII-2072-08 “Exposure to nitrogen oxides (NO/NO2) in welding” by V.E. Spiegel-Ciobanu
VIII-2078-08 “Health and safety in fabrication and repair of welded components: aspects, impacts and compliance to regulations” by L. Costa
COMMISSIONE IX (Behaviour of metals subjected to welding)
IX-2261-08/IX-H-659-07 “Sandvik SAF 2707 HD® - a new hyper duplex stainless steel for welded applications” by P. Stenvall,
M.L. Nyman
was recommended as Technical paper for publication.
IX-2264-08/IX-H-671-08 “Welded joint failure of austenitic creep resisting Cr-Mn steel” by P. Bernasovský, J. Országhová
IX-2265-08/IX-H-672-08 “Influence of microfissures on fatigue life” by J. Hedegard, J.Wahlsten, M. Randelius, P. Nerman,
M. Larsson
was recommended as Research paper (peer reviewed) for publication.
IX-2266-08/IX-H-673-08 “Repair welding of service exposed HP40-Nb (25/35 Cr/Ni) tubes” by J.Vekeman, M. De Waele
IX-2268-08/IX-H-676-08 “Fracture toughness of welded commercial duplex stainless steel” by H. Sieurin,
E.M. Westin, M. Liljas, R. Sandström
IX-2269-08/IX-H-681-08 “Developments in friction stir welding of stainless steel” by W.J. Kyffin, J.G. Perrett, J. Martin
IX-2271-08/IX-H-683-08 “Analysis of solidification process of austenitic stainless steel weld metal using synchrotron radiation” by T. Osuki, M.Yonernura, K. Ogawa,Y. Komizo, H.Terasaki
(segue)
IX-2272-08/IX-H-684-08 “Reaction in 304 austenitic stainless steel during friction stir welding using WC-based alloy tool”
by Y.S. Sato, M. Muraguchi, H. Kokawa
IX-2273-08/IX-L-1016-08 “Numerical modelling of cold crack initiation and propagation in s 1100 ql steel root welds”
by P. Wongpanya,TH. Boellinghaus, G. Lothongkum, H. Hoffmeister
IX-2274-08/IX-L-1017-08 “Creep properties correlation of modeled and real weld joints in the modified 9%Cr steel”
by J. Koukal, M. Sondel, D. Schwarz
IX-2275-08/IX-L-1018-08 “Orbital friction welding of non-circular eutectoid steel components” by M. Maalekian
IX-2276-08/IX-L-1019-08 “Investigation of watergas welded joints for future decisions concerning old hydropower stations”
by N. Enzinger, S.J. Heber, N. Gubeljak, J. Mayrhuber, H. Cerjak
IX-2277-08 “A comparison of residual stress in hammer peened, multipass steel welds - A514 (S690q) and S41500”
by R. Simoneau, D.Thibault, J.L. Fihey
IX-2278-08/IX-L-1021-08 “Improvement of weld metal toughness in high heat input electro-slag welding” by Y. Kitani, R. Ikeda,
M. Ono, K. Ikeuchi
IX-2279-08/IX-L-1022-08 “Effect of Ms temperature on residual stress in welded joints of high strength steel” by C. Shiga,
H.Y.Yasuda, K. Hiraoka, H. Suzuki
IX-2280-08/IX-L-1023-08 “A method for evaluating the expected softening in the tempering zone during a welding process”
by S.A. Kapl, C. Schmaranzer, R. Rauch
IX-2282-08/IX-L-1025-08 “Possibilities for joining dissimilar materials with bimetals” by K.Wichart
IX-2284-08 “Thermo-mechanical modelling of friction stir spot welding using Abaqus” by S. Khosa,T.Weinberger, N. Enzinger
IX-2285-08 “A thermo-fluid modelling approach for computing temperature cycles and residual stresses in FSW”
by T. De Vuyst,V. Madhavan, B. Ducoeur, A. Simar, B. de Meester, L. D’Alvise
IX-2286-08/IX-NF-06-08 “EBSD microstructure and material flow characterization of an AA6181 AA6181-T4 aluminium alloy
to DP600 high strength butt steel friction stir butt-joint weld” by A. Kostka, R.S. Coelho, J. Santos Dos, A. Pyzalla
IX-2289-08/Granjon-B1-2008 “Evolution of microstructure and mechanical properties of the heat-affected zone in B-containing 9% chromium steels” by P. Mayr
IX-2290-08/IX-NF-20-08 “Effects of C content on intermetallic compound layer and joint strength in friction welding of Al
alloy to steel” by K. Ikeuchi, M.Takahashi, H.Watanabe, M. Aritoshi
IX-2291-08/IX-L-1029-08 “Microstructural development during welding of silicon and aluminium based transformation induced
plasticity (TRIP) steels - Inclusion and elemental partitioning analysis” by M. Amirthalingam, M.J.M. Hermans, I.M. Richardson
IX-2296-08/IX-L-1031-08 “Development of welding material for high heat input welding compatible with thick steel plates of
460 MPa yield point class for very large containerships” by Y. Hashiba, K. Sasaki,T. Kasuya,T. Inoue,Y. Funatsu
(segue)
IX-2298-08/IX-L-1032-08 “Effect of Ms temperature on residual stress in welded joints of high strength steel” by C. Shiga,
H.Y.Yasuda, K. Hiraoka, H. Suzuki
COMMISSIONE X (Structural performances of welded joints - Fracture avoidance)
X-1636-08 “Significance of strength mismatch in fracture performance evaluation of welded joints - Characterization of mismatch effect by the Weibull stress criterion” by F. Minami, M. Ohata,T. Manabe,Y. Chiba, K. Murayama
X-1640-08 “Fracture toughness evaluation of laser beam welded joints of 780 Mpa strength class steel” by Y.Takashima,
M. Ohata, F. Minami
X-1641-08 “Inconsistency in ASTM E1290-CTOD and BS 7448-CTOD - investigation in the Japan Welding Engineering
Society” by T.Tagawa, M. Ohata,Y. Kayamori,Y.Yamashita, K.Tsutsumi,T. Handa,T. Kawabata, H.Yoshinari, Y. Hagihara
X-1642r1-08 “Strength mismatch effect on steel weld HAZ toughness in CTOD and Charpy tests” by Y. Chiba, K. Murayama,
S. Satoh, K. Miyashiro, M. Ohata, F. Minami
X-1643-08/XIII-2239-08 “Stress and fatigue analyses of laser welded “skin-clip” joints for aerospace applications”
by S. Daneshpour, M. Koçak, F.S. Bayraktar, S. Riekehr
X-1645-08/XIII-2238-08 “Mechanical characterization and fatigue performance of laser and resistance spot welds”
by S. Daneshpour, S. Riekehr, M. Koçak, C.H.J. Gerritsen
X-1649-08 “Evaluation of the best practice fracture toughness estimates based on the Charpy impact test in case of a HLES
steel” by M. Bousseau
COMMISSIONE XI (Pressure vessels, boilers and pipelines)
XI-899-08 “Automatic welding system characterized by high speed torch oscillation and hydraulic internal clamp for offshore
pipelines” by H. Hosoda
XI-902-08/XII-1940-08 “Application of magnetic stir welding to dissimilar metal structural weld overlay” by T. Matsuoka,
T.Yoshida, H.Yamaoka, C.C. Kim
XI-906-08/XII-1941-08 “Development of GTAW system using CO2 cooling for reducing residual stress” by Y. Ishizaki,
S. Asai,T.Tanabe,Y.Yasuda, H.Takebayashi
COMMISSIONE XII (Arc welding processes and production systems)
XII-1936-08 “Effect of flux ratio of flux-cored wire on wire melting behaviour and fume emission rate” by E.Yamamoto
XII-1937-08 “Development of AC GMA welding system using controlled bridge transfer process” by T. Era,T. Uezono,
T. Ueyama, H.Yamamoto
XII-1939-08 “Development of stainless steel welding wire for galvanized steel sheets” by S. Kodama,Y. Ishida, K. Asai,
M. Mizumoto,T. Namekata
XII-1940-08/XI-902-08 “Application of magnetic stir welding to dissimilar metal structural weld overlay” by T. Matsuoka,
T.Yoshida, H.Yamaoka, C.C. Kim
was recommended as a Class A Technical paper for publication in Welding in the World. Ready for publication.
(segue)
XII-1941-08/XI-906-08 “Development of GTAW system using CO2 cooling for reducing residual stress” by Y. Ishizaki, S. Asai,
T.Tanabe,Y.Yasuda, H.Takebayashi
was recommended as a Class A Technical paper for publication in Welding in the World. Ready for publication.
XII-1942-08 “Prediction of hot crack of T-joints in full penetration welding process” by M. Shibahara, H. Nagaki, S.Takaba,
O.Yasuda, H. Serizawa, H. Murakawa
was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication in Welding in the World. Ready for peer
review.
XII-1943-08 “Design and optimisation of a novel on-torch fume extraction device using CFD and fluid simulation”
by P. Cooper, A. Godbole, J. Norrish
XII-1950-08/Granjon-A2-2008 “Mechanism and implementation of double-electrode gas metal arc welding” by K. Li
COMMISSIONE XIII (Fatigue of welded components and structures)
XIII-2154-07 “Fatigue behaviour of welded high strength steels after high frequency mechanical postweld treatments”
by I.Weich,T. Ummenhofer,Th. Nitschke-Pagel, K. Dilger, H. Eslami
XIII-2216-08/XV-1285-08 “Suggested allowable equivalent stresses for fatigue design of welded joints according to the notch
stress concept with reference radii rref = 1.00 and 0.05 mm” by C.M. Sonsino
XIII-2219-08 “Residual stress relaxation of quasi-staticaly and cyclicaly loaded welded high strength steels” by M. Farajian-Sohi,
T. Nitschke-Pagel, K. Dilger
XIII-2226-08 “Practical application of the N-SIF approach in fatigue strength assessment of welded joints” by P. Lazzarin,
G. Meneghetti, F. Berto, M. Zappalorto
was recommended as a Research paper (peer reviewed) for publication.
XIII-2229-08 “Cause identification of fracture in the steel pipe column of pedestrian bridge” by C. Miki, K. Ono, K.Yokoyama,
T. Harada
XIII-2232-08 “Improvement of extremely low cycle fatigue strength of welded joints by toe finishing” by K.Tateishi,T. Hanji,
S. Hanibuchi
was recommended as a Research paper (peer reviewed) for publication.
XIII-2237-08 “Initiation and propagation of cracks in welded joints subject to compression stress” by M. Bousseau,T. Millot
XIII-2238-08/X-1645-08 “Mechanical and fatigue behaviour of laser and resistance spot welds in advanced high strength steel”
by S. Daneshpour, S. Riekehr, M. Koçak, C.H.J. Gerritsen
XIII-2239-08/X-1643-08 “Stress and fatigue analyses of laser welded “skin-clip” joints for aerospace applications”
by S. Daneshpour, M. Koçak, F.S. Bayraktar, S. Riekehr
XIII-2240-08/XV-1289-08 “Guideline for the fatigue assessment by notch stress analysis for welded structures”
by W. Fricke
XIII-2244r1-08 “Fatigue tests and numerical analyses of a connection of steel sandwich plates” by W. Fricke, H. Paetzold, B. Zipfel
COMMISSIONE XV (Design, analysis and fabrication of welded structures)
XV-1285-08/XIII-2216-08 “Suggested allowable equivalent stresses for fatigue design of welded joints according to the notch
stress concept with reference radii rref = 1.00 and 0.05 mm” by C.M. Sonsino
(segue)
XV-1286-08 “Specification of dominant factors in high accurate prediction of welding distortion” by Y.C. Kim, J.Y. Lee, K. Inose
XV-1287-08 “Verification of validity and generality of dominant factors in high accurate prediction of welding distortion”
by J.Y. Lee, K. Inose,Y.C. Kim
XV-1289-08/XIII-2240-08 “Guideline for the fatigue assessment by notch stress analysis for welded structures” by W. Fricke
COMMISSIONE XVI (Polymer joining and adhesive technology)
XVI-881-08 “Experiments regarding pressure grading and surface on laser transmission welding process” by H. Potente,
L.Wilke, D. Bonefeld, C. Hage
XVI-882-08 “3D finite element modelling of contour laser transmission welding of polycarbonate” by M. Chen, G. Zak,
P.J. Bates
XVI-884-08 “Saving cycle by means of intensive cooking during hot plate welding” by H. Potente,V. Schoppener, J. Schnieders,
R. Hoffschlag, R. Govert
COMITATO RISTRETTO AUTO (Automotive)
SC-Auto-09-08/III-1477-08 “Extensive introduction of ultra high strength steels sets new standards for welding in the body
shop” by J.K. Larsson, J. Lundgren, E. Asbjörnsson, H. Andersson
SC-Auto-11-08/III-1480-08 “GeniusMFI IQR - A new inverter power supply with adaptive regulation system to assure the
quality for resistance spot welding” by T. Jansen, J. Eggers, R. Bothfeld
SC-Auto-12-08/III-1481-08 “Failure type of resistance spot welds is not characteristic of their strength” by M. Bouzekri,
S. Dancette,T. Dupuy, A. Lens, B. Oultit Nait,V. Massardier, D. Fabregue, H. Klocker
SC-Auto-14-08/III-1483-08 “Influence of welding conditions on nugget formation in single sided resistance spot
welding process” by H. Nishibata, M. Fukumoto, M. Uchihara
SC-Auto-16-08/III-1485-08 “Advantages of the electric servo-gun and its trend” by M. Kase, A. Mori,T. Izumi, A. Kondo
SC-Auto-19-08/III-1491-08 “A study on 3-layer roll projection welding of large area” by S.J. Na, J. Ahn, J.H. Kim
was recommended as a Class A Technical paper for publication
SC-Auto-20-08 “Friction stir spot welds between aluminium and steel automotive sheets: influence of welding parameters on
mechanical properties and microstructure” by G. Figner, R.Vallant,T.Weinberger, H. Schröttner, H. Pasic, N. Enzinger
SC-Auto-22-08 “New brazing development in automotive industry” by A. Rabinkin
GRUPPO DI STUDIO 212 (Physics of welding)
SG-212-1117-08 “Experimental studies and mathematical modelling of metal penetration in TIG and A-TIG stationary arc
welding” by K.A.Yushchenko, D.V. Kovalenko, I.V. Krivtsun,V.F. Demchenko, I.V. Kovalenko, A.B. Lesnoi
SG-212-1118-08 “Wire melting behaviour of coaxial hybrid solid wire in pure Ar shielding gas” by T. Nakamura, K. Hiraoka
SG-212-1120-08 “A study on laser-matter interaction in laser-arc hybrid welding” by S.J. Na, J. Ahn
(segue)
SG-212-1121-08 “Numerical simulation of diffusion of multiple metal vapors in A TIG arc plasma for welding of stainless steel”
by K.Yamamoto, M.Tanaka, S.Tashiro, K. Nakata, E.Yamamoto, K.Yamazaki, K. Suzuki, A.B. Murphy, J.J. Lowke
SG-212-1122-08 “Visualizations of 2D temperature field of molten metal in arc welding process” by M.Tanaka, K.Waki,
S.Tashiro, K. Nakata, E.Yamamoto, K.Yamazaki, K. Suzuki
SG-212-1125-08 “Observations on droplet and arc behaviour during pulsed GMAW” by B.Y.B.Yudodibroto, M.J.M. Hermans,
G. Ouden Den, I.M. Richardson
SG-212-1127-08 “Numerical investigations of the influence of design parameters, gas composition and electric current in
plasma arc welding (PAW)” by M. Schnick, U. Füssel, A. Spille-kohoff
SG-212-1128-08 “Magnetic control of arc plasma and its modeling” by K. Nomura, K. Morisaki,Y. Hirata
SG-212-1129-08 “On-line weld modelling tool- Recent developments” by Y.P.Yang,W. Zhang
TABELLA VII - Risoluzioni delle Unità di Lavoro dell’IIW sulla normativa
CIII-D03-08 A new CD draft of ISO 14271 (IIW Doc. III-1492-08) “Vickers hardness testing (low-force and microhardness) of
resistance spot, projection and seam welds” was adopted unanimously by the National Delegates registered to this IIW Commission III. The document is submitted to IIW/WG-STAND for the DIS ballot.
CVIII-D02-08 IIW document number VIII-2057r1-07 will be transmitted to ISO for publication as a Technical Report.Title of
proposed report: “ISO TR xxxx - Health and safety in welding - Arc welding fume components related to welding processes
and materials”. Postal ballot (results submitted later).
CXV-D01-08 Proposal for a new ISO standard.Title of the proposed standard: “Static design procedure for welded hollow
section joints-recommendation”. Scope: “Static resistances of welded uniplanar and multiplanar joints in lattice structures of
circular, square or rectangular hollow section, and of uniplanar joints in lattice structures composed of hollow sections with en
sections”. IIW Document Number XV-1281r1-08. Justification and aim of the document: Provide recommended design procedures for statically loaded welded joints for hollow sections.Target date first draft: 2008, July 9th.Target date first ballot: 2009
July 31st.Target date for final ballot: 2011 July 31st.
CXV-D02-08 IIW document number XV-1281r1-08 will be transmitted to ISO for DIS balloting.Title of proposed standard:
“Static design procedure for welded hollow section joints - Recommendations”.
Figura 10 - La delegazione italiana
all’Assemblea Generale: da sinistra,
l’Ing. Alberto Lauro e l’Ing. Michele Murgia.
Da parte sua l’International Authorization
Board (IAB) ha proseguito l’attività di gestione e aggiornamento
del sistema internazionale per la Formazione,
la Qualificazione e la
Certificazione del Personale di Saldatura,
nonché del Sistema per
la certificazione delle
Aziende (in accordo a
ISO 3834), sistemi entrambi acquisiti dall’European Welding Federation (www.ewf.be),
che ha iniziato tali attività all’inizio
degli anni novanta.
Il sistema internazionale per la Formazione e la Qualificazione dello IAB
copre per il momento cinque Figure di
“fabbricazione” (dall’ingegnere al saldatore), tre Figure di “ispezione”, l’ulteriore figura dell’International Welded
Structures Designer, la figura di International Welder (Tab. VIII) ed è in continua espansione; esso è altamente considerato a livello internazionale, è
supportato dall’industria e da organismi
di formazione e certificazione ed apre la
strada ad un “Sistema globale di formazione, qualificazione e certificazione del
personale di saldatura”: le qualificazioni
TABELLA VIII - Regole e linee guida di riferimento dello IAB
Regole Generali per la Qualificazione del personale
IAB-001-2000/EWF-416
Rules for the implementation of IIW Guidelines
Linee guida per la Qualificazione di Figure di fabbricazione
IAB-252-2005/EWF-409-410-411-451
Personnel with responsibility for Welding Coordination - International Welding Engineer (IWE)
- Technologist (IWT) - Specialist (IWS) - Practitioner (IWP)
IAB-089-2002/EWF-452-467-480-481
IW - International Welder
Linee guida per la Qualificazione di Figure di ispezione
IAB-041-2000/EWF-450
IWIP - International Welding Inspection Personnel - Comprehensive, Standard, Basic
Linee guida per la Qualificazione di Altre figure
IAB-201-04
International Welded Structures Designer
Linee guida per la Certificazione di Figure di fabbricazione
IAB-341-08
Rules for Implementation of IIW Scheme for Certification of Personnel with Welding Coordination Responsibilities
Linee guida per la Certificazione delle Aziende in accordo a ISO 3834
IAB -337-08
Interpretation and Implementation of ISO 3834 Requirements
IAB -338-08
Supplement for the Implementation of ISO 3834 oriented to Welded Products
IAB -339-08
Rules for ANBCCs Operating the IIW Manufacturer Certification Scheme
IAB -340-08
ANBCC’s Assessment of Manufacturers of Welded Products Operating the IIW Manufacturer
Certification Scheme
N. B.: è in corso lo sviluppo di ulteriori linee guida:
• International Welding Instructor
• Distance Learning
• Mechanised Welding Operator
• Mechanical Destructive Tester
TABELLA IX - Membri del Technical Management Board dell’IIW
Presidente
Eletti dal Board of Directors
Dr. C. Wiesner (United Kingdom)
Prof. A. K. Bhaduri (India)
Mr. T. Mustaleski (United States)
Prof. K. Nishimoto (Japan)
Prof. A. Scotti (Brazil)
Dr. C. Wiesner (United Kingdom)
Dr. D. Shackleton (United Kingdom)
Dr. C. Wu (United States)
Rappresentanti delle Unità di Lavoro IIW
Group 1-Processes
Prof. Y. Hirata (Japan, Pres. SG 212)
Mr. E. Levert (United States)
Group 2-Structural Integrity
Prof. G. Marquis (South Africa, Pres. C. XIII)
Dr. M. Prager (United States)
Group 3-Human Factors
Dr. L. Costa (Italy, Pres. C. VIII)
Segreteria IIW
Mr. A. Charbonnier (France)
Figura 11 - Consegna della bandiera per
il Congresso IIW 2009 a Singapore.
Da sinistra: Prof. Dr. Horst Cerjak, Prof.
Dr.-Ing. Ulrich Dilthey, Mr. Chee Pheng Ang
and Mr. Christopher Smallbone.
TABELLA X - Gruppi delle Unità di Lavoro dell’IIW
rappresentate nel TMB
TABELLA XI - Membri del Board of Directors dell’IIW
Presidente
Group 1
“Processes”
Group 2
“Structural Integrity”
Group 3
“Human Factors”
U. Dilthey (Germany)
Tesoriere
CI
CV
C VI
D. Kotecki (United States)
Vicepresidenti
C III
CX
C XIV
C II
C IX
C VIII
C IV
C XI
SC QUAL
C XII
C XIII
SG RES
C XVI
C XV
SG 212
SC AIR
Q. Chen (P.R. China)
B. de Meester (Belgium)
L. Quintino (Portugal)
Consiglieri
H. Cerjak (Austria)
Chee Pheng Ang (Singapore)
G. Hernandez (Spain)
T. Miyata (Japan)
B. Raj (India)
R. W. Shook (United States)
K. Yushchenko (Ukraine)
Presidente Emerito
C. Smallbone (Australia)
Amministratore Delegato
SC AUTO
delle prime figure sono tra l’altro richiamate in norme ISO e CEN.
A questo proposito lo IAB ha creato un
gruppo permanente per seguire la promozione del sistema di qualificazione e
certificazione IIW e sta aggiungendo all’attività di qualificazione e certificazione del personale quella di certificazione delle aziende, sempre sulla base
dell’esistente sistema EWF.
Per quanto riguarda l’ulteriore sviluppo
scientifico e tecnico dell’IIW è da riportare che sono stati eletti o rieletti i Presidenti in scadenza di dieci Unità di
Lavoro, le Commissioni I, III, IV, V, VI,
IX, XVII, dei Comitati ristretti “Aircraft” e “Automotive” e del Gruppo di
Studio “Physics of welding” (Tab. V).
Anche il Consiglio di Gestione Tecnica
(Technical Management Board, TMB) è
stato parzialmente rinnovato (Tab. IX);
in particolare è stato eletto come nuovo
presidente il Dr. Christoph Wiesner (Inghilterra). Inoltre, sono stati eletti nuovi
membri del TMB il Prof. Y. Hirata
(Giappone, per il gruppo di Unità di
Lavoro “Processi”, Tab. X) e il Prof. G.
A. Charbonnier (France)
Marquis (Sud Africa, per il gruppo “Integrità strutturale”), mentre è stato rieletto l’Ing. Luca Costa (Italia, per il
gruppo “Fattori umani”).
Relativamente alla gestione amministrativa, è anzitutto da segnalare l’inizio dell’operatività del nuovo Presidente Prof.
Ulrich Dilthey (Germania) e dei nuovi
membri del Consiglio di Amministrazione, D. Kotecki (Stati Uniti d’America), B. de Meester (Belgio), G. Hernandez (Spagna), K. Yushchenko
(Ucraina), che resteranno tutti in carica
per un triennio (Tab. XI).
Sono anche stati riammessi o ammessi
come nuovi Paesi Membri la Thailandia
e la Turchia, mentre sono in corso contatti per l’ingresso di diversi Paesi africani, americani e asiatici che renderanno
sempre più ampia la partecipazione
internazionale. Infine sono stati approvati, da parte del Consiglio di Amministrazione e dell’Assemblea Generale
(Fig. 10), il Business plan 2008/13,
nonché il Rapporto sull’attività 2007 e il
Bilancio 2007, entrambi, come negli
anni passati, molto soddisfacenti.
Il prossimo Congresso Annuale IIW
(Fig. 11) si svolgerà a Singapore (dal 12
al 18 Luglio 2009); i successivi avranno
luogo a Kiev (Ucraina, dal 10 al 18
Luglio 2010), a Chennai (India, dal 17 al
23 Luglio 2011), negli USA (dal 15 al 21
Luglio 2012), a Essen (Germania, dal 12
al 17 Settembre 2013).
Inoltre sono previsti Congressi Regionali IIW in Cina (Tianjin, 10 - 13
Ottobre 2008), in Nigeria (4 - 6 Marzo
2009), in Slovacchia (14 - 16 Ottobre
2009), in Iran (Novembre/Dicembre
2009), in Thailandia (25 - 26 Febbraio
2010) e in Tunisia (Marzo 2010).
In conclusione, il 61° Congresso
Annuale dell’International Institute of
Welding ha riscosso un notevole successo, non soltanto per la buona partecipazione (oltre settecento specialisti di
tecniche di giunzione, affini e connesse),
ma anche e soprattutto per i suoi elevati
contenuti scientifici e tecnici e per le discussioni e gli interessanti scambi
di vedute che l’evento ha promosso e
favorito.
Corso di qualificazione per International Welding
Inspector
Genova 2009
L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA , secondo la programmazione descritta nella propria
Attività Didattica 2009, organizza presso la propria sede di Genova un Corso completo di Qualificazione ad International Welding Inspector (livello comprehensive, IWI-C).
A partire da quest’anno, sarà fornito ad ogni partecipante anche un CD Rom edito in
collaborazione con l’UNI contenente una raccolta di oltre 300 norme europee relative
alla saldatura (ed alle materie ad essa correlate).
Requisiti di ingresso
Per iscriversi al Corso non è prevista esperienza specifica, quanto il possesso di uno dei titoli di
studio previsti dalle vigenti disposizioni internazionali emanate dall’Istituto Internazionale della Saldatura (IIW) e dalla Federazione Europea della Saldatura (EWF):
- Laurea o Diploma di Laurea in Ingegneria; in alternativa, Laurea in Scienza dei materiali,
Architettura, Fisica o Chimica, supportate da comprovata esperienza industriale in saldatura
oppure
- Diploma di Scuola Media Superiore ad indirizzo tecnico.
Calendario e sede delle lezioni
Il Corso ha una struttura modulare, basata su due Moduli successivi denominati Welding Technology
e Welding Inspection, di carattere teorico - pratico (chi sia in possesso di un Diploma da Welding Engineer o da Welding Technologist può accedere direttamente al secondo Modulo).
Per diluire l’impegno, le lezioni saranno svolte in settimane non consecutive, secondo il seguente calendario:
Modulo Welding Technology: prima settimana,
seconda settimana,
terza settimana,
Modulo Welding Inspection: prima settimana,
seconda settimana
terza settimana,
dall’11 al 15 Maggio 2009
dall’8 al 12 Giugno 2009
dal 13 al 17 Luglio 2009
dal 7 all’11 Settembre 2009
dal 12 al 16 Ottobre 2009
dal 9 all’11 Novembre 2009
Il corso sarà tenuto presso la Sede dell’IIS di Genova, in Lungobisagno Istria, 15.
Orario delle lezioni
Per consentire il raggiungimento della Sede senza spostamenti in orario festivo, il Corso sarà svolto
con orario 9:00 ÷ 18:00, ad eccezione delle giornate di lunedì (orario 14:00 ÷ 18:00) e di venerdì
(orario 9:00 ÷ 13:00).
Conseguimento del Diploma
Chi sia risultato in possesso dei requisiti di ingresso ed abbia completato il percorso formativo può
accedere agli esami previsti nelle date 21 e 22 Dicembre, presso la Sede di Genova (o, in alternativa,
in qualunque altra sessione programmata successivamente).
Le domande di iscrizione agli esami dovranno essere indirizzate all’Area Certificazione Figure
Professionali (tel. 010 8341307, e-mail [email protected]), con un costo di iscrizione pari a
€ 440,00 (+ IVA).
Iscrizione al corso
Per iscriversi al corso è sufficiente utilizzare il modulo cartaceo fornito con l’Attività Didattica 2009
oppure procedere on - line attraverso il sito www.formazionesaldatura.it, selezionando il corso dall’apposito motore di ricerca.
La quota di partecipazione al Corso completo è pari ad € 5.350,00 (+ IVA), comprensiva della
collana delle pubblicazioni specifiche dell’IIS, del CD-ROM contenente le normative relative alla saldatura e del pranzo presso la mensa dell’IIS.
Sono accettate iscrizioni solo se effettuate contestualmente al pagamento della relativa quota, il cui
pagamento può essere effettuato tramite bonifico bancario sul CC 4500 - Banca Popolare di Milano
(ABI 05584 CAB 01400 CIN I, IBAN IT 31 I 0558401400000000004500), intestato all’Istituto Italiano
della Saldatura.
Informazioni
Per ulteriori informazioni è possibile rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura (Lungobisagno
Istria 15, 16141 Genova), Divisione Formazione, al numero 010 8341371 (fax 010 8367780), oppure
all’indirizzo di posta elettronica [email protected].
Applicazioni delle nuove sorgenti laser
in fibra alla lavorazione di acciai
altoresistenziali per il settore
automotive
(°)
E. Capello *
D. Colombo *
B. Previtali *
Sommario / Summary
L’articolo presenta gli aspetti generali dei nuovi laser in fibra
di potenza e le potenzialità ancora inespresse di queste nuove
sorgenti applicate alla lavorazione della lamiera nel settore
automobilistico.
In particolare il laser in fibra si presta alla lavorazione di materiali nuovi, quali gli acciai altoresistenziali di nuova generazione. A causa, infatti, delle notevoli proprietà meccaniche di
questi materiali, i processi tradizionali di tranciatura e stampaggio si presentano difficili e costosi.
Utilizzando sorgenti laser in fibra, grazie all’ottima qualità e
al diametro ridotto del fascio, è possibile ottenere, sia in saldatura che in taglio, danneggiamenti termici minimi nel materiale lavorato.
This paper deals with the new fiber laser sources and their
application to the automotive sector in general and to the
welding and cutting of Advanced High Strength Steels
(AHSS) in particular.
(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 4 - Workshop: “Le
nuove frontiere dei processi laser, FSW e EB” - Genova, 25-26 Ottobre 2007.
* SITEC - Laboratorio per le Applicazioni Laser - Dipartimento di Meccanica Politecnico di Milano.
During blanking processes, compared to conventional steels,
AHSS steel usually has higher yield strength and much higher
ultimate tensile strength, which require higher press loads
and produce greater die wear. As a consequence, new cutting
processes in order to keep the cost low are needed.
Thank to the excellent quality of the laser beam and to the
small beam diameter, minimum thermal damage can be obtained by using fiber laser sources, when the Advanced High
Strength Steels are welded or cut.
Keywords:
Automobile engineering; CO 2 lasers; fiber lasers; high
strength steels; laser cutting; laser welding; mechanical
properties; mechanical tests; plate; tailored blanks; vehicle
bodies; YAG lasers.
E. Capello et al. - Applicazioni delle nuove sorgenti laser in fibra alla lavorazione di acciai altoresistenziali per il settore automotive
Fibra
drogata
Collimatore
Fascio laser in uscita
(non focalizzato)
Laser in fibra
Sin dalla loro invenzione nel 1960 i laser
CO 2 o allo stato solido hanno rivestito
un ruolo importante nei processi di saldatura e taglio. Nell’ultimo decennio i
laser a diodi e i laser Nd:YAG pompati
mediante diodi sono stati le principali
novità di questo settore.
Più recentemente i laser di potenza in
fibra pompati mediante diodi costituiscono non solo una promettente novità
ma un vero e proprio stravolgimento del
settore, capace in breve tempo di destabilizzare la leadership delle tradizionali
sorgenti adibite a taglio e saldatura. Il
primo utilizzo dei laser in fibra di bassa
potenza, datato 1960, è legato agli amplificatori di linea nel settore delle telecomunicazioni. Nel 2000 è stato prodotto il primo laser in fibra da 100 W per
la lavorazione dei materiali. Attualmente
laser in fibra multi-kilowatt sono utilizzati per la lavorazione dei metalli, la cui
massima potenza in commercio è pari a
50 kW [1]. Questa tipologia di laser ha
notevoli vantaggi, se comparata con gli
attuali laser Nd:YAG pompati a lampade
o diodi: elevata efficienza, design compatto, facilità di installazione e manutenzione, diametro ridotto e buona qualità
del fascio, robustezza e compattezza.
Grazie a ciò i laser in fibra di potenza
appaiono molto promettenti per il taglio
e la saldatura in profonda penetrazione
di diversi materiali ed in settori ad
elevata produttività e qualità, quali ad
esempio il settore della lavorazione della
lamiera nel campo automobilistico.
Caratteristiche
Discendente direttamente dagli amplificatori di linea utilizzati nel settore delle
telecomunicazioni, la sorgente laser in
fibra Yb:Glass presenta un’architettura
dissimile dalle tradizionali sorgenti,
sebbene anche in essa siano identificabili i principali elementi costituenti la
cavità risonante, quali il mezzo attivo
(capace di emettere, opportunamente stimolato, il fascio laser), il sistema di
Array
diodi di
pompa
Reticoli di
Bragg
Accoppiatori
multimodo
Fibra in
uscita
Array
diodi di
pompa
Figura 1 - Architettura della sorgente laser Yb:Glass [2].
Il principale vantaggio ottico legato a
pompaggio (che, cedendo energia al
tale lunghezza d’onda risiede tuttavia
mezzo attivo, permette l’emissione) e le
nella possibilità di trasportare il fascio
barriere ottiche (che delimitano la cavità
mediante fibra, garantendo una manipostessa) [2].
lazione del fascio praticamente infinita.
In riferimento alla Figura 1 ed in stretta
Tale caratteristica non è possibile con
analogia con le sorgenti laser Nd:YAG,
fasci laser CO 2 che, data la particolare
ad esse più prossime dal punto di vista
lunghezza d’onda di 10.6 μm, necessiottico, la sorgente laser Yb:Glass pretano di un sistema di trasporto rigido
senta come mezzo attivo una fibra
mediante specchi in rame.
drogata con ioni d’itterbio, nella quale
In commercio sono disponibili laser in
avviene il pompaggio ottico mediante un
fibra in singolo modo con potenze delarray di diodi.
l’ordine di 1000 W. Tali sorgenti sono
La chiusura della cavità risonante è rapottenute pompando direttamente la luce
presentata da due reticoli di Bragg fodi pompa in una fibra a singolo modo di
toincisi sulla fibra stessa, soluzione di
diametro ridotto, che produce fasci gauscontro effettuata con due specchi nelle
siani (M 2< 1.1), il cui profilo è stabile
tradizionali sorgenti laser.
nel tempo e non cambia in funzione
In una sorgente in fibra l’elemento attivo
della temperatura della sorgente. Tali
è una porzione di fibra di vetro con partisistemi solitamente emettono in conticolari caratteristiche (Fig. 2) [1].
nuo e vengono raffreddati ad aria. ComLa parte interna della fibra (core) è
binando diversi laser in fibra a singolo
drogata con itterbio e costituisce quindi
modo e collimandone il fascio in una
il mezzo attivo, mentre la parte esterna è
fibra a diametro maggiore si ottengono
una normale fibra. Nella fibra viene
laser in fibra multi-kilowatt. A questo
immessa la radiazione laser generata dai
punto il fascio in uscita non è più monodiodi “di pompa” la quale attraversa più
modo anche se mantiene una buona
volte la fibra drogata itterbio, pompando
qualità (Fig. 4).
energia nella parte attiva della fibra.
La terra rara itterbio emette con una
lunghezza d’onda
di 1070 nm, prosZona fibra
non drogata
sima ai 1064 nm
(vetro)
dei laser drogati
Laser
neodimio, garantendo un assorbiZona fibra
mento da parte dei
drogata
materiali metallici
(core)
maggiore del corrispettivo con fascio
Esterno della fibra
CO 2 , come indicato nella Figura 3
Figura 2 - La fibra a doppio cladding: il core
è drogato con itterbio (Yb).
[2].
0.30
0.25
Absorption A
CO2-Laser
Nd: YAG-Laser
Cu
0.20
Ag
Steel
Au
0.15
Fe
0.10
Al
0.05
Al
Au
Mo
0
0.1
0.2
0.3
0.5
1
2
Wavelength λ [μm]
4
6
8 10
20
Figura 3 - Assorbimento da parte dei metalli allo stato solido per le diverse lunghezze d’onda.
BPP =
d0 . θ
2 2
(1)
Dato che l’angolo di convergenza del
fascio è imposto dal sistema di focalizzazione (cioè dalla lunghezza focale
della lente), il BPP è direttamente legato
Beam Parameter Product (mm*mrad)
Cifre di merito
Il sostanziale vantaggio di un laser in
fibra rispetto ai laser Nd:YAG concorrenti è legato all’utilizzo di una fibra
anche in qualità di mezzo attivo. Riferendoci ad una sorgente da 100 W, ad
esempio, le sorgenti presentano un core
della fibra di soli 5 μm, dimensioni nettamente inferiori rispetto alle stesse
delle tradizionali barrette di una sorgente
Nd:YAG di pari potenza. Tale compattezza e simmetria radiale permettono
l’emissione di un fascio laser di estrema
qualità, ossia con distribuzione di
potenza gaussiana sullo spot. In questo
modo garantiscono, in unione con
sistemi di focalizzazione “corti”,
macchie focali ad elevatissima irradianza (I = P/S con P potenza emessa e S
area della macchia focale), traducendosi
in BPP (Beam Parameter Product) di soli
0.34 mm*mrad, senza di contro presentare i problemi di lente termica che affliggono i laser Nd:YAG. Si ricorda che
il Beam Parameter Product può essere
determinato come il prodotto tra il semiangolo di convergenza del fascio a valle
della lente di focalizzazione θ e il diametro che il fascio ha nel fuoco d 0 , e
viene espresso in mm*mrad:
al diametro d0 che il fascio possiede nel
fuoco.
Di conseguenza, è importante che una
sorgente laser possieda un BPP piccolo
per consentire un’elevata capacità pro-
(a)
CW output power in fiber (kW)
Beam Parameter Product (mm*mrad)
Tali sistemi possono lavorare in continuo, oppure in modulazione di impulso,
e vengono raffreddati ad acqua.
duttiva del sistema su cui è installata.
Dalla Figura 4(a) è possibile osservare
che i laser in fibra mono-modo con
potenze inferiori al kilowatt hanno
qualità del fascio molto prossima a quella
gaussiana (BPP=0.34), mentre la necessità dei fasci laser multi-kilowatt di collimare più fibre in una unica ne riduce la
qualità, pur mantenendola superiore a
quella di tutti gli altri sistemi laser in
commercio (Fig. 4(b)). Questo aumento
del BPP nei laser in fibra multi-modo tuttavia può essere anche vantaggioso. Nei
sistemi multi-kilowatt la forma della distribuzione di potenza è meno appuntita
nel centro e più rettangolare (Fig. 5).
Tale geometria risulta vantaggiosa nella
saldatura di lembi non perfettamente accostati, nelle configurazioni lap-joint e
nella giunzione di elevati spessori, casistiche queste molto comuni nel settore
automotive.
(b)
Beam power (W)
Figura 4 - Qualità del fascio laser in fibra multi-kilowatt [3,4].
Figura 5 - Profilo della distribuzione di potenza in un laser in fibra da 4 kW [5].
Inoltre, al di là della già citata elevata
qualità del fascio (che si riflette in
elevata velocità di taglio o di saldatura),
un’altra caratteristica che stupisce è l’efficienza della sorgente laser in fibra: si
parla di un’efficienza elettrica complessiva (efficienza “alla presa”) di circa il
25%, valore che, se comparato con il 5%
delle tradizionali sorgenti Nd:YAG, è sicuramente di interesse. Una maggiore
efficienza significa anche un minore dispendio in termini di raffreddamento.
in [$/hour]
Inoltre, come già descritto, una sorgente
in fibra di potenza è costituita da più
moduli in parallelo. Questo fatto implica
un’intrinseca affidabilità della sorgente
(il valore del parametro MTBF è di circa
30.000 ore): il guasto di un modulo può
venire compensato con un incremento di
potenza degli altri moduli; evitando
quindi un arresto della produzione e
consentendo la sostituzione del modulo
difettoso durante una delle pause programmate [3].
USA Laser Operating Cost (8 year in use)
for welding application
Welding & Laser Gas
Floor space
Maintenance
Electric
Replacement parts
Depr. & Interest
Laser source
Figura 6 - Stima dei costi di esercizio di differenti laser [7].
Anche l’estrema compattezza di questi
sistemi risulta molto vantaggiosa sia in
istallazioni fisse che in istallazioni
mobili. L’area in pianta occupata da un
laser in fibra da 4 kW è indicativamente
0.5 m2 contro gli 11 m2 occupati convenzionalmente da un laser Nd:YAG di
ugual potenza pompato a lampade.
Inoltre le dimensioni ridotte consentono
anche la facile trasportabilità e messa in
opera del laser, che può essere utilizzato
su sistemi mobili [6].
Quando tutti questi elementi positivi
vengono tenuti in considerazione, il
costo di esercizio di un laser in fibra
risulta inferiore o comparabile con
quello dei sistemi Nd:YAG pompati a
lampade. Sebbene fare confronti diretti
sia sempre difficile quando vengono
confrontati i costi, in [7] viene riportato
il costo di esercizio (valutato su 8 anni di
intenso utilizzo) di differenti laser. Dalla
Figura 6 si osserva che il laser in fibra è
anche economicamente vantaggioso.
Acciai altoresistenziali nel
settore automobilistico
Esistenti da oltre un secolo, gli acciai ad
alta ed altissima resistenza sono stati utilizzati fino a poco tempo fa solo in
forma di barre, masselli o getti. Infatti, la
principale problematica degli acciai ad
alta resistenza era quella di non essere riducibili a lamiera di spessore ridotto
(sotto i 5 mm), in quanto le loro alte caratteristiche meccaniche ne impedivano
la laminazione.
La svolta è avvenuta circa 25 anni fa
quando il gruppo svedese SSAB riuscì a
realizzare acciai ad alta resistenza trasformabili in laminati piani, che sono i
semiprodotti più utilizzati in generale e
quelli di uso quasi esclusivo nella carrozzeria delle auto. Tra essi, particolare
attenzione fu attribuita agli acciai di
nuova generazione, indicati comunemente con l’acronimo AHSS (Advanced
High Strength Steel), cioè laminati
piani d’acciaio caratterizzati da una
buona lavorabilità e saldabilità ma
con resistenza a rottura (fino a circa
1400 MPa) e limite di snervamento
(fino a oltre i 1000 MPa) elevati, che
mostrano al loro interno la presenza simultanea di diversi costituenti strutturali, caratteristica non usuale nei
comuni prodotti siderurgici.
Figura 7 - Esempi di componenti della carrozzeria stampati in AHSS.
Inoltre, grazie all’utilizzo di questi materiali, si realizzano pezzi o elementi strutturali che, a parità di resistenza, hanno
pesi sensibilmente inferiori, consentendo importanti riduzioni di peso dell’autoveicolo.
La veloce espansione degli acciai altoresistenziali, negli ultimi anni, ha fatto sì
che, ancora oggi, non vi sia una classificazione univoca ma ciascuna industria
siderurgica o automobilistica del mondo
ha adottato delle classificazioni differenti, a proprio uso interno.
Alcune di queste suddividono gli acciai
Total Elongation (%)
I materiali ad alta resistenza ma di concezione tradizionale, come per esempio
le barre anti-intrusione tubolari in
acciaio al boro, essendo resistenti ma
fragili, sopportavano sì carichi elevati
ma si deformavano pochissimo, quindi
non assorbivano energia. Le nuove barre
anti-intrusione stampate AHSS, invece,
oltre ad essere producibili mediante
stampaggio, incassano forti carichi e si
deformano plasticamente, assorbendo
l’energia d’urto, essendo quindi davvero
funzionali alla sicurezza in caso di crash
(Fig. 7).
Tensile Strength (MPa)
Figura 8 - Relazione tra elongazione totale e resistenza a trazione per alcuni acciai
altoresistenziali.
in base alla composizione chimica, altre
unicamente considerando le proprietà
meccaniche, come la resistenza alla trazione. Una terza classificazione adottata
tiene conto di entrambe le suddivisioni
precedentemente citate e identifica gli
acciai altoresistenziali in base sia alle
proprietà meccaniche che a quelle metallurgiche.
Tale classificazione, sviluppata dall’ULSAB [9] e poi adottata dall’IISI (International Iron and Steel Institute) [8], è presentata nella Figura 8, che mostra le
proprietà meccaniche dei principali
AHHS: Dual Phase (DP), Transformation Induced Plasticity (TRIP), Complex
Phase (CP) e Martensitic Steel (MS).
Per una descrizione dettagliata delle caratteristiche di queste classi di acciai si
rimanda alla letteratura specialistica ed
in particolare al report dell’International
Iron and Steel Institute [8]. Questo articolo tratta in particolare degli acciai DP
che costituiscono la classe di acciai maggiormente utilizzati nelle carrozzerie
d’auto secondo il progetto ULSAB [9]
(Fig. 9).
Gli acciai AHSS DP sono costituiti prevalentemente da ferrite e da martensite,
in minore quantità. Tale struttura viene
ottenuta controllando la composizione
chimica ed il ciclo di trattamento
termico. Come risultato presentano resistenza a trazione superiore rispetto agli
acciai convenzionali di simile snervamento, grazie all’elevato incrudimento
ed alla buona elongazione (Fig. 10).
Grazie alle elevate caratteristiche meccaniche di snervamento/rottura e resistenza all’urto rispetto ai tradizionali
acciai a media resistenza, degli acciai
AHSS si stanno sviluppando delle soluzioni automobilistiche sempre più raffinate ed ottimizzate, consentendo al progettista di diminuire la sezione resistente
delle strutture e quindi di alleggerire notevolmente il peso delle autovetture.
Grazie a tali soluzioni ingegneristiche la
riduzione dello spessore del manufatto
può essere superiore al 30%.
La tecnologia automobilistica si sta
perciò attrezzando con nuove tecnologie
di lavorazione di questi materiali, che risultano più difficili da lavorare. In particolare sia la tranciatura che le successive
operazioni di piegatura, stampaggio e
imbutitura sono rese difficoltose dall’aumento delle proprietà meccaniche degli
AHSS, che comportano maggiori ton-
Engineering stress (MPa)
Engineering strain (%)
Figura 10 - Proprietà meccaniche
dell’acciaio DP.
Figura 9 - Tipologie di AHSS nella
carrozzeria delle autovetture secondo
il progetto ULSAB.
nellaggi delle presse, maggiore energia
ed usura degli stampi. Per questa ragione
le caratteristiche del laser in fibra, quali
il basso apporto termico, l’elevata velocità di processo e la possibilità di
operare su una vasta gamma di materiali,
pongono il taglio e la saldatura laser
come due processi industrialmente vantaggiosi nelle lavorazioni degli AHSS. In
particolare, sfruttando la flessibilità
delle sorgenti laser in fibra, con un’unica
sorgente si rende possibile la lavorazione di taglio degli sbozzati della
lamiera e la loro successiva saldatura,
anche nella configurazione “tailor
welded blanks”.
Difatti tra le più recenti novità nel
settore automotive, oltre all’idroformatura, vi sono i “tailor welded blanks”.
Quest’ultima è una tecnologia di lavorazione molto recente, nata in Germania
negli anni ’80 e diffusasi presto in tutto il
mondo, che consiste nella preparazione
di una lamiera da stampaggio mediante
saldatura di due o più lamiere (precedentemente tranciate) con caratteristiche
come il materiale,
il rivestimento
protettivo e lo
spessore differenti tra loro. Con
il
successivo
stampaggio si
ottiene un pezzo
(detto
Tailor
Welded Blanks TWB) con caratteristiche differenti nelle sue
varie parti a
seconda
delle
funzioni che esse devono svolgere e
delle sollecitazioni a cui sono soggette.
Tipiche applicazioni sono i paraurti, i
montanti del parabrezza e delle portiere,
i rinforzi del tetto, i supporti del motore,
le barre anteriori/posteriori anti-intrusione e i pannelli laterali delle portiere
(Fig. 11).
Sperimentazione
Saldatura
Recentemente il SITEC-Laboratorio per
le Applicazioni Laser si è attrezzato di
un sistema laser in fibra YLR 1000 IPG,
le cui principali caratteristiche sono riassunte nella Tabella I.
Si tratta di un laser in fibra Yb:Glass caratterizzato da una potenza di 1 kW e da
un fascio quasi gaussiano (BPP=2-2.5),
che pertanto si presta alla saldatura e al
taglio di acciai altoresistenziali in spessori comunemente utilizzati nel settore
automotive. Il fascio laser generato
viene trasportato mediante fibra ad una
testa di saldatura LaserMech, montata su
un sistema CNC a tre assi.
TABELLA I - Principali caratteristiche del laser in fibra
utilizzato durante la sperimentazione.
Modo di funzionamento
Potenza massima
1000 W
Lunghezza d’onda
1070-1080 nm
BPP
2-2.5 mm*mrad
Diametro della fibra
Figura 11 - Esempi di tailor welded blanks.
CW, QCW
Dimensioni della cabina laser
50 mm
856 x 806 x 1186 mm
Figura 12 - Laser in fibra e testa di saldatura utilizzati durante la sperimentazione.
TABELLA II - Composizione chimica nominale dell’acciaio investigato.
C
Si
Mn
P
S
Al
Nb
Cr
Ni
N
Cu
V
B
0.12
0.20
1.48
0.015
0.002
0.04
0.015
0.05
0.04
0.03
0.01
0.02
0.0002
TABELLA III - Proprietà meccaniche acciaio DP 800.
2
2
Rp (N/mm )
Rm (N/mm )
A [%]
500
800
8
Figura 13 - Microstruttura acciaio DP 800.
La testa di saldatura alloggia una lente di
focalizzazione con lunghezza focale di
200 mm (Fig. 12).
Per studiare la lavorabilità degli acciai
AHSS, con particolare attenzione alle
applicazioni nel settore automotive, si è
utilizzato l’acciaio Docol DP 800 della
SSAB, in spessore 1.8 mm, la cui composizione chimica è indicata nella
Tabella II.
Le principali caratteristiche meccaniche
nominali dell’acciaio DP 800 sono
sintetizzate nella Tabella III mentre la
sua microstruttura, costituita per l’83%
da ferrite e per il 17% da martensite, è illustrata nella Figura 13.
La prima campagna di prove di saldatura
è stata eseguita utilizzando la massima
potenza, variando la velocità di avanzamento del fascio laser, mantenendo costanti la posizione del fuoco (sulla superficie del pezzo) ed il gas di
protezione (azoto).
Nella Figura 14 vengono presentate le
macrografie della sezione trasversale del
cordone, al variare della velocità di saldatura: 1.5, 2.5 e 3.5 m/min. In tutti e tre
i casi la saldatura è passante, il cordone
si presenta integro e senza macrodifetti.
Naturalmente all’aumentare della velo-
Figura 14 - Larghezza del cordone fuso al variare della velocità.
Durezza Vickers [HV 0.2]
Figura 15 - Strutture nel cordone fuso e nella
zona termicamente alterata (velocità=3.5
m/min).
Distanza dall’asse del cordone [mm]
Figura 16 - Microdurezze a metà spessore.
cità il cordone si
assottiglia e si
riduce
anche
l’ampiezza della
testa di spillo
nella parte alta
del campione.
L’analisi delle
microstrutture
mette in evidenza
una
struttura
completamente
martensitica nel
cordone. Sebbene
l’acciaio DP 800
presenti un basso
contenuto di carbonio e di altri
elementi di lega, i
rapidi cicli di riscaldamento e
raffreddamento,
tipici della saldatura laser, hanno prodotto la trasformazione in martensite del
cordone. A fianco del cordone fuso vi è
poi la zona termicamente alterata (ZTA),
costituita da molteplici strutture (martensite, ferrite, bainite) (Fig. 15).
Anche il profilo di durezza Vickers nella
Figura 16, rilevato a metà spessore,
identifica l’aumento di durezza della
zona fusa, completamente martensitica,
e la zona di transizione della ZTA. Più in
dettaglio è possibile identificare due
ZTA: quella più vicina alla zona fusa,
caratterizzata da strutture notevolmente
dure, e quella esterna, con un mix di
strutture di durezza inferiore.
Nonostante l’inevitabile modifica della
struttura nel cordone e nella zona termicamente alterata, conseguente alla saldatura laser, le caratteristiche meccaniche
del materiale saldato, se confrontate con
quelle del materiale base, non si riducono.
Dalla prova di trazione infatti (Fig. 17) si
evince che carico di snervamento e
carico di rottura sono pressoché invariati. Risulta al contrario ridotto l’allungamento a rottura, indice di una perdita
delle proprietà di deformabilità.
La rottura, anche per il campione
saldato, è avvenuta al di fuori della zona
saldata, a indicare che il cordone di saldatura non perde in resistenza meccanica.
Taglio
Lo stesso laser YLR 1000 IPG con una
testa di taglio LaserMech è stato anche
utilizzato per l’esecuzione di alcuni test
Sforzo (MPa)
Ampiezza solco di taglio (mm)
Deformazione (%)
Velocità di taglio (m/min)
Figura 17 - Risultato prova di trazione per il
materiale base (MB) ed il materiale saldato
(MS).
Figura 18 - Ampiezza del solco di taglio al
variare della velocità di taglio.
Figura 19 - Esempi di tagli a diverse velocità.
preliminari di taglio. Anche in questo
caso si è lavorato alla massima potenza,
con il fuoco sulla superficie, variando la
velocità di taglio.
La Figura 18 pone in evidenza la riduzione dell’ampiezza del solco di taglio
(misurato a metà spessore) all’aumentare della velocità di taglio.
L’aumento della velocità di taglio non
solo riduce le dimensioni del solco di
taglio ma anche elimina la bava a bassa
velocità, come mostrano le macrografie
della Figura 19.
razione della lamiera nel settore automotive. Anche il settore automotive sta
vivendo un continuo rinnovamento,
Bibliografia
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
Conclusioni
Il presente articolo illustra gli aspetti generali dei nuovi laser in fibra, che si
stanno affermando nel settore delle lavorazioni meccaniche, e gli aspetti che
rendono queste nuova tipologia di laser
particolarmente interessante per la lavo-
sotto la spinta delle normative che riducono la quantità di emissioni nocive di
anno in anno. Una risposta alla pressione
normativa consiste nella sostituzione
degli acciai tradizionalmente utilizzati
nelle autovetture con acciai altoresistenziali. Difatti, grazie alle aumentate proprietà meccaniche, gli acciai altoresistenziali possono venir impiegati in
spessori minori e quindi complessivamente aiutano alla riduzione del peso
dell’autovettura.
Il laser in fibra grazie alla sua ottima
qualità (in termini sia di diametro
minimo dello spot che di modo), nonché
alla facile trasportabilità e alla sua intrinseca affidabilità sta via via sostituendo la
tradizionale saldatura per punti a resistenza, soprattutto nella lavorazione
degli acciai altoresistenziali.
[7]
[8]
[9]
http://www.ipgphotonics.com/
Capello E.: «Applicazioni industriali dei laser di potenza», Ed.Clup.
Van Dijk M.: «Disc versus fiber», Industrial Laser Solutions, January 2005.
Beyer E.: «Fiber laser welding», Industrial Laser Solutions, July 2007.
Shiner B.: «High-power fiber lasers impact material processing», Industrial
Laser Solutions, February 2003.
Quintino L., Costa A., Miranda R., Yapp D., Kumar V., Kong C.J.: «Welding
with high power fiber lasers - A preliminary study», Materials and Design 28
(2007), pp. 1231-1237.
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Advanced High Strength Steel (AHSS) Application Guidelines, International
Iron & Steel Institute, Committee on Automotive Applications, 2006.
Ultra Light Steel Auto Body, ULSAB, http://www.ulsab.org
Tuttavia, considerata la flessibilità di
una sorgente laser in fibra, la stessa sorgente può venire impiegata non solo per
la saldatura ma anche per il taglio. Nel
caso degli acciai altoresistenziali, una
tecnologia di taglio alternativa alla tradizionale tranciatura mediante stampo può
rivelarsi molto utile, in quanto l’usura
degli stampi e la notevole energia necessaria per la lavorazione di questi acciai
sono causa di un notevole aumento del
costo di lavorazione.
Una prima campagna di prove, sia di saldatura che di taglio, condotta con la
nuova sorgente YLR 1000 IPG, da poco
disponibile presso il SITEC - Laboratorio per le Applicazioni Laser, ha evidenziato gli aspetti di merito di queste
nuove sorgenti.
Ringraziamenti
Gli autori desiderano ringraziare IPG Fibertech Italia per il supporto prestato
durante l’esecuzione delle prove e il Dr.
Paolo Econimo della SSAB Italia per la
fornitura del materiale investigato.
Fifth edition of
Italian Welding Days
Edoardo CAPELLO, è professore ordinario presso il Politecnico di Milano,
dove svolge attività di ricerca e di coordinamento di un gruppo nel settore
della Tecnologia Meccanica, con particolare riferimento alle tecnologie laser.
Dal 2000 è responsabile del SITEC - Laboratorio per le Applicazioni Laser,
dove coordina le attività in diversi settori, con particolare attenzione verso le
applicazioni laser di taglio, saldatura, trattamento termico e delle
microlavorazioni laser.
Daniele COLOMBO, dal Gennaio 2007 è dottorando presso la sezione di
Tecnologie e Sistemi di Produzione del Dipartimento di Meccanica,
Politecnico di Milano. La sua attività di ricerca è finalizzata alla
progettazione di un sistema di monitoraggio per i processi di taglio e
saldatura con le nuove sorgenti fibre laser. È responsabile della Ricerca
Industriale del SITEC. Si occupa dei principali processi industriali mediante
tecnologia laser quali saldatura, taglio, foratura, tempra, cladding e
riparazione stampi.
Barbara PREVITALI, è ricercatore confermato in Tecnologie e Sistemi di
Lavorazione al Politecnico di Milano. Attualmente è responsabile dell'area
Ricerca di Base del SITEC - Laboratorio per le Applicazioni Laser. I suoi
principali interessi riguardano la modellazione numerica e sperimentale delle
lavorazioni laser di materiali avanzati.
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Applicazione del processo di saldatura ad
elettroscoria per la placcatura interna di
apparecchi a pressione
(°)
F. Foroni *
M. Musti *
N. Maestri *
M. Mandina **
C. Canepari ***
Sommario / Summary
Nella costruzione di apparecchi a pressione (reattori, in particolare) che lavorano in servizio idrogeno ad alta pressione ed
alta temperatura, è di norma richiesta una placcatura interna
in materiale resistente alla corrosione (tipicamente un acciaio
inossidabile austenitico) dovuta al fluido processato (in
genere idrocarburi da desolforare).
Nel presente articolo è descritta la metodologia di placcatura
mediante processo di saldatura ad elettroscoria (ESW) a
nastro, utilizzato per placcare “in monostrato” le virole e i
fondi di varie tipologie di apparecchi a pressione. È stata
inoltre riportata una panoramica sui fattori (metallurgici e di
esercizio) che possono influenzare la resistenza al “disbonding” della placcatura in servizio idrogeno.
In particolare, sono stati messi a confronto il processo ESW
“standard” (impiegato da oltre vent’anni in Italia e all’estero)
e quello ESW “ad alta velocità” che ha avuto, negli ultimi
anni, una forte diffusione grazie alla messa a punto di nuovi
flussi che hanno consentito di modificare le parametrazioni di
saldatura e le tecniche esecutive, incrementando di molto
l’efficacia di deposito (aumento della produttività con riduzione dei costi).
Internal cladding in resistant anti-corrosion materials
(austenitic stainless steel) due to the type of fluids that are
normally processed (generally desulphurized hydrocarbons)
is required when fabricating pressure vessels (reactors in
(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 4
- Workshop: “Sviluppi e tendenze dei processi di saldatura
tradizionali” - Genova, 25-26 Ottobre 2007.
* Belleli Energy C.P.E. S.p.A. - Mantova.
** Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
*** Mantova.
particular) that operate with high pressure hydrogen and
high temperatures.
This document describes cladding procedures/methods using
electroslag welding with strip utilized for “single-layer” of
barrels and heads for the various types of pressure vessels. It
further reports factors that can influence the resistance to
“disbonding” of the cladding in pressure vessels under hydrogen service.
In particular, a comparison was made between the standard
type electroslag welding procedure (used for over 20 years in
Italy and abroad) and electroslag welding at “high speed”
which has, in the past few years, been widely diffused thanks
to the modification of old fluxes which today have permitted
us to modify the welding parameters and to implement the
welding techniques, thus increasing the efficacy of welding
process (increase in productivity and reduction of costs).
Keywords:
Austenitic stainless steels; chemical engineering; cladding;
comparisons; cooling rate; creep resisting materials; disbonding; electroslag surfacing; electroslag welding; filler
materials; high; hydrogen; hydrogen embrittlement; influencing factors; low alloy Cr Mo steels; oil industry; plants;
pressure vessels; process variants; speed; strip electrodes;
welding fluxes.
F. Foroni et al. - Applicazione del processo di saldatura ad elettroscoria per la placcatura interna di apparecchi a pressione
1. Premessa
Nel campo della raffinazione degli idrocarburi (impianti “hydrocracking”, impianti “hydro-desulphurisation”, impianti “catalystic reforming”, ecc.) è
oggi richiesto l’impiego di grandi apparecchi a pressione (reattori) eserciti ad
alta temperatura (circa 450°C) e ad alte
pressioni parziali di idrogeno (tipicamente 15 MPa), realizzati con acciai
basso-legati al Cr-Mo di diversa tipologia.
La maggiore parte dei reattori in esercizio nel mondo sono realizzati in acciaio
del tipo 2¼Cr-1Mo, sebbene la tendenza
da diversi anni sia quella di costruirli con
materiali di nuova generazione, quali gli
acciai al Cr-Mo modificati al vanadio
(p.e. 3Cr-1Mo-¼V, 2¼Cr-1Mo-¼V).
Ciò ha permesso di migliorarne le aspettative di durata in servizio, anche nel
caso di esercizio con pressioni parziali di
idrogeno superiori a quelle compatibili
per il tradizionale 2¼Cr-1Mo (p.e. pari
ad almeno 35 MPa per molti reattori
“hydrocracking”), nonché fornire, in
molti casi, dei vantaggi di tipo economico (gli acciai al Cr- Mo modificati
al vanadio hanno caratteristiche meccaniche a caldo e in regime di scorrimento
viscoso superiori al tradizionale
2¼Cr-1Mo).
In ogni caso, tutti i reattori richiedono
che la loro superficie interna direttamente a contatto con il fluido di processo sia protetta mediante una placcatura in materiale capace di resistere alla
corrosione ad alta temperatura dovuta
principalmente al contenuto di zolfo presente. Detta placcatura è generalmente
realizzata attraverso deposito di
saldatura (“weld overlay”) in acciaio
inossidabile austenitico; al fine di prevenire/contrastare fenomeni di sensibilizzazione (precipitazione di carburi a
bordo grano) a carico della placcatura
durante i cicli di trattamento termico
post-saldatura (PWHT) previsti in fabbricazione, si preferisce, in molti casi, ricorrere a depositi di saldatura in acciaio
inossidabile “stabilizzato” del tipo AISI
347.
Per questi depositi di placcatura, oltre al
soddisfacimento dei requisiti di composizione chimica tipici del materiale d’apporto impiegato, è in genere richiesto il
rispetto di restrizioni sul contenuto di
ferrite (tipicamente nell’intervallo 310%), nonché il superamento di prove di
resistenza al “disbonding” in autoclave
con idrogeno ad alta temperatura ed alta
pressione.
I processi di saldatura preferiti per la
placcatura interna di reattori sono quelli
ad arco sommerso a nastro (SAW) e ad
elettroscoria a nastro (ESW), in quanto
offrono alti tassi di deposito, in termini
di kg/h e m2/h, combinati con bassa diluizione ed elevata qualità del riporto.
Tuttavia, oggi si tende ad impiegare più
frequentemente il processo ad elettroscoria a nastro in “monostrato” rispetto a
quello in arco sommerso a nastro in
“monostrato”.
Nell’ambito del processo di placcatura
(monostrato) con processo ad elettroscoria a nastro, sono distinguibili due tecniche di saldatura, definite come:
• processo ESW “standard”, per il
quale possono impiegarsi nastri di
larghezza tra 60 mm e 150 mm;
• processo ESW ad “alta velocità”, per il
quale vengono in genere adoperati
nastri di larghezza tra 60 mm e 90 mm.
Rispetto a quello “standard”, il processo
ESW ad “alta velocità” consente una
maggiore “efficienza” di deposito, garantendo comunque una resistenza della
placcatura al “disbonding” e una qualità
del deposito almeno pari (se non superiori) a quelle offerte dallo stesso processo ESW “standard”.
In particolare, la
minore suscettibilità al “disbonding” della placcatura ESW ad “alta
velocità” è principalmente attribuita
ad una maggiore
severità del suo
ciclo termico di
saldatura e al maggiore affinamento
del grano del materiale base (riconducibili al minore
apporto termico
specifico), in vicinanza dell’interfaccia
con la placcatura (ciò è favorevole anche
per contrastare possibili fenomeni di
criccabilità nella ZTA del materiale
base).
2. Panoramica sui fattori che
possono influenzare la
resistenza al “disbonding”
della placcatura
Il “disbonding” di placcatura (mediante
saldatura) su reattori si è constatato, in
molti casi durante la fase di “shut-down”
degli apparecchi, soprattutto in presenza
di elevati gradienti di raffreddamento
(superiori a 150°C/h) e/o di ripetuti cicli
di “shut-down”. Il distacco si localizza
tipicamente all’interfaccia tra placcatura
e materiale base, all’interno di una
stretta “zona” di deposito adiacente all’interfaccia stessa (detta “zona di interfaccia”), a seguito della locale concentrazione di idrogeno e conseguente
infragilimento della sua microstruttura.
La microstruttura di questa zona della
placcatura è molto complessa ed è il risultato di fenomeni di migrazione del
carbonio durante il PWHT, nonché di diluizione parziale tra materiale base e
d’apporto.
2.1 Metallurgia della zona di
interfaccia
Più precisamente, nella zona di interfaccia possono essere identificate le seguenti microstrutture (Fig. 1):
• martensite rinvenuta e carburata all’interfaccia (di durezza superiore a
400 HV);
Figura 1 - Disbonding su placcatura in SAW
a nastro in AISI 309.
2.2 Meccanismo di “disbonding”
È ormai consolidato che il “disbonding”
sia la conseguenza di un infragilimento
da idrogeno. Il fenomeno di “cracking”
avviene a temperature prossime a quella
ambiente, dopo un certo tempo di incubazione.
Dato che il “disbonding” è essenzialmente di tipo intergranulare, è possibile
che qualunque meccanismo che fragilizzi il bordo grano possa influenzare negativamente la resistenza al “disbonding” stesso.
Come già riferito, il “disbonding” si localizza nella zona di interfaccia, con
livelli di durezza superiori a 400 HV sviluppati dopo PWHT. Questi alti livelli di
durezza evidenziano la presenza di martensite “fresh” sulla cui formazione
dopo PWHT possono essere formulate
le seguenti ipotesi.
• La martensite si forma in fase di saldatura a seguito della locale variazione di composizione chimica del
deposito di placcatura conseguente
alla diluizione con il materiale base.
• La suddetta zona ad alta diluizione a
struttura martensitica dopo saldatura
può re-austenitizzarsi durante il
PWHT, convertendosi in martensite
“fresh” in fase di raffreddamento del
PWHT stesso (fenomeno noto come
“reversione”).
• La migrazione di carbonio in PWHT
dal materiale base verso la placcatura
Area disbonded, %
può destabilizzare l’austenite
MMA
a seguito della
HS (SAW)
conseguente
ESW
precipitazione
SAW high current
dei carburi ed
SAW low current
incremento
della sua temperatura di M start ,
determinandone
una trasformazione in martensite durante il
raffreddamento
Hydrogen charging pressure, bar
del PWHT (feFigura 2 - Effetto di diversi processi di
nomeno noto
saldatura sulla resistenza al “disbonding”
come “destabiper la combinazione di materiale d’apporto
lizzazione della
AISI 309/347.
austenite”).
L’idrogeno responsabile dell’infragilisaldatura realizzati con SAW e ESW ad
mento tende ad accumularsi nella zona
“alta velocità” hanno mostrato, in molti
di interfaccia in quanto la sua solubilità
casi, una resistenza al “disbonding” sunell’austenite del deposito di saldatura è
periore a quella di depositi con SAW e
significativamente superiore a quella
ESW “standard”.
nel materiale base, mentre la sua diffuAnche i parametri di saldatura possono,
sività nella placcatura è di molto infeper un dato processo di placcatura, inriore a quella nello stesso materiale
fluenzare la suscettibilità al “disbonbase. Ciò determina appunto un accuding” del placcato, ma non a tal punto da
mulo di idrogeno nel riporto di placcamodificarne radicalmente il comportatura.
mento, più legato alla metallurgia della
zona di interfaccia e poco influenzato da
2.3 Fattori influenzanti il
possibili variazioni nei parametri di sal“disbonding”
datura principali. In genere, per i proVariabili del processo di saldatura
cessi di saldatura SAW e ESW, i depositi
Sebbene non sia possibile definire una
ad “alta velocità” consentono di miglio“classifica” (ranking) dei vari processi di
rare la resistenza al “disbonding” risaldatura impiegabili (SMAW, SAW,
spetto ai depositi con SAW e ESW
ESW) in termini di suscettibilità al “dis“standard” (Fig. 2).
bonding” dei relativi depositi di placcatura, si può sicuramente constatare
una resistenza al
309L/347
“disbonding” del
309LMo/308L
deposito di salda309Nb/347
tura con processo
308L/347
manuale ad eletERNiCr-3/ERNiCr-3
trodo
rivestito
(SMAW) nettamente superiore a
quella offerta dai
depositi di placcatura con processi a
bassa diluizione
(SAW e ESW)
(Fig. 2).
Nell’ambito dei
Figura 3 - Risultato di prove di “disbonding”
processi di placcasu placcature in SAW a nastro, per diverse
combinazioni di materiali d’apporto Cr-Ni e
tura a bassa diluiNi-Cr.
zione, i depositi di
Area disbonded, %
• una stretta “banda” di martensite non
rinvenuta (martensite “fresh”) al
bordo della zona di martensite rinvenuta (di cui al punto precedente);
• austenite con evidente precipitazione
di carburi a bordo grano nella zona
più distante dall’interfaccia;
• austenite con ferrite delta, interessata
ancora da precipitazione di carburi
per una banda di limitato spessore (in
genere dell’ordine di 100 μm).
Ne consegue pertanto che la placcatura
non contiene ferrite (delta) in tale zona,
a prescindere dal contenuto di ferrite nel
restante deposito di saldatura.
La zona di interfaccia corrisponde ad
una zona con composizione di transizione tra il materiale base e la placcatura vera e propria.
All’interfaccia con la placcatura, lato
materiale base, si osserva una decarburazione dovuta alla migrazione del carbonio durante il PWHT.
As-welded
30h at 690 C
30h at 690 C + 16h at 580 C
30h at 690 C
10 h at 690 C
Area disbonded, %
Area disbonded, %
1h at 690 C
Figura 4 - Effetto del PWHT su placcatura
in SAW a nastro ad “alta velocità”
con combinazione di materiali d’apporto
309L /347.
lizzazione meccanica del deposito piuttosto che massimizzarne la resistenza al
“disbonding” (estremizzando, placcature
ad altissimo contenuto di ferrite si comporterebbero meglio nei confronti del
“disbonding”, ma sarebbero troppo suscettibili all’infragilimento da idrogeno).
PWHT
Premesso che il “disbonding” può verificarsi sia allo stato “as-welded” che dopo
PWHT, si constata che la suscettibilità al
“disbonding” cresce al crescere dei
tempi e delle temperature di PWHT
(Fig. 4). Ciò può essere messo in relazione alla maggiore tendenza del deposito alla formazione di martensite
“fresh” durante il raffreddamento
del PWHT, a seguito della re-austenitizzazione (parziale) della martensite originaria di saldatura (reversione) e/o destabilizzazione dell’austenite, favorite
appunto da PWHT lunghi e ad alta temperatura.
Per incrementare la
resistenza al “disbonding” del placcato dopo singolo
PWHT, si è pensato
di applicare un
secondo PWHT, da
effettuarsi però a
temperature di stasi
inferiori (indicativamente nell’intervallo 580 ÷ 650°C),
allo scopo di rinvenire la quota di
martensite “fresh”
formatasi a seguito
del primo PWHT, minimizzando nel
contempo la formazione di nuova martensite sia per reversione sia per destabilizzazione della austenite. In effetti, l’applicazione di un secondo PWHT a più
bassa temperatura ha consentito di
avere, in molti casi testati, un effetto favorevole nei confronti della resistenza al
“disbonding” (Fig. 5).
Spessore della placcatura
Ragionando teoricamente sulla diffusione dell’idrogeno attraverso la parete
di apparecchi a pressione in esercizio, si
può ipotizzare che un incremento dello
spessore della placcatura tenda a ridurre
la concentrazione di idrogeno nella zona
di interfaccia durante lo “shut-down”.
Varie prove di laboratorio dimostrano
che un incremento dello spessore di
placcatura tende a ridurre l’estensione
del “disbonding” (Fig. 6).
Threshold pressure, bar
Tipo di materiale d’apporto
Con una certa generalità, si può dire che
placcature realizzate con materiali d’apporto Ni-Cr (p.e. ERNiCr-3) hanno una
minore suscettibilità al “disbonding” rispetto a placcature in Cr-Ni (p.e. acciaio
inossidabile tipo AISI 304 e 347). Ciò
può essere messo in relazione alla
minore tendenza della placcatura in
Ni-Cr alla formazione di martensite
nella zona di interfaccia (Fig. 3).
Nell’ambito delle placcature in acciaio
inossidabile austenitico, si può affermare
che in genere la resistenza al “disbonding” è favorita da alti contenuti di
ferrite da parte del deposito di placcatura
e poco influenzata dalla presenza di
niobio (usato nell’acciaio inossidabile
“stabilizzato” del tipo AISI 347). Depositi di saldatura contenenti molibdeno
non mostrano in genere maggiore suscettibilità al “disbonding” di depositi che ne
sono privi; la loro resistenza al “disbonding” è comunque influenzata dal contenuto di ferrite, tipicamente più basso rispetto a depositi in AISI 308 e 347.
Se è vero che contenuti elevati di ferrite
nel deposito di placcatura (maggiori del
10%) sono da considerarsi favorevoli nei
confronti della resistenza al “disbonding”, è necessario che il contenuto
stesso di ferrite non sia comunque eccessivo, allo scopo di evitare un marcato infragilimento da idrogeno del materiale
di placcatura, con conseguente severa
penalizzazione delle sue caratteristiche
di duttilità/allungamento. Pertanto, il requisito sul contenuto di ferrite nel range
3%÷10%, spesso richiesto per la placcatura, è finalizzato a contrastare la fragi-
Figura 5 - Effetto del doppio PWHT (con
secondo PWHT a bassa temperatura) su placcatura in SAW a nastro “standard” con combinazione di materiali d’apporto 309L /347.
Cladding thickness, mm
Figura 6 - Effetto dello spessore della placcatura sulla suscettibilità al “disbonding” per
primi strati di deposito in 309L, 309Nb e 347.
2.4 Considerazioni conclusive sulla
prevenzione del “disbonding”
Nonostante non esista ancora in letteratura una opinione condivisa circa il ruolo
dei fattori influenzanti il rischio di “disbonding”, è possibile almeno estrapolare
le seguenti raccomandazioni conclusive,
volte a prevenire/minimizzare la suscettibilità al “disbonding” di depositi di
placcatura in acciaio inossidabile austenitico (applicabili per processi di saldatura SMAW, SAW e ESW).
• Impiegare opportuni trattamenti
termici di deidrogenazione degli apparecchi placcati prima del raffreddamento di “shut-down”.
• Applicare un PWHT supplementare a
bassa temperatura (inferiore a
650°C).
• Evitare primi strati di deposito a
basso contenuto di ferrite.
• Applicare doppio PWHT (il secondo
PWHT deve essere a bassa temperatura).
• Usare materiali base modificati con
aggiunta di vanadio (per incrementarne intrinsecamente la resistenza all’attacco da idrogeno ad alta temperatura).
Le prime due raccomandazioni si riferiscono essenzialmente a componenti già
eserciti, mentre le restanti riguardano la
fabbricazione di nuovi apparecchi.
3. Criteri di selezione del
processo
Il processo ESW può essere impiegato
con nastri di dimensione diversa. È
chiaro che per il costruttore la scelta
sarebbe quella di utilizzare la dimensione di nastro più grande possibile
perché sarebbe la soluzione con il più
alto tasso di deposito. Il Grafico 1 riassume la comparazione del tasso di deposito “arco acceso” delle diverse applicazioni di detto processo. La scelta della
dimensione del nastro dipende però
anche da altri fattori quali le dimensioni
del pezzo da depositare e l’investimento
che il costruttore è disposto a fare.
La scelta della società Belleli Energy è
quella di utilizzare il processo di nuova
generazione anche denominato ESW
Alta Velocità (≥ 30 cm/min) con i seguenti limiti d’impiego:
• processo ESW nastro da 90 mm per depositi da eseguire su virole di diametro
≥ 1800 mm, aventi spessori ≥ 90 mm;
• in alternativa, quando le dimensioni
dei pezzi da depositare non lo consentono, processo ESW con nastro da
60 mm per depositi da eseguire su
virole di diametro ≥ 1300 mm, aventi
spessori ≥ 70 mm.
4. Stato dell’arte nell’uso del
processo ESW standard
(monostrato)
A partire dagli anni ’80 fino al 2002 il
processo consolidato era il processo
ESW che, per distinguerlo dal nuovo,
definiamo nel seguito come “standard”.
L’utilizzo di nastri di larghezza 30, 60,
90, 120 e 150 mm era possibile con l’impiego di generatori di corrente, a quel
tempo offerti dal mercato, utilizzati singolarmente o collegati tra loro in parallelo
(n° 2 o 3 generatori in parallelo) (Tab. I).
Dal confronto tra gli investimenti richiesti, la difficoltà a
controllare
il
bagno di saldatura
per ottenere un deposito contenuto
nel volume (spessore), buono nella
forma (piatto) e costante come qualità
(costanza di analisi
chimica e ferrite
soddisfacenti le richieste), la società
Belleli scelse la soluzione con il
Processo elettroscoria (ESW), processo arco sommerso (SAW)
nastro di larghezza
uguale a 90 mm.
Grafico 1 - Tasso di deposito [kg/h].
Tasso di deposito kg/ora (arco acceso)
Condizioni di raffreddamento
Vari studi ed esperienze pratiche hanno
messo in evidenza come il “disbonding”
possa essere controllato attraverso un
controllo della velocità di raffreddamento dalla temperatura di picco. Più
precisamente, bassi gradienti di raffreddamento sono favorevoli in quanto permettono una maggiore deidrogenazione
della zona di interfaccia, quindi un
minore rischio di “cracking”.
TABELLA I - Condizioni di saldatura processi “standard”.
Condizioni di saldatura ed elementi caratterizzanti il processo “standard”
Processo
SAW
SAW
ESW
ESW
ESW
ESW
Dimensione nastro
60 x 0.5
90 x 0.5
60 x 0.5
90 x 0.5
120 x 0.5
150 x 0.4
Tipo di nastro
309 LNB
309 LNB
21.11 LNB
21.11 LNB
309 LNB
309 LNB
Corrente (A)
700
1900
1250
1900
2600
2600
Tensione (V)
27
26
25
25
25
25
Velocità (cm/min)
12
15
20
21
19
16
15.8
13.8
15.6
15
17.1
16.3
30
30
30
30
30
30
4.3
4.5
4.8
4.5
5
5
7÷8%
7%
7%
8%
8%
8%
Apporto termico (kJ/cm)
Stick out (mm)
Spessore del deposito (mm)
Ferrite magnetica
5. Innovazione (nuovi flussi)
ESW alta velocità
(monostrato): criteri che
hanno portato alla scelta del
processo ESW ad alta velocità
con nastro da 90 × 0.5 mm
Figura 7 - Testa attrezzata.
Figura 8 - Processo ESW ad “alta velocità”: sistema in funzione.
Anche in questo nuovo scenario
la società Belleli ha scelto la soluzione
con il nastro di larghezza uguale a
90 mm.
TABELLA II - Condizioni di saldatura processo ESW
ad “alta velocità”.
Condizioni di saldatura ed elementi caratterizzanti
il processo ad “alta velocità”
Processo
Dimensione nastro
Tipo di nastro
Corrente (A)
Tensione (V)
Velocità (cm/min)
Apporto termico (kJ/cm)
Stick out (mm)
Spessore del deposito (mm)
Ferrite magnetica
ESW
60 x 0.5
309 LNB
1400
25
35
10.3
35
4.5
4÷5%
ESW (1)
90 x 0.5
309 LNB
2400
25
35
11.4
35
4
5%
(2)
2700
25
40
11.3
35
4
5÷6%
6. Risultati tecnici a confronto
Vedere Grafici 2 e 3, Figure 9, 10 e 11 e
Tabella III seguenti.
Deposito - Rapporto peso/superficie
(kg depositato x m² di superficie)
Con lo studio e la proposta di nuovi
flussi, da parte di alcuni fornitori di
materiali di saldatura, si è potuto rivalutare il modo di utilizzare il processo
ESW.
La comparazione con il processo
tradizionale (standard) è facile ed i
vantaggi sono immediati ed evidenti
(Tab. II):
1. più che un vantaggio una premessa:
l’impianto di saldatura e la testa di
saldatura raffreddata ad acqua forzata
sono gli stessi (nessuna modifica è richiesta - Figg. 7 e 8);
2. uso di velocità di saldatura più
elevate;
3. aumento del tasso di deposito aumentando i parametri elettrici (A e V);
4. la scelta di velocità più elevate e l’aumento dei parametri elettrici non ha
comportato comunque un aumento
degli apporti termici (buona cosa pensando ai temi legati alla corrosione ed
al disbonding);
5. diminuzione delle diluizioni;
6. diminuzione dello spessore del deposito come conseguenza della minore
diluizione (minore quantità di nastro
da depositare);
7. diminuzione dei tempi di esecuzione;
8. diminuzione dei costi del deposito;
garantendo nel contempo l’analisi
chimica richiesta dai codici e valori di
ferrite più centrati rispetto alle richieste
dei clienti.
Processo elettroscoria (ESW), processo arco sommerso (SAW)
Grafico 2 - Deposito - Rapporto peso/superficie [kg/m²].
Figura 9 - Foto macrografia del deposito eseguito con processo ESW “standard” per valutazione di: profilo superficie del deposito → piatto;
profilo della passata con il materiale base → buono; profilo della penetrazione → uniforme, anche nella zona della sovrapposizione della
passata; spessore deposito = 4.5 mm; penetrazione = 1.5 mm; diluizione = 25% circa.
Figura 10 - Foto macrografia del deposito eseguito con processo ESW ad “alta velocità” per valutazione di: profilo superficie del deposito
→ piatto; profilo della passata con il materiale base → buono; profilo della penetrazione → uniforme, anche nella zona della sovrapposizione
della passata; spessore deposito = 4.0 mm; penetrazione = 1.0 mm; diluizione = 20% circa.
Grafico 3 - Andamento degli elementi Cr, Ni, Nb nello spessore di
4 mm relativo al deposito eseguito con processo ESW “alta velocità”
con nastro 90 x 0.5 mm.
Figura 11 - Risultato prove di disbonding dopo raffreddamento in
acqua di provini eseguiti con processo ESW ad “alta velocità”.
TABELLA III - Analisi chimica tipica del nastro utilizzato.
Composizione chimica (%)
C
0.016
Mn
2.180
Si
0.430
S
0.002
7. Verifica del deposito in produzione mediante u.t. lato deposito (Tecnica 1 secondo ASME
Sec.V Art. 4, para T-473)
Con la Tecnica 1 il criterio di accettabilità è più restrittivo, poiché si confronta
il difetto con un riflettore campione la
cui superficie riflettente è un disco di
P
0.017
Cr
23.600
Ni
12.450
diametro 3 mm, o la generatrice di un cilindro di diametro 1.5 mm. La tecnica
permette di individuare, oltre a mancanze di adesione, anche difetti presenti
all’interno dello spessore di deposito.
Occorre precisare però che, con un processo di placcatura monostrato (quale tipicamente è ESW), l’incidenza di questi
difetti è praticamente nulla.
Mo
0.100
Nb
0.730
Cu
0.070
N
0.048
Poiché questa tecnica prevede di effettuare la scansione soltanto dal lato placcato, possono rendersi necessarie operazioni preliminari di ‘dressing’ della
superficie per rendere il profilo adatto ad
ottenere il grado di accoppiamento necessario (soprattutto su depositi eseguiti
con processo SMAW, come i ripristini di
placcatura).
8. Verifica del deposito in
produzione mediante u.t. lato
materiale base e/o lato
deposito (Tecnica 2 secondo
ASME Sec.V Art. 4, para T-473)
Con la Tecnica 2 il criterio di accettabilità è meno restrittivo, essendo il riflettore campione di superficie riflettente
maggiore. Non bisogna dimenticare,
però, l’effetto dovuto alla divergenza del
fascio in campo lontano, effetto che
diventa preponderante per spessori
elevati. Anche questa tecnica consente,
con gli opportuni trasduttori, il rilevamento di discontinuità situate nello spessore della placcatura, anche se il codice
ASME non lo esplicita. Poiché questa
tecnica prevede di eseguire la scansione
indifferentemente da una delle due superfici, non sono a rigore richieste operazioni di molatura preliminari per garantire l’accoppiamento, e questa tecnica
consente, con un solo blocco di riferi-
mento, di controllare le placcature ESW
a nastro ed anche i ripristini eseguiti con
altri processi (SAW, SMAW, FCAW).
Si cita anche la tecnica di controllo
dell’adesione definita in ASME Sec. II,
SA-578, che prevede controllo a reticolo
e criteri di accettabilità ancora meno restrittivi. A rigore, questa norma si
applica soltanto a lamiere placcate per
laminazione od esplosione, anche se
viene spesso richiesta nella costruzione
di apparecchi in pressione.
Chromium, equivalent = %Cr + %Mo + 1.5 x %Si + 0.5 x %Cb
Figura 12 - De Long Weld Metal Delta Ferrite Content Diagram.
Nickel, equivalent = %Ni + 30 x %C + 0.5 x %Mn
Il controllo del contenuto di ferrite magnetica può essere eseguito, sui depositi
di produzione, mediante un ferritoscopio, strumento funzionante sul principio
dell’induzione magnetica: si correla il
flusso misurato dalla sonda con la ferrite
presente nel campione di taratura (il cui
contenuto di ferrite, misurato con esame
metallografico, è certificato).
Questo sistema, estremamente versatile,
semplice e rapido nell’applicazione,
risente però di alcune limitazioni, ed in
particolare: l’orientazione dei domini
magnetici influisce sulla misura (quindi
eventuali deformazioni a freddo falsano
il valore, così come la posizione del trasduttore rispetto al deposito), l’effetto
della saturazione diventa non trascurabile per valori di ferrite medio-alti.
Nel dettaglio, il valore di Ferrite
Number (FN) che si legge sul ferritoscopio equivale al valore di ferrite percentuale solo fino a 7, mentre, per valori più
elevati, il valore di FN letto risulta superiore al valore di Fe% di diversi punti, a
causa della saturazione.
Ciò risulta evidente osservando, per
esempio, il diagramma di De Long riportato nella Figura 12.
Per limitare l’influenza di queste incertezze sulla misura del contenuto di
ferrite con strumento portatile, senza ricorrere alla misura della ferrite metallografica, si possono adottare differenti
formule di calcolo, a partire dai valori
degli elementi di lega (Cr-equivalenti e
Ni-equivalenti misurati, ad esempio, con
uno spettrometro portatile). Si presentano le Formule più note (Schaeffler, De
Long, WRC) (Figg. 12, 13 e 14).
L’andamento dei valori di ferrite magnetica dei depositi ESW ad “alta velocità”
è estremamente costante e ripetitivo. I
controlli, eseguiti prima del PWHT, sui
depositi delle virole (nastro da 90 mm)
attestano valori da 6 a 7.5 FN (da 5 a 6
FN dopo PWHT).
La dispersione aumenta leggermente se
si considerano le variazioni di profilo
come gli slalom, i sormonti o le riprese
di placcatura, dove è necessaria una cura
attenta per evitare l’innalzamento del
contenuto di ferrite a valori fino a 9 FN,
o anche superiori.
Chromium, equivalent = %Cr + %Mo + 1.5 x %Si + 0.5 x %Nb
Figura 13 - Schaeffler Weld Metal Delta Ferrite Content Diagram.
Nieq = Ni + 35 C + 20 N + 0.25 Cu
9. Controllo del contenuto di
ferrite magnetica: confronto
fra le scale FN, Fe% e le
formule proposte per il calcolo
Nickel, equivalent = %Ni + 30 x %C + 30 x %N + 0.5 x %Mn
Creq = Cr + Mo + 0.7 Nb
Figura 14 - WRC 1992: Weld Metal Delta Ferrite Content Diagram.
10. Conclusioni
Rispetto all’uso del processo ESW
“standard”, con il processo ESW ad
“alta velocità” si deposita meno e con
velocità più elevate.
Da quanto detto si ottiene un conseguente risparmio:
• sui tempi globali d’esecuzione del deposito (ore spese)
// TEMPO: - 40% per ESW (1) in Tab. II
// TEMPO: -47% per ESW (2) in Tab. II
• sui tempi solari
• sul peso di nastro depositato
// kg: -11%
• sui costi // COSTO COMPLESSIVO:
- 4,2% (rif. variabile legato al costo
orario della Società)
con garanzia della qualità richiesta per il
deposito, soddisfacendo le richieste più
severe imposte dagli utilizzatori degli
apparecchi a pressione.
Bibliografia
[1]
Gittos F., Robinson L., Gooch G.: «Disbonding of austenitic stainless
steel cladding following high temperature hydrogen service», Doc.
IIW IX-H-653-07 - 2007
[2]
Pashold R., Karlsson L., Gittos F.: «Disbonding of austenitic weld overlays in
hydroprocessing applications», Svetsaren n° 1 - 2007.
[3]
Tanaka O., Takeba K., Matsushita Y.: «Improvement in hydrogen-induced
disbonding susceptibility», Welding Review - May 1984.
Fausto FORONI, ha conseguito il diploma di Perito Industriale Metalmeccanico nel 1975, è Welding Engineer Manager and
Supervisor e Welding Inspector level III. Dal 1976 in Belleli come Welding Engineer Coordinator, quindi dal 1997 in FRO
Saldatura (gruppo Air Liquide Welding) in qualità di Product Manager for Welding Consumables. Dal 2002 è occupato presso la
società Belleli Energy C.P.E. di Mantova. È in possesso della certificazione di “International Welding Technologist” (IWT).
Michele MUSTI, diplomato Perito Elettronico, dal 1983 è dipendente presso la ditta Belleli Energy C.P.E. di Mantova nella
quale occupa il ruolo di Welding Engineer. La sua attività è particolarmente dedicata all’area qualifica dei processi di saldatura
e saldatori. Dal 1995 è certificato “European Welding Technologist”(EWT).
Nicola MAESTRI, ha conseguito la Laurea in Ingegneria Meccanica presso l’Università di Bologna nel 2003. È Responsabile
del Controllo Qualità di stabilimento presso la società Belleli Energy C.P.E. di Mantova. Ha ottenuto la certificazione di
“International Welding Engineer” (IWE) e la certificazione Livello 3 EN 473 PT, MT, UT, RT.
Marcello MANDINA, laureato in Ingegneria Meccanica presso l’Università di Genova nel 1994. Funzionario dell’Istituto
Italiano della Saldatura dal 1995; attualmente è Responsabile dell’Area Caldareria della Divisione Assistenza Tecnica
Saldatura. Svolge attività di ispezione ed assistenza tecnica nel campo delle strutture saldate, con particolare riferimento alla
fabbricazione, controllo e riparazione di apparecchiature e sistemi in pressione.
La saldatura nei francobolli
Robot di saldatura
(Welding robots)
Italia 1983
Svezia 1984
Germania (DDR) 1987
La costruzione del template per la
gigantesca piattaforma Tombua Landana
E. de Man *
A. van Aartsen **
Sommario / Summary
Più grossa e più pesante, e con le tolleranze più strette finora
richieste: questa in sintesi la sfida raccolta da Heerema Vlissingen per la costruzione del template della piattaforma petrolifera Tombua Landana alta 474 metri. Le soluzioni sono
state trovate in una logistica attenta e in un assemblaggio di
precisione, con l’ausilio di tecniche sofisticate di saldatura.
Thicker and heavier, and with sharper tolerances than ever
before - this was in essence the challenge Heerema Vlissingen
faced in the construction of the template for the Tombua
Landana oil and gas platform. The answer was found in
smart logistics and precision work, supported by proven
welding solutions.
Keywords:
Cored filler wire; design; FCA welding; GMA welding; manufacturing; mechanical properties; offshore structures; structural steels; submerged arc welding; tubular constructions.
* ESAB Nederland BV - Amersfoort (Olanda).
** Heerema Vlissingen BV - Vlissingen (Olanda).
E. de Man e A. van Aartsen - La costruzione del template per la gigantesca piattaforma Tombua Landana
La struttura di base della
piattaforma Tombua Landana
La struttura di base della torre (Tower
Base Template - TBT) copre una superficie di 40x40 metri, è alta 24 metri e pesa
3000 tonnellate. Comprende 12 pali di
fondazione che pesano in totale 9500
tonnellate. È stata completata e spedita
in Angola nel Dicembre 2007.
La Figura 1 mostra lo schema costruttivo
del template. I componenti principali
sono i “pile sleeve clusters”, i “rows” ed
i martinetti per il livellamento. Non sono
mostrati, ma verranno descritti più
avanti, gli attacchi per il sollevamento
utilizzati dalle gru degli speciali pontoni
HMC per la messa in opera.
I pile sleeve clusters costituiscono gli
angoli del template; hanno il compito di
guidare i 12 pali di fondazione che verranno infissi, attraverso loro, nel fondo
del mare. Elemento cruciale durante
l’installazione dei pali lunghi 190 metri
a quasi 400 metri di profondità sono i
coni aperti (pile catchers) alla sommità
dei “pile sleeves”; essi dovranno accogliere i pali di fondazione appesi alla gru
e guidarli nei pile sleeves, dopo di che i
pali verranno infissi nel fondale.
Parte della lunghezza dei pali di fondazione rimarrà sporgente sopra i pile
sleeves. La Tower Base Section - TBS
(parte inferiore della torre) verrà piazzata sopra di essi e fissata al Tower Base
Template - TBT.
I rows sono costruzioni reticolari di tubi
che collegano i quattro pile sleeve clusters a formare un insieme rigido.
Quattro martinetti di livellamento,
montati sulle colonne centrali del traliccio, posizioneranno il TBT sul piano
orizzontale con grande precisione.
L’intero progetto Tombua Landana è caratterizzato dalle tolleranze di costruzione molto strette, dato che le strutture
saranno montate una sull’altra in acque
profonde 400 metri, una situazione che
penalizza inflessibilmente ogni disallineamento.
La struttura TBT è costruita con tolle-
ranze tre volte più precise rispetto a
quelle richieste in una normale costruzione offshore. Inoltre, essendo la prima
parte della torre ad essere costruita, tutti
gli occhi erano puntati su Heerema. Due
responsabili della Daewoo e due della
Chevron hanno supervisionato il progetto e ispezionato regolarmente la costruzione.
Tipi di acciaio, caratteristiche
meccaniche e temperature di
preriscaldo
Gli acciai sono stati scelti in accordo a
“General Specification 1.14 - Structural
steels and other materials” emessa da
Cabinda Gulf Oil Company per i progetti nel blocco 14. In questa specifica i
materiali vengono classificati I ed I-X, II
e II-X, III, IV e V. I materiali tipo I sono
per elementi strutturali e giunti tubolari
scatolati veramente critici ed i materiali
tipo II per elementi e giunti dove una
frattura è rischiosa per la struttura. I materiali III, IV, V sono per componenti
non critici.
Heerema Vlissingen ha acquistato
vari tipi di lamiere del tipo EN 10225
Grado 355 (laminate con controllo termomeccanico) e del tipo API 2MT1, per
soddisfare i requisiti I e II, rispondenti
anche ai requisiti “through thickness
properties”. Tutti i principali tipi di
acciaio sono stati forniti da Dillinger
Hüttewerke in Germania.
Le caratteristiche meccaniche delle saldature sono fissate dalla “General Specification 1.15 - Structural welding and inspection” emessa da Cabinda Gulf Oil
Company. Per tutte le qualifiche della
procedura di saldatura sono state richieste le prove Charpy-V sia sul deposito
che sulla zona termicamente alterata con
intaglio posto al centro della saldatura,
sulla linea di fusione e a 2 mm dalla
linea di fusione.
Per gli acciai tipo I e II, con spessore
uguale o superiore a 63 mm, sono state
richieste prove CTOD del deposito e
della zona termicamente alterata, da effettuare sugli spessori più elevati da
saldare utilizzando le più alte temperature di preriscaldo e di interpass consentite dalle procedure di saldatura da qualificare. La Tabella I mostra una serie di
requisiti CVN e CTOD. In aggiunta è
stato stabilito un ulteriore requisito di
durezza pari a 325 HV10 max nella
sezione trasversale della saldatura.
In questo tipo di costruzioni, caratterizzate da grossi spessori, è essenziale prevenire le cricche da idrogeno (cold cracking); per cominciare, vengono utilizzati
acciai con limitata temprabilità. La specifica “General Specification 1.14 Structural steels and other materials”
Figura 1 - La struttura di base TBT (in colore grigio), la sezione inferiore della torre TBS (in
colore marrone) ed i pali di fondazione.
TABELLA I - Caratteristiche meccaniche WPQ per acciai tipo I e II.
CVN
CTOD
Tipo acciaio
minimo medio
minimo singolo
spessore
minimo
I
34 J /-40°C
27 J /-40°C
<76 mm
>76 mm
0.25 mm/-10°C
0.38 mm/-10°C
II
34 J /-18°C
27 J /-18°C
<76 mm
>76 mm
0.25 mm/-10°C
0.38 mm/-10°C
TABELLA II - Procedura di preriscaldo e interpass.
Spessore
Preriscaldo
Interpass
<38 mm
38-65 mm
>65 mm
10°C
65°C
110°C
<200°C
<200°C
<200°C
indica un valore massimo Pcm di 0.23
(formula CE estesa).
In saldatura, oltre all’impiego di materiali d’apporto a basso idrogeno, il preriscaldo è essenziale per la prevenzione
delle cricche a freddo. La specifica
Cabinda “General Specification 1.15 Structural welding and inspection” fa riferimento ad AWS D1.1, per le temperature di preriscaldo e di interpass da utilizzare.
Per gli acciai tipo I e II, la Tabella II
mostra le temperature di preriscaldo e interpass in funzione degli spessori,
secondo la Tabella 3.2 delle norme AWS.
Procedimenti di saldatura e
materiali d’apporto
Le costruzioni offshore, generalmente,
sono caratterizzate dall’utilizzo di
lamiere e di tubi di grosso spessore, con
giunti in tutte le posizioni di saldatura.
Un certo numero di giunti può essere effettuato in piano, ma la gran parte del
lavoro è costituita da interventi manuali
su parti spesso complesse come i nodi
nel “jacket”.
Heerema Vlissingen applica tre principali procedimenti:
• Saldatura manuale con fili animati
flux-cored per tutte le posizioni
• Saldatura ad arco sommerso in piano
per giunti di grosso spessore
• Saldatura manuale con elettrodi per i
giunti di più difficile accessibilità.
La scelta dei materiali d’apporto per
questi procedimenti è basata sulle caratteristiche meccaniche, sulla produttività
e, molto importante, sul basso contenuto
di idrogeno (Tab. III).
Saldatura con fili animati flux-cored
Per le saldature manuali in posizione è
stato impiegato quasi esclusivamente
Filarc PZ6138 - Ø1.2 mm, abbinato ad
una miscela di gas Ar/CO2.
Filarc PZ6138 è un filo animato rutilico,
adatto per tutte le posizioni, con 0.9%
nichel e micro-legato con titanio e boro
per ottenere buoni valori di resilienza a
-60°C e buone proprietà CTOD a -15°C.
Le proprietà del deposito sono state sufficienti per quasi tutti i progetti che
Heerema ha realizzato da molti anni.
Inoltre, il filo animato offre un tasso di
deposito nelle saldature in posizione non
ottenibile con altri procedimenti manuali
(3-4 kg/h al 100% in CC) ed ha una eccellente saldabilità, operando in sprayarc senza spruzzi in una vasta gamma di
parametri di saldatura. Le passate di
fondo possono essere effettuate con supporto ceramico.
È stato essenziale, quando Heerema
Vlissingen ha scelto il filo Filarc
PZ6138, che ESAB fosse in grado di garantire che il livello di idrogeno rimanesse nella classe EN H5, per ogni lotto
di produzione e per molti anni. Questo
dato, insieme con una vita a magazzino
praticamente illimitata ed un minimo assorbimento di umidità durante il lavoro
in cantiere, ha facilitato la scelta di
questo filo per la costruzione.
Heerema Vlissingen utilizza anche il filo
basico Filarc PZ6125 per le passate di
fondo senza supporto ceramico.
Saldatura ad arco sommerso
Per questo procedimento è stata scelta
una inusuale combinazione flusso/filo:
ESAB OK Flux 10.47 con filo OK
Tubrod 15.24S - Ø 4 mm; un abbinamento di flusso fuso e filo animato
basico.
I flussi fusi, utilizzati con fili pieni, non
sono mai stati la migliore scelta per costruzioni impegnative, per le scarse caratteristiche meccaniche. Presentano tuttavia certi vantaggi: il più importante per
la saldatura di strutture offshore è la loro
completa non-igroscopicità (Fig. 2) che
consente di utilizzarli senza procedure di
ricondizionamento.
Migliorando le caratteristiche meccaniche del deposito con l’utilizzo di un filo
animato basico, anziché utilizzare un
flusso agglomerato altamente basico,
questo abbinamento raggiunge le se-
TABELLA III - Materiali d’apporto a basso idrogeno utilizzati nel progetto Tombua Landana.
Materiali ESAB
Filarc PZ6125
Filarc PZ6138
OK Flux 10.47 / OK Tubrod 15.24S
Filarc 76S
Classificazione EN
758:T 42 6 1Ni B M 1H5
758:T 46 5 1Ni P M 1H5
EN: S 46 5 AB T3Ni1 (AW)
499: E 42 6 Mn1Ni B 32 H5
Classificazione AWS
5.29: E71T-5G
5.29: E81T1-Ni1MJ H4
5.23: F8A4-EC-G (AW)
5.5: E7018-G
Maggior deposito su giunto fra
lamiere da 50 mm
Incremento di produttività del 30%
Risultati dell’esposizione all’ambiente
Prove di esposizione all’idrogeno diffusibile
OK Flux 10.47 con OK Tubrod 15.24S Ø 4 mm
600 A, stickout 30 mm, 30 V
-3
Esposizione @19g H2O m (25°C, 80%RH)
Idrogeno diffusibile (ml/100 g)
10.0
8.0
Filo pieno: 48 passate
6.0
4.0
2.0
0.0
0
2
4
6
8
10
12
14
OK Tubrod 15.24S: 37 passate
Giorni
Figura 2 - OK Flux 10.47 / OK Tubrod 15.24S. Risultati dell’esposizione all’ambiente e tasso di
deposito.
guenti caratteristiche meccaniche
tipiche:
• Carico di rottura 510 MPa
• Allungamento
29%
• CVN
106 J a -50°C
• CTOD
0.95 mm a -10°C
(Heerema ha ottenuto >0.25 mm a
-29°C)
Questi risultati sono pienamente sufficienti per la gran parte delle applicazioni e questo consente di utilizzare il
flusso senza ricondizionamenti direttamente dalle confezioni originali, con
grande semplificazione delle operazioni
in cantiere. Per il progetto Tombua
Landana le qualificazioni delle procedure di saldatura sono state effettuate
alle temperature richieste ed i requisiti
meccanici sono stati soddisfatti con
ampi margini.
Un altro grande vantaggio è il tasso di
deposito del filo animato che risulta
pile sleeve
essere notevolmente più elevato rispetto
a quello di un filo pieno con flusso
basico, con il risultato di poter ridurre il
numero delle passate e di migliorare la
produttività di circa il 30%, ottimo vantaggio per ogni costruzione (Fig. 2).
Grazie alla natura vetrosa del flusso, la
robustezza del grano è notevolmente più
elevata rispetto a quella di un flusso agglomerato basico. Questo comporta
minore sbriciolamento e quindi minore
polverosità e migliore riciclo del flusso.
Saldatura con elettrodi (MMA)
È stato utilizzato l’elettrodo Filarc 76S
per le puntature e per le passate di fondo
nei giunti di difficile accesso. Filarc 76S
è un elettrodo basico che salda sia in CA
che in CC, con buone caratteristiche di
resilienza a -60°C e sottoposto a prova
CTOD nelle condizioni come saldato
(AW) e dopo ricottura di distensione
(SR).
È utilizzato da lungo tempo, sin da
quando la saldatura manuale con elettrodi era il metodo principale di costruzione per le strutture offshore. Questo
elettrodo è caratterizzato da basso tenore
di idrogeno e scarso assorbimento di
umidità ed è stato fornito in confezioni
sottovuoto VacPac, per la totale protezione fino all’utilizzo.
catcher
shear plate
upper yoke plate
lower yoke plate
main leg
Figura 3 - Costruzione del pile sleeve cluster - guida per i pali di fondazione.
Principali saldature nei gruppi di
manicotti di guida per i pali di
fondazione
La Figura 3 mostra la costruzione dei
pile sleeve clusters; sono indicati i componenti principali.
I pile sleeves, la parte che guida i pali di
fondazione, sono stati prefabbricati da
SIF Group bv, a Roermond, come pure i
pali di fondazione stessi. Anche le parti
coniche (pile catchers) sono state assiemate ai pile sleeves durante la prefabbricazione. Le saldature, in gran parte circonferenziali, sono state effettuate con
procedimento ad arco sommerso.
Heerema Vlissingen ha completato i catchers con piastre di rinforzo (Fig. 4). Ciò
ha comportato l’esecuzione di un grande
numero di giunti testa a testa a piena penetrazione e di giunti d’angolo, tutti realizzati mediante saldatura manuale con
filo animato. Dove possibile, le passate
di fondo sono state effettuate con l’ausilio di supporti ceramici.
Le giunzioni fra i pile sleeves e le piastre
di collegamento hanno comportato l’esecuzione di giunti di spessore 51 mm
preparati a K simmetrico (angolo di
apertura di 40°, distacco tra i lembi 5
mm e spalla 1mm) effettuati con arco
sommerso con combinazione filo
animato OK Tubrod 15.24S / OK Flux
10.47 e minitractor ESAB A2 (Fig. 5).
La passata di fondo di queste saldature a
piena penetrazione è stata effettuata con
PZ6125 su supporto ceramico e, per raggiungere uno spessore sufficiente a supportare le passate ad arco sommerso, è
stata aggiunta una “hot pass” con
Figura 5 - Saldatura ad arco sommerso delle
shear plates ai pile sleeves.
PZ6138. A questo
stadio la costruzione può ancora
essere girata sui posizionatori a rulli,
con l’ausilio di
contrappesi, per
poter utilizzare il
procedimento ad
arco sommerso su
entrambi i lati.
Quando due coppie
pile sleeve-piastra
di collegamento,
sabbiate e verniciate,
vengono
unite alla “main
leg”, l’insieme non può più essere
ruotato. In questo caso è stata impiegata
una combinazione di SAW per la saldatura in piano e FCAW per la saldatura
sopratesta, con passata di fondo su supporto ceramico. La preparazione dei
giunti è a K asimmetrico, la parte più
ampia (2/3) saldata in piano con il processo più produttivo arco sommerso e la
parte più ristretta (1/3) saldata in sopratesta con filo animato.
Quando viene saldato il terzo ed ultimo
pile sleeve alla main leg, la posizione del
giunto è in piano frontale. La preparazione dei giunti è ancora a K simmetrico
e viene saldato completamente con filo
animato PZ6138.
Sono state quindi saldate le “yoke
plates” superiore e inferiore con procedimento manuale a filo animato. I giunti
a X ed a K a piena penetrazione, in tutte
le posizioni, sono stati realizzati con
procedimento FCAW con filo PZ6138 e
Figura 4 - Saldatura con filo animato dei
catchers.
supporti ceramici per le passate di
fondo.
Giunti a TKY nei rows
I rows, strutture reticolari composte da
grossi tubi che collegano i quattro pile
sleeve clusters, sono prefabbricati sia nei
capannoni che all’aperto. La loro disposizione sul pavimento dello stabilimento
(Fig. 6) mostra la grande precisione dimensionale richiesta.
Le due colonne a destra e sinistra non
fanno parte della struttura; esse hanno le
stesse dimensioni delle main legs dei
pile sleeve clusters e in modo preciso
fissano le dimensioni del row prima
della puntatura.
Le tolleranze ammesse sono molto
piccole, ±6 mm sul piano orizzontale e
±3 mm sul piano verticale, e richiedono
una estrema precisione.
Figura 6 - Posizionamento dei componenti
del row, prima della saldatura. Un lavoro di
precisione.
all’esterno. La parte interna del giunto
viene saldata manualmente, in verticale
ascendente.
La passata di fondo è sostenuta da supporto ceramico. Una volta rimosse le
piastre provvisorie di montaggio, la gran
parte del deposito viene effettuata in
modo meccanizzato dall’esterno, in verticale ascendente (dalle ore 6 alle ore 12
del quadrante dell’orologio), in gran
parte con un leggero movimento di pendolamento. I parametri di saldatura
vengono variati dall’operatore in funzione della posizione.
Controlli dimensionali e finitura
delle saldature
Figura 7 - Assemblaggio del template; i rows vengono accuratamente posizionati secondo i
limiti di tolleranza con l’ausilio di colonne montanti provvisorie (a sinistra), prima della
saldatura definitiva ai montanti dei pile sleeve clusters (visibili sullo sfondo).
Si tratta di una procedura di controlli dimensionali praticamente infinita. La
stessa procedura viene ripetuta durante il
montaggio del template (Fig. 7), prima
che i rows vengano alla fine collegati
alle main legs dei quattro pile sleeve clusters.
Tutti i nodi (giunti a TKY) sono saldati
nella posizione in cui si trovano nella
Figura 7, con filo animato PZ6125 per le
passate di fondo e PZ6138 per i riempimenti. La Figura 8 mostra la saldatura
con filo animato su uno speciale giunto
TKY dei perni di sollevamento; questi
verranno usati per attaccare i cavi di sollevamento al template durante l’installazione. Parte dei perni viene saldata ad
Figura 8 - Saldatura con filo animato di un
perno di sollevamento.
arco sommerso con OK Flux 10.47 / OK
Tubrod 15.24S (Fig. 9).
Pali di fondazione
I pali di fondazione sono prefabbricati
da SIF Group bv, in lunghezze di
83-93 m. Per raggiungere la lunghezza
finale di 170-190 m, devono essere giuntati (Figg. 10 e 11). Anche questa operazione è stata effettuata con filo animato
PZ6138, ma in questo caso con un dispositivo meccanizzato ESAB Railtrac.
La preparazione del giunto, specifica per
questo metodo, è a X asimmetrico, con
la maggior parte del volume del giunto
Le normali costruzioni offshore, ad
esempio il jacket sopra il quale vengono
piazzati il deck e i moduli operativi, sono
normalmente soggette ad un rigoroso
controllo dimensionale, che però è meno
stringente rispetto al caso della struttura
Tombua Landana. Tre diverse strutture,
infatti, costruite in tre diversi cantieri,
vengono montate una sull’altra in acque
profonde circa 400 m e devono semplicemente incastrarsi una esattamente sull’altra. Questo comporta un severissimo
controllo dimensionale, circa tre volte
più preciso rispetto allo standard.
Questo è ugualmente valido sia per la
costruzione dei componenti del template
(TBT), sia per i pile sleeve clusters e i
rows.
Per esemplificare i controlli dimensionali e le loro implicazioni nelle fasi di
saldatura, ritorniamo alla costruzione dei
pile sleeve clusters, come mostrato nella
Figura 12.
Figura 9 - Saldatura ad arco sommerso di un
perno di sollevamento.
Figura 10 - Giunzione dei pali di fondazione,
sotto tende di protezione contro pioggia e
vento.
La figura mostra l’insieme completo e le
distanze nominali fra il centro dei pile
sleeves e il centro della main leg (5172.5
e 5173 mm). La massima tolleranza accettabile è di 3 mm. Una simile stretta
tolleranza è richiesta per le distanze dei
pile sleeves fra loro, nelle direzioni X e
Y e nelle mutue distanze nella direzione
Z. Questo controllo dimensionale è il requisito di base e tutto il processo
dipende da esso.
Teoricamente le yoke plates prefabbricate, con il loro cianfrino a K, devono incastrarsi perfettamente, in modo che vi
sia un distacco al vertice costante tra i
pile sleeves / main leg e i cianfrini della
yoke plate preparati a K. In pratica,
questo è estremamente difficile da ottenere. Praticamente, il distacco al vertice
appare sempre più o meno eccentrico e
deve essere corretto mediante molatura
nei punti più stretti e mediante imburratura (e seguente molatura) nei punti più
larghi.
Figura 11 - Saldatura verticale ascendente
con ESAB Railtrac e filo Filarc PZ6138.
È un grande dispendio di tempo.
Le misure sono state effettuate da tre
enti: Heerema Vlissingen, Passe-Partout
(consulente indipendente) e Chevron,
che hanno lavorato in modo completamente indipendente secondo metodi di
misura concordati. Chevron era il responsabile delle misure e delle relazioni
finali.
Un’altra attività gravosa è stata la molatura in Classe C e in Classe A delle saldature. La molatura è stata effettuata con
dischi abrasivi in ossido di alluminio.
La molatura in Classe C viene richiesta
per i giunti TKY tra gli elementi di controventatura ed il pilone centrale (al
centro di ogni row) e tra gli elementi di
controventatura e la main leg del pile
sleeve cluster. Viene effettuata per correggere l’eccessiva convessità del
cordone, intagli o incisioni marginali al
piede della saldatura. La molatura al
piede della passata di finitura deve
essere continuata fino a quando la di-
Figura 12 - Controllo dimensionale del pile sleeve cluster.
stanza tra disco e piastra non permetta
più il passaggio di un filo di 1mm di diametro (Fig. 13).
La molatura in Classe A viene effettuata
sulle saldature che collegano il yoke
plate inferiore alla main leg del pile
sleeve cluster su ambedue i lati del
giunto a K. Classe A significa che il
profilo della saldatura viene riportato al
raggio teorico. Questa verifica viene effettuata con una sagoma di 45 mm di
raggio, e la tolleranza è rappresentata
dalla dimensione di una clip fermacarte
che non deve poter passare tra la sagoma
e la saldatura. La lunghezza totale delle
saldature da molare è stata di 2x11.5 m
per ognuna delle main legs.
Conclusioni
La struttura di base del progetto Tombua
Landana è stata una delle più impegnative costruzioni finora realizzate da
Heerema Vlissingen. Ha richiesto una
programmazione accurata ed un livello
di precisione mai sperimentato finora.
L’azienda ha completato la costruzione
nei tempi previsti e l’intera piattaforma
di 474 m è ora in fase di installazione a
cura della Heerema Marine Contractor
(HMC).
La sicurezza è stata un fattore essenziale. Per garantire il livello di prestazioni e di qualità necessari, Heerema
Vlissingen ha preso parte al programma
di sicurezza - Incident and Injury Free
(IIF) - organizzato da Chevron con
workshop e seminari per migliorare il
livello di conoscenza e addestramento
del personale di cantiere.
Per quanto riguarda le soluzioni di saldatura, Heerema Vlissingen ha dato
piena fiducia alle tecnologie per i materiali d’apporto a basso tenore di idrogeno sviluppate da ESAB, un fornitore
che ha soddisfatto in pieno le aspettative
anche in termini di sistema di gestione
della qualità e controllo dell’impatto
ambientale.
I complimenti vanno anche al team di
saldatori del cantiere Heerema Vlissingen, che hanno realizzato questo lavoro
impegnativo con grande professionalità,
sopportando i disagi delle alte temperature di preriscaldo e interpass, e lavorando spesso in condizioni disagevoli.
Ringraziamenti
Figura 13 - Molatura in Classe C sui giunti TKY per correggere convessità, intagli e incisioni
marginali alla radice della saldatura.
Ringraziamo Ham Sanstra, Production
Manager di Heerema BV, per averci consentito la visita ai cantieri di Vlissingen e
per tutte le informazioni.
Eric DE MAN, (EWE) Product manager per i materiali d’apporto e key account manager presso ESAB Nederland BV, Amersfoort, Olanda.
Alfred VAN AARTSEN, (EWE) Welding Engineer ai cantieri Heerema Vlissingen BV, Olanda.
Appendice
Progetto Tombua Landana
La gigantesca piattaforma petrolifera sarà operativa nel terzo trimestre 2009 nell’area di estrazione in acque profonde di Tombua
Landana, al largo delle coste dell’Angola. Il contraente principale è Daewoo Shipbuilding & Marine Engineering, su incarico di
Cabinda Oil Company ed altri partners. È il centro di produzione nello sviluppo dell’area di estrazione di petrolio e gas nel
blocco 14, in acque angolane. Lo sviluppo di Tombua Landana segue l’installazione di Benguela Belize, una piattaforma integrata di perforazione ed estrazione per lo sviluppo delle aree Benguela e Belize. È stata la prima applicazione della tecnologia
strutturale delle torri a palafitte fuori dal Golfo del Messico. Alta 512 metri, è tra le costruzioni più alte realizzate dall’uomo.
Il progetto Tombua Landana comporta la costruzione della piattaforma subacquea di perforazione ed estrazione e l’installazione
di due pipelines per collegare le piattaforme al sistema di trasporto di petrolio e gas di Benguela-Belize. La torre-piattaforma
Tombua Landana è alta 474 metri, quasi quanto la gemella nel blocco 14. Lo sviluppo, la costruzione e l’installazione sono state
affidate a Daewoo Shipbuilding & Marine Engineering (DSME), che ha costruito la piattaforma a Okpo, in Corea, ha subappaltato la sezione di torre superiore (TTS) a Gulf Island Fabricators, la sezione inferiore (TBS) a Gulf Marine Fabricators - USA e
la base della torre (TBT) a Heerema Vlissingen, Olanda. Il trasporto di tutte le strutture in Angola e l’installazione sono stati affidati a Heerema Marine Contractors, una società consorella di Heerema Vlissingen.
Heerema Fabrication Group (HFG)
Heerema Fabrication Group (HFG) è uno dei più grandi costruttori a livello mondiale nella progettazione e costruzione di grandi
e complesse strutture per l’industria petrolifera. Ha operato nel settore offshore da quando fu scoperto il petrolio nel Mare del
Nord all’inizio degli anni ’60 e si è guadagnata la reputazione di leader tecnologico per progettazione, costruzione e project management. I cantieri HFG sono situati in Olanda, a Vlissingen e Zwijndrecht, ed in Gran Bretagna, ad Hartlepool. Sono tutti
dotati di grandi capannoni per la prefabbricazione e sono in grado di operare simultaneamente su più progetti di grande portata.
HFG fa parte di Heerema Group, con Heerema Marine Contractor (HMC) che trasporta, installa e rimuove strutture offshore, e
INTEC Engineering, che fornisce servizi di ingegneria all’industria energetica. HFG Engineering, società consociata di HFG con
uffici a New Orleans e Houston, opera nella progettazione di strutture onshore e offshore. Tutte le società del gruppo Heerema
operano secondo le norme ISO 9001:2000 (Quality Management Systems), ISO 14001:2004 (Environmental Management
System) e OHSAS 18001:1999 (Occupational Health and Safety Management).
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Pubblicazioni IIS - Novità 2008
Metallurgia e saldabilità degli acciai inossidabili,
del nichel e delle sue leghe
Indice
Capitolo 1. INTRODUZIONE.
Capitolo 2. CARATTERISTICHE E PROPRIETÀ METALLURGICHE: Generalità; Acciai inossidabili al cromo; Fase sigma; Fenomeni di fragilizzazione; Acciai al cromo martensitici; Acciai al
cromo martensitici - ferritici (semiferritici); Acciai al cromo ferritici; Acciai inossidabili austenitici al cromo-nichel; Acciai inossidabili austeno - ferritici (duplex); Metallurgia; Designazioni e classificazioni normative.
Capitolo 3. SALDABILITÀ:
Introduzione; Saldabilità degli acciai al cromo martensitici; Problemi generali di saldabilità; Procedimenti di saldatura; Saldabilità
degli acciai al cromo semiferritici e ferritici; Problemi generali di
saldabilità; Resistenza alla corrosione dei giunti in acciaio semiferritico e ferritico; Procedimenti di saldatura; Saldabilità degli acciai
austenitici; Problemi generali di saldabilità; Influenza degli elementi
di lega e diagramma di Schäffler; Criccabilità a caldo; Resistenza
alla corrosione dei giunti saldati; Fase sigma; Procedimenti di saldatura; Saldature eterogenee con materiali d'apporto austenitici; Saldabilità degli acciai inossidabili austeno - ferritici (duplex); Problemi
generali di saldabilità; Resistenza alla corrosione.
Capitolo 4. METALLURGIA E SALDABILITÀ DEL NICHEL E
DELLE SUE LEGHE: Introduzione; Caratteristiche metallurgiche;
Caratteristiche delle leghe di nichel, loro classificazione; Generalità;
Nichel commercialmente puro; Leghe nichel - rame; Leghe nichel cromo; Leghe nichel - molibdeno; Leghe nichel - ferro; Leghe nichel
- ferro - cromo; Saldabilità; Generalità; Tecniche di saldatura; Processi di saldatura; Materiali d’apporto; Altre osservazioni; Qualificazione e certificazione dei saldatori e dei processi di saldatura; Saldatura eterogenea con apporto in lega di nichel.
ISTITUTO ITALIANO
DELLA SALDATURA
Capitolo 5. ACCIAI PLACCATI: Generalità; Modalità di saldatura;
Saldatura con materiali d’apporto diversi; Saldatura con materiale
d'apporto legato; Saldatura con accessibilità da un solo lato.
Divisione PRN
Maura Rodella
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2008, 72 pagine, Codice: 101104, Prezzo: € 48,00
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La criccabilità da solidificazione
(°)
M. Murgia *
Sommario / Summary
I cosiddetti “fenomeni di criccabilità a caldo” sono uno dei
difetti storici della saldatura per fusione. Di fatto, essi consistono in una rottura che si verifica nelle fasi iniziali dei processi di solidificazione in zona fusa (o di liquazione in zona
termicamente alterata), in grado di propagarsi al giunto
saldato. La loro origine è da attribuirsi fondamentalmente all’intervallo di solidificazione della lega (peraltro strettamente
correlato con la presenza di impurezza, come ad esempio
composti di zolfo), come anche alle tensioni di ritiro e alle
proprietà meccaniche della lega alle temperature di solidificazione.
Scopo di questo articolo è l’analisi delle cause dei fenomeni di
criccabilità a caldo sia in termini generali sia anche con riferimento alle leghe più critiche, come ad esempio gli acciai inossidabili austenitici, le leghe di nichel e di alluminio.
The so called “solidification cracking phenomena” are one of
the historical faults in fusion welding. As a matter of fact, they
represent a rupture in the initial step of the solidification
(°) Memoria presentata al Convegno IIS “I fenomeni di criccabilità
nei giunti saldati” - Legnano, 30 Giugno 2008.
* Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
process in the fused zone (or liquation processes in the heat
affected zone), liable to propagate in the welded joint. Their
origin is based on the solidification range of the welded alloy
(strictly related with the presence of impurities such as
sulphur compounds), as well as on the solidification stress
generated and the mechanical properties of the alloy at the
solidification temperatures. Scope of this paper is the analysis
of the origin of the solidification cracking phenomena in
terms of general approach and with reference to the most critical alloys, such as austenitic stainless steel, nickel and aluminium alloys.
Keywords:
Aluminium alloys; carbon; fine grained steels; hot cracking;
influencing factors; liquation cracking; low alloy steels;
nickel alloys; phosphorus; residual stresses; solidification
cracking; stainless steels; sulphur; weld shape; weldability;
weldability tests.
M. Murgia - La criccabilità da solidificazione
Con l’espressione criccabilità da solidificazione si indica, in saldatura, il complesso dei fenomeni di fessurazione caratteristici della zona fusa o della zona
termicamente alterata che si manifestano
all’atto della solidificazione, indotti dall’effetto degli stati tensionali, per superamento dei limiti locali di duttilità della
lega. Tale espressione si usa anche in
modo distintivo nei confronti della cosiddetta criccabilità a freddo, dalla quale
la criccabilità da solidificazione differisce profondamente per cause fondamentali e cinetiche di formazione (un prospetto introduttivo dei principali
fenomeni di criccabilità nella saldatura
degli acciai è riportato nella Fig. 1).
Le dimensioni delle rotture (cricche)
possono variare in un range molto
ampio, da valori inferiori ad un mm (è il
caso di talune cricche da liquazione, ad
esempio, in zona termicamente alterata o
nella zona fusa di giunti a passata multipla) a valori di varie decine di cm (con la
rottura in zona fusa del giunto, talvolta
per la sua intera lunghezza).
Il fenomeno della criccabilità da solidificazione non è circoscritto ad una specifica tipologia di lega e può, infatti, riguardare caso per caso gli acciai da
costruzione, gli acciai inossidabili austenitici, le leghe di nichel, le leghe di rame
e quelle di alluminio.
Le cause della criccabilità da solidificazione sono numerose e complesse ma come accennato - possono essere ricondotte in primo luogo ad un insufficiente
grado di duttilità della lega, in una
regione anche fortemente localizzata:
ciò può dipendere da ragioni di carattere
puramente microstrutturale, dalla direzione principale delle tensioni di ritiro
così come anche dalla presenza di film
di composti fragili a bassa temperatura
di fusione (bassofondenti).
È noto infatti, dal punto di vista prettamente metallurgico, che alcuni sistemi
sono particolarmente sensibili alla presenza di elementi come lo zolfo, il
2.1.3 Ductility dip cracks
Cricche a caldo generate, in saldatura,
dalla riduzione della duttilità ad elevata
temperatura della lega. Come le cricche
da liquazione, esse possono verificarsi in
zona termicamente alterata del materiale
base oppure in giunti a passata multipla.
2. Definizioni
2.3 Prova di criccabilità con carichi
esterni (externally loaded tests)
Prova in cui si inducono deformazioni
nella provetta mediante l’applicazione di
carichi esterni, con opportune attrezzature di prova.
2.1 Cricca a caldo (hot crack)
Rottura del materiale ad elevate temperature, di tipo intergranulare, dovuta al
superamento di valori critici del grado e
della velocità di deformazione (talvolta,
piccole cricche visibili solo con un certo
livello di ingrandimento, ad esempio
50X, sono chiamate microcricche).
2.1.1 Cricca da solidificazione
(solidification crack)
Cricche a caldo generate durante il passaggio dalla fase liquida alla fase solida
della zona fusa. Esse sono in genere superficiali, ma possono anche avere andamento subsuperficiale o volumetrico.
2.1.2 Cricca da liquazione (liquation
crack)
Cricche a caldo generate dalla liquazione
della zona termicamente alterata del materiale base oppure in giunti a passata
multipla (multipass), per effetto del ciclo
termico indotto dalla passata successiva.
2.2 Prova di criccabilità in condizioni
di autovincolo (self restraint tests)
Prova in cui la provetta è sollecitata mediante l’imposizione di specifiche condizioni di vincolo.
3. Interpretazione metallurgica
della criccabilità da
solidificazione
Sebbene la criccabilità da solidificazione
sia un fenomeno noto ed oggetto di studi
approfonditi, non è possibile affermare
che tutte le teorie proposte convergano
in modo univoco; in particolare, essa
assume caratteristiche fortemente variabili in relazione alla specifica lega,
ferme restando alcune osservazioni che
possono assumere carattere generale.
La teoria classica della criccabilità da
solidificazione fa riferimento ad un semplice sistema binario in cui siano presenti due elementi A e B, aventi diverse
temperature di fusione (Fig. 2) e si basa
Temperature
Introduzione
fosforo, il piombo ed altri, ed è altrettanto riconosciuto che microstrutture a
fase singola, come ad esempio le microstrutture austenitiche, sono particolarmente sensibili al fenomeno.
L’obiettivo fondamentale di questo articolo è approfondire le cause dei fenomeni di criccabilità da solidificazione,
analizzando quindi le tipologie di lega
maggiormente interessate, senza trascurare le modalità per le verifiche sperimentali (hot cracking tests).
Time
Figura 1 - Cinetica dei principali fenomeni di criccabilità negli acciai.
Figura 2 - Sistema binario di completa solubilità
allo stato solido, con microsegregazione.
sul presupposto fondamentale della
ridotta o nulla diffusività degli elementi
di lega nei cristalli di prima solidificazione, per effetto delle velocità di raffreddamento applicate.
Considerando il raffreddamento dallo
stato liquido di una lega avente composizione C 0, essa inizia a generare i primi
microcristalli dopo aver toccato l’intervallo di solidificazione.
Come noto, la composizione chimica di
tali cristalli è descritta dalla linea del
solidus, così come quella della fase
liquida da quella del liquidus.
Procedendo la trasformazione, a causa
appunto degli effetti della velocità di raffreddamento, si osserva una progressiva
differenza nella composizione chimica
reale dei microcristalli rispetto a quella
nominale, con un continuo arricchimento delle parti periferiche degli stessi
di fasi a minore temperatura di solidificazione.
Data la difficoltà o l’impossibilità di
omogeneizzare la composizione chimica
dei cristalli attraverso fenomeni di diffusione efficaci, essi presentano di conseguenza una regione centrale proporzionalmente più ricca di A e meno di B,
al contrario delle proprie regioni periferiche.
Questo fenomeno, noto come microsegregazione, determina di fatto un
aumento dell’intervallo di solidificazione reale della lega rispetto a quello
teorico ed incrementa i rischi di rottura,
per limitata duttilità locale, caratteristici
della criccabilità da solidificazione.
Secondo le teorie più accreditate, l’origine del fenomeno va ricercata appunto
nella fase sopra descritta, nella quale la
lega è già caratterizzata da una micro-
Figura 3 - Criccabilità da liquazione
(schema).
struttura granulare definita, con la presenza di film liquidi a bordo grano
(prima) e di fasi solide a minore resistenza e duttilità (dopo) che limitano la
sua resistenza nei confronti degli effetti
delle tensioni di ritiro.
La formazione di una prima microcricca,
di tipo intergranulare, comporta un’immediata ridistribuzione dello stato tensionale nella regione circostante,
essendo venuta a mancare la continuità
di un confine intergranulare; di conseguenza, i legami intergranulari adiacenti
risultano rapidamente sovraccaricati,
con la possibilità di una rapida propagazione della rottura originale, che può assumere dimensioni finali di tipo macroscopico.
Caratteristiche simili, per quanto non
identiche, sono invece quelle della cosiddetta liquazione in zona termicamente alterata (Fig. 3): in questo caso
non si assiste ad un processo di solidificazione, durante le prime fasi di raffreddamento, ma la lega può aver comunque
raggiunto localmente temperature tali da
favorire fenomeni appunto di liquazione,
tali da determinare
inneschi di rottura in
forma intergranulare, specialmente
nel caso di microstrutture a grano
maggiormente ingrossato.
Le cosiddette cricche
da liquazione sono
spesso caratterizzate
da dimensioni limitate e da una rilevabilità inferiore rispetto
alle cricche da solidi-
ficazione in zona fusa, sia per le dimensioni che per l’orientamento, non facilmente riconducibile a modelli generali.
4. Posizione e direzione
Alla luce delle prime considerazioni
esposte appare evidente come sia difficile formulare ipotesi precise circa la posizione e la direzione delle rotture, che
sono fortemente correlate con l’andamento ed i valori delle tensioni di ritiro,
a loro volta funzione delle condizioni
vincolari.
Un possibile approccio all’argomento è
quello che distingue il piano microscopico da quello macroscopico.
Quale che sia la direzione delle tensioni
principali, è possibile affermare che le
rotture per solidificazione si generano in
forma intergranulare (nella Fig. 4, ad
esempio, sono rappresentate rotture di
tipo longitudinale e di tipo trasversale, di
tipo interdendritico). Tale considerazione
è in qualche modo nota anche agli
addetti ai CND, che si trovano ad interpretare cricche aventi direzioni forte-
Figura 4 - Cricche in zona fusa trasversali o
longitudinali, di tipo interdendritico.
mente variabili da punto a punto, seppure
orientate in senso inequivocabile.
Diverso è il piano di lettura macroscopico del fenomeno, per il quale si usa
fare riferimento alla giacitura del giunto
o, al più, della singola passata (Fig. 5).
In questo caso possono risultare significativi, se non determinanti, gli effetti:
• di forti concentrazioni locali di tensione dovute ad effetti di intaglio,
come nel caso delle passate di radice
di giunti a cordoni d’angolo o a parziale penetrazione;
• della diluizione del materiale base,
nel caso della prima passata di giunti
testa a testa tipo “single side” o
“double side”;
• della segregazione, tipica della zona
fusa, che può concentrare fasi fragili
bassofondenti in posizione interdendritica o a centro cordone;
• del transitorio di fine saldatura che
può determinare la formazione di
crateri superficialmente ricchi di bassofondenti, talvolta con avvallamenti
sensibili all’effetto di tensioni superficiali.
Non è quindi possibile muoversi sulla
base di uno schema generale, che consenta di prevedere in qualche modo la
giacitura e la direzione di eventuali
rotture; le attività di diagnostica, con
particolare riferimento alle prove non distruttive, devono pertanto prevedere l’esecuzione di prove di tipo volumetrico,
in forma complementare a metodi superficiali, per aumentare l’affidabilità del
controllo stesso.
5. Valutazione analitica delle
cause
Dopo aver introdotto le caratteristiche
generali e la metallurgia di base del fenomeno è possibile valutare, ad un maggiore livello di dettaglio, l’effetto delle
sue cause principali e secondarie.
5.1 Fattori metallurgici
Fermo restando il quadro metallurgico
generale, cui si è fatto rapido cenno al
punto 3, appare evidente che alcuni elementi possono assumere una rilevanza
notevole nella comprensione del fenomeno. Per quanto la causa fondamentale
del fenomeno vada ricercata, sul piano
metallurgico, nell’ampiezza dell’intervallo di solidificazione della lega e nei
Figura 5 - Esempi di giacitura di cricche da solidificazione.
fenomeni di microsegregazione eventualmente correlati, è chiaro che le caratteristiche chimiche della lega e la sua
stessa microstruttura cristallina possono
giocare un ruolo determinante.
Tra le impurezze caratteristiche degli
acciai possono essere citati certamente
lo zolfo ed il fosforo; il primo, in particolare, è in grado di generare solfuri di
particolare pericolosità per fragilità e per
la ridotta temperatura di fusione sia con
il ferro (988°C) che con il nichel (644°C,
Fig. 6), dilatando in modo significativo i
rischi associati con la lega.
Considerazioni diverse vanno invece
fatte nel caso del carbonio, elemento di
base della metallurgia degli acciai: a
meno di casi specifici, esso è volutamente limitato nei consumabili, proprio
allo scopo di favorire la saldabilità (il
carbonio riduce la
duttilità ad elevata
temperatura). Come
nel caso delle impurezze, il carbonio è
purtroppo portato in
zona fusa per diluizione dal materiale
di base, con particolare riferimento all’esecuzione
di
prime passate, per
le quali talvolta si
può optare per consumabili a ridotto
tenore di carbonio.
Un secondo aspetto
da valutare è l’effetto della microstruttura cristallina
e l’eventuale presenza, durante il
ciclo di raffreddamento, di trasformazioni di fase allo stato solido. Nel caso
degli acciai, ad esempio, durante il processo di solidificazione, risultano di particolare criticità le segregazioni al bordo
del grano austenitico, data la non elevata
solubilità dello zolfo nella fase austenitica: la presenza di ridotte quantità di
ferrite risulta da questo punto di vista
migliorativa, data la maggiore solubilità
dello zolfo in questa fase, con la conseguente riduzione dei rischi di segregazione appena descritti (va osservato, tra
l’altro, che diverse tipologie di solfuro si
dispongono in modo differente in forma
intergranulare, risultando diversamente
pericolose in funzione delle modalità
con cui bagnano la superficie del grano,
per effetto delle condizioni di tensione
superficiale).
Figura 6 - Il sistema nichel - zolfo.
La presenza di trasformazioni allo stato
solido è una variabile di sicuro interesse:
in termini generali, esse consentono una
limitazione alla tendenza all’ingrossamento del grano in fase di raffreddamento rispetto al caso di metalli o leghe
di tipo monomorfo; d’altra parte, una
certa sensibilità al fenomeno è caratteristica delle principali leghe di questo
tipo, di ampia diffusione industriale (ad
esempio, leghe di rame, di nichel, di alluminio).
Nel caso di alcune leghe monomorfe,
come si avrà modo di approfondire, la
stessa dimensione del grano del materiale di base può giocare un ruolo significativo, arrivando a sconsigliare la saldatura stessa, qualora vengano superati
valori di una scala di riferimento (tipicamente secondo lo standard ASTM
E 112).
Per valutare in modo complessivo l’effetto dei vari elementi chimici non è raro
trovare, nella letteratura tecnica specializzata, indicatori numerici basati su
prove sperimentali, la cui validità viene
spesso estrapolata ad ambiti più estesi rispetto a quelli inizialmente considerati.
È il caso, ad esempio, dei parametri indicati nella letteratura tecnica specializzata come HCS(1) oppure UCS(2): si consiglia una certa cautela nell’impiego di
questi indicatori, il cui campo di validità
è spesso limitato ad un ambito ben
preciso tanto in termini di analisi
chimica del materiale base quanto in relazione ai processi utilizzati.
5.2 Fattori tensionali e vincolari
La presenza di tensioni residue, dovute
agli effetti delle condizioni vincolari cui
è soggetto il giunto, rappresenta uno dei
fattori più difficili da limitare e nei confronti del quale le eventuali azioni correttive non sempre risultano risolutive.
Come noto, nella saldatura per fusione
in particolare, le tensioni residue
possono essere interpretate come il naturale effetto della presenza di condizioni
vincolari che interagiscono con le variazioni dimensionali cui sarebbe soggetto,
metallurgicamente, il giunto saldato.
Le tensioni residue possono raggiungere, con particolare riferimento alla direzione longitudinale, valori paragonabili alla resistenza allo snervamento
della lega, nel campo della trazione in
numerosi casi; in direzione trasversale,
per contro, i valori assunti e la loro effet-
tiva distribuzione risultano estremamente variabili in funzione delle condizioni vincolari effettivamente presenti.
Per quanto, dunque, le tensioni longitudinali risultino spesso le maggiori in
valore assoluto, si può osservare che la
direzione di molte cricche da solidificazione appare trasversale, per effetto dell’influenza dei fattori metallurgici.
Le tensioni residue divengono fattore di
assoluta rilevanza nel caso di riparazioni
mediante saldatura, nelle quali le condizioni vincolari risultano spesso penalizzanti anche a confronto con la saldatura
eseguita inizialmente: in questi casi, per
limitare e contrastare l’effetto di detti
stati tensionali, si adottano spesso tecniche di saldatura di tipo migliorativo, per
quanto esse richiedano tempi di esecuzione maggiori. Si tratta delle note tecniche a passo di pellegrino, che possono
essere abbinate alla tecnica a blocchi,
per aumentarne l’efficacia; il principio
sui cui agiscono è semplice: poiché l’entità delle tensioni residue - quelle longitudinali, in particolare - risulta proporzionale alla lunghezza della passata che
le ha generate, l’idea è ridurre tale lunghezza, in modo che i valori medi delle
tensioni risultino ridotti proporzionalmente (Fig. 7).
Nel caso della tecnica a passo di pellegrino, si agisce inoltre sul verso di avanzamento, contrario alla direzione complessiva di saldatura, allo scopo di
generare - tratto per tratto - un effetto di
chiusura a forbice contrario a quello
dovuto alla direzione complessiva.
Tali tecniche, come accennato, risultano
interessanti per la riparazione di materiali particolarmente fragili o
caratterizzati da
modesta duttilità,
come ad esempio
talune
ghise,
oppure quando la
geometria del
giunto non consenta apprezzabili
deformazioni all’atto della saldatura(3).
In direzione trasversale, è noto
inoltre che le tensioni residue sono
indicativamente
proporzionali alla
luce (gap) tra le parti da saldare: allo
scopo, è importante evitare che tale
valore risulti eccessivo, ferma restando
la necessità di favorire la penetrazione,
in particolare per giunti senza ripresa al
rovescio, saldati da un solo lato.
Di principio occorrerebbe favorire le
condizioni di ritiro del giunto, specie
nella direzione trasversale, allo scopo di
ridurre l’entità delle tensioni residue in
quella direzione; è quasi scontato osservare che tale criterio non sempre risulta
realizzabile, in considerazione delle sequenze di saldatura previste e delle effettive condizioni vincolari esistenti.
È tuttavia possibile valutare l’adozione
di preparazioni dei lembi che limitino
l’entità dei ritiri trasversali, limitando la
larghezza del giunto (preparazioni ad U,
preparazioni narrow gap) e/o la sua tendenza al ritiro angolare.
5.3 Fattori operativi
Si è avuto modo di osservare, a più
riprese, che la criccabilità da solidificazione è un fenomeno principalmente
metallurgico; tuttavia, anche gli aspetti
spesso classificati come operativi
possono aiutare a ridurre il rischio di
rotture.
Un esempio certamente noto, agli operatori del settore, riguarda le condizioni di
pulizia adottate per materiali di base e
per consumabili, con particolare riferimento alle leghe più sensibili al feno-
(1)
(2)
(3)
Acronimo di Hot Cracking Sensitivity.
Acronimo di Units of Cracking Susceptivity.
Ad esempio, la saldatura di un inserto nella
riparazione di serbatoi di stoccaggio.
Figura 7 - Tecnica a blocchi (in alto), in
cascata (in basso).
meno, quali ad esempio gli acciai inossidabili austenitici e le leghe di nichel.
Tra i fattori operativi può inoltre essere
considerata la velocità di avanzamento
(velocità di saldatura), spesso aumentata
ai limiti del possibile per evidenti
ragioni di produttività: di norma, all’aumentare di questa si modifica di conseguenza il fattore di forma della passata
(shape factor, punto 5.4), che tende ad
assumere un valore peggiorativo.
Altri fattori operativi (ad esempio, gli
angoli di inclinazione di torcia oppure
elettrodi) possono indubbiamente svolgere un ruolo significativo, ma risulta
difficile formulare considerazioni generali, valide in modo universale: nel caso
insorgano problemi di criccabilità a
caldo, si procede in primo luogo ad ottimizzare la tecnica anche da questo punto
di vista, in considerazione delle specificità del caso.
5.4 Fattori geometrici
I fattori geometrici afferiscono fondamentalmente alla forma del giunto e
della singola passata, che possono favorire l’insorgere del fenomeno, in sinergia
con le altre concause.
È noto, al proposito, che passate più profonde che larghe tendono a sviluppare
un dendritismo sfavorevolmente orientato e, di conseguenza, la nascita di
cricche da solidificazione a centro
cordone o intergranulari; è pertanto definito per ogni passata un fattore di forma
Ff (shape factor, Fig. 8), di norma
espresso dal rapporto tra larghezza e
profondità della passata (Ff = W / D).
Sarebbe opportuno evitare che tale parametro assumesse valori molto inferiori
ad uno, come succede inevitabilmente,
peraltro, in alcuni processi come la saldatura laser o la saldatura a fascio elettronico. Nell’ambito dei processi ad
arco, il fattore di forma appare strettamente correlato con i principali parametri di saldatura: tensione d’arco e velocità di avanzamento influenzano
significativamente la larghezza della
passata, così come, invece, l’intensità di
corrente la sua profondità.
Oltre ai parametri ed alle variabili esecutive, va ricordato che il fattore di forma
risulta legato, ad esempio, anche alla
natura del gas o della miscela protettiva
(ad esempio, argon ed elio), per effetto
della diversa conduttività termica che
essi possono presentare.
Figura 8 - Fattore di forma di una passata di
saldatura.
La forma della preparazione stessa dei
lembi può assumere una rilevanza significativa, in particolare nel caso in cui si
temano fenomeni di segregazione, tipicamente in prodotti laminati, nella
regione centrale dello spessore. Spesso,
per limitare i rischi di criccabilità in
prima passata dovuti all’effetto della diluizione, si opta per preparazioni non
simmetriche rispetto alla mezzeria della
lamiera, in modo da poter effettuare la
prima passata in una zona meno critica,
contando successivamente sulla progressiva diminuzione della diluizione nelle
passate successive.
6. Caratteristiche specifiche di
acciai e leghe non ferrose
Esaurita la trattazione degli aspetti
comuni ai singoli fenomeni è possibile
ora concentrare l’attenzione, seppure in
modo sintetico, sulle principali problematiche associate a singole tipologie di
lega, con particolare riferimento, come
logico, a quelle che possono risultare più
critiche dal punto di vista della criccabilità da solidificazione.
6.1 Acciai al carbonio ed a grano fine
In questo primo paragrafo sono compresi gli acciai al carbonio e gli acciai a
grano fine (fine grained o microlegati),
per quanto vi siano oggettive differenze
legate, in primo luogo, alle diverse caratteristiche chimiche e microstrutturali.
Sebbene le caratteristiche chimiche di
questi acciai siano state affinate, nel
corso degli anni, va osservato che la loro
qualità non è sempre costante per tutti i
possibili mercati di riferimento; il problema può essere rilevante oggi, data la
crescente difficoltà nel reperire taluni
prodotti sul mercato europeo con tempi
di fornitura adeguati, specie su certi
range di spessore.
L’effettivo tenore di impurezze di questi
acciai varia in funzione dell’applicazione (strutturale o per apparecchiature
in pressione) e, in qualche misura, con la
normativa di riferimento applicata: ad
esempio, nel caso della normativa
europea, per gli acciai al carbonio il
tenore massimo di zolfo oscilla tra 0.035
(EN 10025-2) e 0.025 (EN 10028-2),
mentre varia nel caso degli acciai a
grano fine tra 0.030 (EN 10025-3) e
0.025 (EN 10028-3).
Tali valori possono subire drastiche
riduzioni qualora siano richieste all’atto
dell’ordine caratteristiche di fornitura
particolari (come ad esempio duttilità
garantita nella direzione dello spessore,
requisito ottenibile solo con una
severa riduzione dell’effettivo tenore
di zolfo).
È noto che gli acciai al carbonio presentano una saldabilità ottimale con la
maggior parte dei processi; tuttavia,
specie nell’ipotesi di non ricorrere a processi energicamente depuranti, è necessario fare attenzione all’equilibrio tra
elementi depuranti ed impurezze, con
particolare riferimento ai rapporti tra
manganese e zolfo e tra manganese e
silicio, per i quali si suggerisce di non
scendere sotto 20 e 3, rispettivamente.
Allo stesso modo, si suggerisce di
evitare l’impiego di processi o di tecniche a forte diluizione (ad esempio, l’arco
sommerso) nel caso di saldatura di
lamiere, in particolare, che non diano
adeguate garanzie sul piano dell’analisi
chimica(4).
Si è già fatto cenno, in altra parte di
questo articolo, all’impiego di indicatori
convenzionali di criccabilità, quale ad
esempio il parametro UCS riportato
nella norma EN 1011-2.
Esso è espresso dalla relazione:
UCS = 230C + 190S + 75P + 45Nb+
–12.3Si – 5.4Mn –1
ed è limitato, dalla norma suddetta, ad
un preciso campo di validità in termini
di analisi chimica del materiale di base.
Una volta calcolato il valore, sulla base
dell’analisi di colata dell’acciaio, è pos(4)
Tale suggerimento è talvolta contenuto nelle
stesse normative di riferimento del materiale di
base.
sibile valutare la sensibilità sulla base di
uno schema di interpretazione, di
seguito riassunto:
• per passate aventi fattore di forma
(rapporto tra profondità e larghezza)
elevato, valori inferiori a 10 indicano
un’elevata resistenza alla criccabilità
da solidificazione mentre valori superiori a 30 una resistenza limitata
(valori compresi tra questi limiti rappresentano un comportamento intermedio con particolari criticità, ad
esempio, nel caso di elevata velocità
di saldatura oppure di elevato distacco tra i lembi);
• per passate aventi fattore di forma inferiore si registra un comportamento
critico per valori superiori a 25 (tale
valore diminuisce al diminuire del
fattore di forma stesso).
È il caso di ribadire che indicatori come
questo mostrano talvolta aspetti contraddittori, con particolare riferimento all’effetto di elementi come il silicio, cui
sembra essere assegnato in questo caso un
effetto positivo, a differenza di altri casi.
Nella Figura 9 è rappresentata una
rottura per solidificazione, sottocordone,
di un acciaio tipo S450, saldato con
cordoni d’angolo.
Si segnala infine la possibilità di associare, a singoli elementi di lega, un
effetto in senso migliorativo o peggiorativo in termini di criccabilità da solidificazione, attraverso diagrammi come
quello riportato nella Figura 10.
Figura 9 - Acciai al carbonio - cricca subsuperficiale, giunto fillet, acciaio EN 10025-2 grado
S450.
18
12
Hot-crack sensitivity (%)
6.2 Acciai bassolegati
Gli acciai bassolegati, dal punto di vista
della criccabilità da solidificazione, rappresentano una famiglia piuttosto variegata, all’interno della quale è necessario
fare alcune precisazioni.
Gli acciai bonificati, siano essi per impieghi strutturali o per parti in pressione
(classificati in Europa dalle norme
EN 10025-6 ed EN 10028-6, rispettivamente), evidenziano tenori di zolfo, in
particolare, sensibilmente ridotti rispetto
agli acciai al carbonio (da 0.010 a 0.015,
nel caso della norma EN 10028-6).
Ciò è anche dovuto
alla necessità di garantire tenacità, a
temperature sensibilB
Nb
100
mente inferiori, agli
Al
Ni
acciai al carbonio,
80
V
con ovvi benefici
Zr
anche sul piano della
Ti
60
Cr
criccabilità da solidificazione. In secondo
40
luogo, la microstrut60°
Mo
tura appare a grano
20
fortemente affinato,
50HT
dato che lo stato di
fornitura caratteri0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4
stico è quello temNi,Cr,Mo
prato (Q) e rinvenuto
(T): anche questo
0
0.02 0.04
0.06 0.08 0.10 0.12 0.14
aspetto risulta miAl,Nb,Zr,V,Ti,B
gliorativo, consideAlloying element content in weld metal (%)
rando l’effetto della
dimensione
del
Figura 10 - Effetto di singoli elementi di lega
sulla criccabilità da solidificazione.
grano nei confronti
del fenomeno. Ferme restando le considerazioni di carattere generale applicabili a questi acciai, si può affermare che
il rischio di criccabilità da solidificazione appare ridotto, per quanto le maggiori resistenze a rottura comportino
valori delle tensioni residue notevolmente superiori rispetto agli acciai al
carbonio. Si segnala, tra gli altri, la maggiore sensibilità di quegli acciai caratterizzati dalla presenza di maggiori quantità di nichel, come era ad esempio il
caso della serie HY, al quale è in genere
associato un rischio crescente di criccabilità, per via della nota tendenza a generare solfuri bassofondenti.
Nel caso invece degli acciai al cromo molibdeno, il quadro appare modificato
dalle forti specificità di questi acciai, che
nascono in ambito industriale per applicazioni ad elevata temperatura, in
regime di scorrimento viscoso a caldo
(creep). In particolare, la loro analisi
chimica prevede tenori di zolfo estremamente controllati (ad esempio, da 0.005
a 0.010 secondo EN 10028-2) ma tali
valori possono essere oggetto di ulteriori
restrizioni, nel caso siano prescritti requisiti addizionali(5).
Tali acciai sono inoltre spesso saldati con
processi estremamente consolidati, data
la criticità dei campi di applicazione: è il
caso dell’elettrodo rivestito e dell’arco
sommerso, per i quali è fatto largo uso di
consumabili di tipo basico (rivestimenti
(5)
Si pensi a parametri come X e J factor, ad
esempio.
P + S (mass %)
Temperature (°C)
Una variabile analizzata da
lungo tempo è inoltre l’effetto
A mode AF mode
FA mode
F mode
del tenore di ferrite delta nei
confronti del fenomeno: sin
L
L
L
L
L
dagli anni ’60 si osservò infatti
che gli acciai con “solidification
mode A” apparivano più sensibili al fenomeno rispetto a quelli
aventi tenori di ferrite variabili
tra il 5 ed il 30%; ulteriori
aumenti sembrarono aumentare
nuovamente il livello di sensibilità. Kujanpää (1979) et al., successivamente, misero in relaFigura 11 - Sezione del diagramma pseudobinario Fe-Cr-Ni (70% Fe), con dettaglio dei solidification
mode (A - fully austenitic, AF - austenitic- ferritic, FA - ferritic-austenitic e F - fully ferritic).
zione la sensibilità al fenomeno
alla presenza di impurezze (S, P)
e flussi), cui è notoriamente associato un
ed al rapporto Creq / Nieq, adottando per
lizzate (austenitici, austeno - ferritici,
efficace effetto depurante.
questi ultimi le formulazioni proposte da
martensitici oppure ferritici).
Schäffler (Fig. 12); si osservi come il
Molto diverso risulta essere, infine, il
Per delimitare il quadro, estremamente
“solidification mode A” si manifesti sino
caso degli acciai al nichel per applicavariegato, si considerano soprattutto le
a valori del rapporto pari ad 1.5.
zioni criogeniche (i quali, come peraltro
caratteristiche degli acciai inossidabili
i precedenti acciai al Cr - Mo, presenTali ricerche furono successivamente
austenitici e degli acciai inossidabili fertano gradi legati): tali acciai basano le
perfezionate in considerazione dell’efritici.
fetto dello spessore e con l’adozione di
loro proprietà di tenacità alla frattura
In termini metallurgici, il sistema ternadiverse formulazioni per il Cr eq ed il
sulla presenza di crescenti quantità di
rio cromo - ferro - nichel presenta un
Ni eq (Lundin,1988, Hammar e Svensnichel (tipicamente, si pensi ai gradi EN
forte grado di complessità e si preferisce
son, 1979).
10028-4 12Ni14, 12Ni19 e X7Ni9).
in genere, per semplicità, considerare
Ad oggi, numerose sono le ragioni a
Sebbene il tenore di zolfo appaia conil caso di leghe aventi tenori in ferro
favore della presenza di un controllato
trollato, in termini paragonabili ad un
compresi tra il 50 ed il 70%, con particotenore di ferrite δ per limitare i rischi di
tradizionale acciaio bonificato (da 0.005
lare riferimento a quest’ultimo valore
criccabilità; ad esempio:
a 0.015), è la presenza di nichel ad incre(Fig. 11).
• la maggiore solubilità delle impumentare progressivamente i rischi di
In questa ipotesi, sono considerati per gli
rezze in tale fase, che riduce l’entità
criccabilità da solidificazione al punto
acciai austenitici quattro “solidification
della segregazione;
che, per i gradi 12Ni19 e X7Ni9
mode”, indicati in genere con le iniziali
• un maggiore sviluppo delle aree in(X8Ni9), sono utilizzati consumabili di
delle microstrutture, nella sequenza temtergranulari, che disperde le segregadiversa matrice cristallina, come ad
porale in cui si sviluppano: A, AF, FA
zioni in modo meno critico;
esempio acciai inossidabili austenitici
ed F. Essi sono riconducibili al punto
• la maggiore duttilità della ferrite δ ad
(308L, 316L oppure 316L modificato) o
singolare del diagramma di equilibrio
leghe base nichel (tipo ENiCrMo-3
raffigurato nella
oppure ENiCrMo-6).
Figura 11.
La questione assume di riflesso caratteVenendo alla
0.24
ristiche differenti, per questi gradi,
criccabilità da
susceptible
slightly susceptible
poiché il rischio di criccabilità da solidisolidificazione, è
not susceptible
0.20
ficazione è determinato ora dallo specistato osservato
fico consumabile: come si avrà modo di
che i “solidifica0.16
commentare ai successivi punti 6.3 e
tion mode FA/F”
6.4.1, il rischio rimane elevato, con neconsentono una
0.12
cessità di un accurato controllo del proriduzione del
cesso.
livello di rischio;
cracking
no cracking
lo stesso apporto
0.08
6.3 Acciai inossidabili
termico sembra
Gli acciai inossidabili, per gli scopi di
svolgere
un
0.04
questo articolo, appaiono fortemente diruolo significaversificati per composizione chimica,
tivo: all’aumen0.00
microstruttura e stati di fornitura.
tare di questo,
0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1
In particolare, i rischi connessi con la
diminuisce il
Creq / Nieq Ratio
criccabilità da solidificazione risultano
valore minimo
estremamente variabili da caso in caso,
per la tensione di
Figura 12 - Criccabilità da solidificazione
degli acciai inossidabili (Kujanpää, 1979).
considerando le principali tipologie utirottura.
Figure 13 (a sinistra) e 14 (a destra) - Criccabilità da liquazione (AISI 310, a sinistra) e Liquid Metal Embrittlement (LME, a destra).
altissima temperatura, che consente
un effetto di “stress relieving”;
• il minore coefficiente di dilatazione
lineare della ferrite δ , con minori
concentrazioni locali di tensione;
• il minor intervallo di solidificazione
della ferrite primaria rispetto all’austenite primaria (Pellini, 1952);
• una microstruttura a grano complessivamente più fine.
Si ricorda, infine, che:
• la criccabilità da solidificazione può
assumere su questi acciai la forma
della criccabilità da liquazione
in ZTA, con particolare riferimento
agli acciai tipo “fully austenitic”
(Fig. 13); è il caso di ricordare la
complessa rilevabilità di tali cricche
con tecniche non distruttive convenzionali, date le particolari caratteristiche della matrice austenitica;
• l’uso di backing temporanei di rame
può favorire lo sviluppo di LME Liquid
Metal
Embrittlement
(Fig. 14), a sua volta in grado di favorire rotture di natura intergranulare,
specie in caso di “backing” usurati
e/o raffreddati in modo non completamente efficace.
A questo punto dell’articolo, appare
quasi superfluo ribadire la natura interdendritica di numerosi casi di criccabilità da solidificazione (Fig. 15) di questi
acciai.
Va osservato infine il notevole grado di
sensibilità al problema degli acciai inossidabili ferritici, le cui modalità di solidificazione e la marcata tendenza all’ingrossamento del grano ferritico rendono
questi acciai estremamente critici
(Fig. 16).
6.4 Leghe non ferrose
Tra le leghe non ferrose di maggiore interesse industriale meritano certamente
di essere considerate le leghe di nichel e
le leghe di alluminio, per quanto non
manchino altri casi di analoga criticità
(ad esempio, le leghe di rame).
6.4.1 Leghe di nichel
Per numerose leghe di nichel possono
essere formulate considerazioni analoghe a quelle espresse per gli acciai inos-
Figura 15 - Analisi al SEM di una rottura da solidificazione di tipo interdendritico.
Figura 16 - Criccabilità da solidificazione su saldatura GTAW, AISI 444.
ferimento alle leghe
tipo PH, ai tenori di
Al e di Ti.
Nel caso delle
diffuse leghe indurenti per soluzione,
si ricorda che il fenomeno può manifestarsi in zona fusa,
spesso in modo subsuperficiale, così
come anche in ZTA,
in termini di liquazione (Fig. 19).
Figura 17 - Criccabilità in prossimità della
ZTA, lega X-750.
sidabili austenitici, con ovvie differenze:
non ultima, la presenza di una struttura
rigorosamente monofasica, che non può
beneficiare della presenza di tenori controllati di ferrite delta. Va considerato
inoltre che le leghe di nichel presentano
fenomeni di “hot shortness” in zona fusa
per tenori di nichel indicativamente
compresi tra il 25 ed il 45%, fattore che
ne limita la duttilità proprio durante le
fasi più critiche del raffreddamento.
Tale considerazione si applica, in particolare modo, a leghe di tipo PH, sottoposte a cicli di invecchiamento artificiale,
che presentano una duttilità intrinsecamente limitata, con rischi ancora maggiori anche in zona termicamente alterata (Fig. 17).
Per effetto dei principali elementi di
lega, è possibile effettuare formulazioni
più precise (Fig. 18), con particolare ri-
6.4.2 Leghe di alluminio
Le leghe di alluminio rappresentano
un ultimo, noto caso
di sensibilità alla
criccabilità da solidificazione, resa
particolarmente
critica dall’elevato
intervallo di solidificazione intrinseco di
molti gradi e dalla struttura rigorosamente monofasica; non va sottovalutato
neppure il ruolo del coefficiente di dilatazione termica, molto maggiore rispetto
agli acciai ferritici.
Più in particolare, occorre osservare che
la sensibilità delle leghe di alluminio
può risultare variabile con gli elementi
di lega primari e secondari, aspetto
spesso riassunto da diagrammi, quali ad
esempio quello riportato nella Figura 20.
In alcuni casi, tipicamente le leghe della
serie 2XXX, il fenomeno risulta difficilmente contenibile, tanto che la saldatura
Figura 19 - Criccabilità da liquazione delle leghe di nichel (alloy 625).
Aluminium, %
Titanium, %
Figura 18 - Criccabilità da solidificazione
delle leghe di nichel tipo PH.
per fusione è limitata ad una ristretta
cerchia di casi.
In altri, il problema è affrontato con opportune scelte del consumabile, che
portino la zona fusa al di fuori degli intervalli più critici per il fenomeno, per le
concentrazioni degli elementi di lega
principali (ad esempio nel caso del magnesio). Notevole risulta inoltre l’influenza del gas di protezione, date le
profonde differenze tra l’argon e l’elio in
termini di diluizione, e le modalità di
chiusura del cratere, spesso sensibile a
fenomeni di criccabilità localizzati
(crater cracks, Fig. 21).
Aluminium silicon
Aluminium copper
Aluminium magnesium
Crack
sensitivity
Aluminium lithium
Aluminium Mg-Si
0
1
2
3
4
5
Figura 21 - Crater cracks (lega 6061 T6).
6
Percentage of alloying element
Figura 20 - Criccabilità da liquazione delle
leghe di alluminio.
Michele MURGIA, laureato in Ingegneria Meccanica presso la Facoltà di Ingegneria dell’Università
di Genova nel 1991, è entrato all’Istituto Italiano
della Saldatura nel 1992 ed ha maturato esperienza
nel settore della formazione e dell’assistenza
tecnica, con particolare riguardo ai controlli non distruttivi e alla saldatura di materiali termoplastici e
compositi. È certificato European / International
Welding Engineer, European Welding Inspection Engineer / International Welding Inspector Comprehensive, Livello 3 EN 473. È membro del Comitato
“Plastic Welding” dell’EWF (European Welding Federation) e Convenor del CEN TC 249 WG 16
“Thermoplastics Welding”. Dal 2001 è membro del
Group A “Education, training and qualification”
dello IAB (International Authorisation Board) dell’IIW (International Institute of Welding). Responsabile dell’Area saldatura materie plastiche dell’IIS
nel 1994, dell’Area corsi teorici nel 1996, attualmente ricopre il ruolo di Responsabile dell’intera
Divisione Formazione ed Insegnamento dell’Istituto
Italiano della Saldatura.
Riferimenti normativi
-
EN ISO 17641-1:2004 - Destructive tests on welds in
metallic materials - Hot cracking tests for weldments Arc welding processes - Part 1: General (ISO 176411:2004).
-
EN ISO 17641-2:2005 - Destructive tests on welds in
metallic materials - Hot cracking tests for weldments Arc welding processes - Part 2: Self-restraint tests
(ISO 17641-2:2005).
-
CEN ISO/TR 17641-3:2005 - Destructive tests on
welds in metallic materials - Hot cracking tests for
weldments - Arc welding processes - Part 3: Externally
loaded tests (ISO/TR 17641-3:2005).
-
EN 1597-1:1997 - Welding consumables - Test
methods - Part 1: Test piece for all-weld metal test specimens in steel, nickel and nickel alloys.
-
EN 1011-2:2001/A1:2003 - Welding - Recommendations for welding of metallic materials - Part 2: Arc
welding of ferritic steels.
Bibliografia
-
-
Shankar V., Gill T.P.S., Mannan S.L. and Sundaresan S.: «Solidification cracking in austenitic stainless steel welds», Indira
Gandhi Centre for Atomic Research, Kalpakkam 603 102, India, Department of Metallurgical Engineering, Indian Institute
of Technology.
Martínez-Mateo I. and Fernández-García O.: «Solidification cracks in HSLA steel joints after controlled thermal severity
tests», Departmento de Ingeniería de Materiales y Fabricación, Universidad Politécnica de Cartagena.
ASM Handbook Volume 6 - Welding, brazing and soldering, ASM International, 1993.
Alkemade S.J.: «The weld cracking susceptibility of high hardness armour steel», Ship Structures and Materials Division,
Aeronautical and Maritime Research Laboratory.
DuPont J.N.: «Microstructural development and solidification cracking susceptibility of a stabilized stainless steel».
Dupont J.N., Banovic S.W., Marder A.R.: «Microstructural evolution and weldability of dissimilar welds between a super
austenitic stainless steel and nickel-based alloys».
International Institute of Welding
We l d i n g o f t h e h i g h
g ra d e p i p e l i n e - s t e e l
X80 and descr iption
o f d i f fe re n t
p i p e l i n e - p ro j e c t s ( °)
S. Felber *
Summary
1. Introduction
In former times construction steels with
low yield strength, then normalized and
microalloyed C-Mn steels were used for
natural gas pipelines [1]. The next important step started in 1970 with the use
of the thermomechanical treatment [2]
for the steel production for pipes. According to this procedure since about
1973 the steel X60 and since 1977 the
steel X70 were produced as the dominant pipeline-steel types [3]. An improved processing method, consisting of
thermomechanical rolling plus subsequent accelerated cooling, emerged in
the eighties. By this method, it has
become possible to produce even higher
strength materials like X80, having a
further reduced carbon content and
thereby excellent welding properties in
the field. Additions of molybdenum,
copper, and nickel enable the strength
level to be raised to that of grade X100,
when the steel is processed to plates by
thermomechanical rolling plus modified
accelerated cooling [4]. Unlike the development and introduction of the
grades up to X70, the introduction of the
grade X80 takes longer time and is still
(°) Doc. IIW-1893-08 (ex-doc. XI-880-07)
recommended for publication by Commission
XI “Pressure vessels, boilers and pipelines”.
* Institute for Building Construction and
Technology - Vienna University of Technology
(Austria).
Nowadays already a lot of large onshore-projects have been
implemented for the steel X80 with, as it seems, fully satisfactory
results.The high grade pipeline-steel X80 is discussed in detail in this
paper as well as the various projects performed with X80. A lot of
money is spent worldwide in finding the right joining process for the
circumferential welds of these pipes, and so a worldwide central
collection of welding variables and efficient processing could result in a
prediction of the mechanical properties and fracture mechanical
values out of the data of the preceding joining process, and would save
a lot of trial and error and therefore costs.
This paper deals with the welding parameters, the consumable types,
the heat input of the joining process, preheating and interpass
temperatures.The tested materials were the base material, the weld
metal, and the heat-affected zone of welds, using different welding
processes, as for example manual metal arc welding, gas metal arc
welding, gas tungsten arc welding, or submerged arc welding, of the
pipeline steel X80 according to API 5L (L 555MB according to
OENORM EN 10208-2).
KEYWORDS: Arc welding; GMA welding; GTA welding; Heat affected
zone; MMA welding; Parent material; Pipeline steels; Pipelines;
Submerged arc welding; Weld metal; Weld zone.
going on [5] and [6]. Nowadays some
pipeline projects are already performed
using the steel X80. Also, in some long
distance lines, where an increase of the
capacity is not required, a reduction of
the wall thickness (no change of diameter and pressure) can be an economic
impulse to use pipes out of X80. This is
going to be more and more implemented
in Australia using HFI (ERW) pipes and
in Canada using spiral pipes of the grade
X80 [7]. The development for onshore
natural gas pipelines in practice nowadays leads to higher tensile and yield
strength, so to the steels X100 or possibly X120 [3].
S. Felber - Welding of the high grade pipeline-steel X80 and description of different pipeline-projects
This paper gives an overview of the
welding parameters (as e.g. preheating
temperature, interpass temperature, weld
configuration, consumable type, positioning, operating voltage and amperage, travel speeds etc., for various consumables) used for welding the
pipeline-steel X80 according to different
standards (EN and API), by using different welding processes, as shielded metal
arc welding, gas tungsten arc welding,
gas metal arc welding, flux cored arc
welding or submerged arc welding. A
further paper deals with the determination of the mechanical technological (as
e.g. tensile strength, hardness, impact
energy) and fracture mechanical properties (as e.g. CTOD-Crack Tip Opening
Displacement- values according to BS
7448 using three point bend specimens)
[8]. The results are compared.
At the beginning it should be mentioned,
that the welding tests were performed as
well as welds in the field, joints, which
were performed on the building site, as
also as welds in the labour, and therefore
bigger scatter bands in the results may
occur. The basis of most of the diagrams
and figures are a few hundred values,
and to simplify it, just reference
numbers are mentioned.
2. The tested pipeline-steel X80
The pipeline-steel used for the tests was
Figure 1 - Chemical composition of the pipeline-steels X80 according to the standards
OENORM EN 10208-2 (EN) [10] and API 5L (API) [9] and of the tested steels X80 [3] and the
steels [4] to [6] and [14] to [24].
X80 according to API 5L [9] (L 555MB
according to OENORM EN 10208–2
[10], the material number is 1.8978
[11]), which is nowadays already used
for different onshore pipelines. Figure 1
shows the chemical composition
(mass-%) and Figure 2 the mechanical
properties according to the before mentioned standards for the different
pipeline-steels X80. The borders in the
standards, if suggested, do not always
correspond very well.
Therefore it is important to define
already in the planning period of the
pipeline according to which standard the
steel should be chosen. Further the
American standard API 5L leaves the
Figure 2 - Mechanical properties of projects already using the pipeline-steel X80 in comparison
with the standards OENORM EN 10208-2 (EN) [10] and API 5L (API) [9], [4], [6], and [14]
to [25].
amount of Si, V, Nb, and Ti, which form
dispersive carbides and / or nitrides [9]
and [12], open to an agreement between
the steel producer and the customer. Supplements 1 and 2 show the suppliers for
pipeline-steels. The mentioned grade is
the highest grade, the manufacturer is
able to produce. For further information
see [3] and [13].
As already mentioned before, the introduction of the pipeline-steel X80 is
going on, but there are already projects
carried out of the steel X80. The total
length of all installed X80 pipelines was
at the beginning of 2007 about 1 175 km
and further 5 700 km are in work.
Some of the pipelines shown in Table 1,
which are already mentioned in Figures
1 and 2, are only short sections as a field
trial for the steel X80 of a main pipeline,
which has a lower steel grade. All projects with further information are found
and distinguished later.
Additional descriptions to the shown
projects
Megal II
A 3.2 km long X80 (GRS 550) section
was integrated in a pipeline for the first
time in 1985. The design pressure was
80 bar [15].
The yield strength of this GRS 550
pipeline section corresponds to that of
grade X80 according to the standard API
5L but with a significantly higher specified minimum tensile strength of 690
MPa. The steel StE 480.7 (corresponding to grade X70) was used for the
construction of the main part of this
pipeline [21].
Table 1 - Natural gas pipelines out of the steel X80 [6] and [7], [14] to [20], and [26] to [35] and one out of X100.
Country
Constr.
time
Length
[km]
Pipe diameter
[km]
Wall thickness
[mm]
Welding
process
Germany
1985
3.3
1 118 (44”)
13.6
111-C/B
Czechoslovakia
1986
1.5
1 420 (56”)
15.6
111-B
Canada
1990
(126 welds)
1 067 (42”)
10.6
a
Germany
1992-1993
200
56
1 220 (48”)
18.3
19.4
111-C/B
135-CRC
NOVA
Canada
1994
54
1 220 (48”)
spiral pipe
12.1
a
TRANS CANADA PIPELINE
Canada
1997
118
1 220 (48”)
spiral pipe
12.1
16.0
135
111, 136
GB
2002-2003
42
74
1 220 (48”)
15.1
21.8
111-C
Canada
2001
4.5
609 (24”)
25.4
111-C/B
Australia
2002-2003
13
406 (16”)
a
111
135
Wyoming Kansas
2005
611
8
914 (36”)
762 (30”)
11.9
111
136
a
2003
2.4
508 (20”)
20.6
a
Germany
2004
1.6
1 422 (56”)
20.5
a
Italy
2005-2006
7.3
2.9
1 217 (48”)
1 222 (48”)
16.1
18.9
111
135
Alaska Illinois
a
5 700
1 320 (52”)
22.9
135-CAPS
Project
MEGAL II
CSSR, TRANSGAS
COMPRESSOR STATION
RUHRGAS
TRANSCO
CNRLb
ROMA-BRISBANE LOOPING
CHEYENNE PLAINS
MURRAY
STADTWERKE MÜNSTER
SNAM RETE GAS
ALASKA GAS PIPELINE X100
a
No details available.
b
Hot steam.
CSSR
Into the fourth line of the transmission
gas pipeline an experimental pipeline
section was to build with a length of 1.5
km made of pipes manufactured out of
the steel X80 (GRS 550 TM). The wall
thickness of the pipes in the experimental section was identical with that in the
remaining section of the pipeline made
of X70, using experiences obtained in
assembling the MEGAL II pipeline [22].
Ruhrgas
This pipeline is the world’s first pipeline
out of X80 (GRS 550). The route starts
at Schlüchtern in North Rhine-Westphalia and ends in Werne in Hesse. X80
was chosen because of economical
reasons (weight saving reasons by
passing from X70 to X80). But a higher
operating pressure minimised the wall
thickness advantage [15]. The properties
were above the specified minimum
values, for the yield strength between
585 and 665 MPa and for the tensile
strength between 695 and 805 MPa. This
allows a higher operating pressure of
about 100 bar (1 450 psi) compared to an
operating pressure of 80 bar (1 160 psi)
for the grade X70. The used pipes were
longitudinally welded and the supplied
amounts of steel were about 145 000
metric tons. The average length of the
delivered pipes was 17.3 m and one pipe
weighed up to 10.3 tons. They were
epoxy lined and PE coated [15] and [16].
CNRL
This 4.5 km long pipeline in northeastern Alberta, Canada, is used for steam
delivery to oil wells. The line of 24NPS
CSA Gr. 550, which corresponds to
X80, operates at a temperature of 354 °C
and a pressure of 172 bar. The pipes
were produced in 18 m single lengths,
which compared with the generally supplied 12 m length required approximately 30 % less circumferential welds
during the laying process and was both
time and cost saving [27].
Roma Looping
A 13 km section of the Roma to Brisbane looping line using 406 mm diameter API 5L X80 pipes was constructed
[19].
Cheyenne Plains
Cheyenne Plains Gas Pipeline Co. recently constructed a new € 355 million
(USD 425) natural gas pipeline from just
south of Cheyenne in Wyoming to
Greensburg in Kansas. This pipeline will
be able to transport 0.04816 million
cubic meters (1.7 million cubic feet) of
natural gas per day, enough energy to
power about 10 million homes. The used
steel X80 was never used before in the
United States. Worldwide the project
nearly doubled the amount of X80 in
use. A new semi-automatic and manual
welding technique and equipment was
used to ensure the quality on the approximately 400 tie-in welds made at river
and road crossings.
It was decided, that the steel X80 provides a good opportunity to reduce the
steel tonnage while maintaining or increasing compression. For the length of
611 km with a pipe diameter of 914 mm,
181 000 tons of steel were used [36].
Snam Rete Gas - Italy
Snam Rete Gas decided for the first time
to lay a pipeline section out of the steel
X80 (L 555MB) as a part of the TAP
project on high strength steels. This experimental section, 10 km long, was
placed from Enna to Montalbano on
Sicily Island. The pipes have been produced according to EN 10208-2 and the
Snam Rete Gas specification. The pipes
were coated with epoxy resin lining
inside and 3-layer PE outside by the supplier. The remaining part was built in
X65. The pipe laying started on the 21st
of March 2005 and ended in 2006 [20].
Alaska Gas Pipeline
This project was the cause for investigations to the CAPS welding process developed for large-diameter and long distance gas pipelines.
The Alaska Gas Pipeline is a 5 700 km
long pipeline between Alaska and
Chicago with predicted costs of € 13.3
billion (USD 16). This will be the largest
privately financed project in North
America. Due to environmental considerations, most of the construction work
in the Arctic will have to be carried out in
winter, at temperatures of down to minus
50 °C. The pipeline will be built in the
material grade X100 with a diameter of 1
321 mm and a wall thickness of 22.9
mm. The field tests were intended to simulate the requirements although an X80
pipe with a diameter of 1 016 mm and a
wall thickness of 19.1 mm was used.
From the 3rd to 13th of March 2003 the
CAPS equipment was tested in the field
in Edmonton, Alberta, Canada [34].
3. The pipeline-steels X100 and
X120
4. Welding of the pipes out of
X80
The development of high-strength steels is
intensified world-wide to use the economic advantages. EUROPIPE says that
the development of grade X80 has finished
and that this grade is state of the art for
high pressure gas pipelines. Grade X100
was recently developed but up to now
only used in small demonstration lines.
EUROPIPE started the development of
X100 already in 1995. The use of materials with even higher strength, such as
grade X120, is the challenging next step.
In the current line pipe standards a grade
X100 and X120 is not specified, the mechanical properties of these steels are
shown in Table 2.
For the longitudinal welds of the
pipelines for natural gas nowadays
mainly Submerged Arc Welding (12,
SAW) is used, whereas for the circumferential welds in general the following
welding processes are used:
• Manual Metal Arc Welding (111,
MMAW)
- vertical down position (PG)
- cellulosic electrodes (C, Cel)
- vertical up position (PF)
- basic electrodes (B, Bas)
• Gas Metal Arc Welding (GMAW)
in the variations of MIG (131) and
MAG (135)
• Flux Cored Arc Welding (136,
FCAW)
• Gas Tungsten Arc Welding (141,
GTAW)
• Submerged Arc Welding (12, SAW)
flat position (PA).
Pipeline-steel X100
No technological breakthroughs in TM
rolling and accelerated cooling were
necessary.
Only optimization of the existing technology is required for the production of
grade X100 plates. As a result, the production window becomes narrower but a
heat treatment of the plates or pipes is
obviously not necessary. Some investigations performed with this steel are
seen in [37]. For further information see
[37] to [49].
Pipeline-steel X120
The required properties of a steel in
grade X120 are only attainable with a
mainly bainitic microstructure, that predominantly consists of lower bainite.
Due to the combination of a high dislocation density and a very fine scale substructure, so-called domains, this lower
bainitic microstructure is a reasonable
option for an ultra-high-strength level
along with sufficient toughness properties.
The basic alloying system contains Cu,
Ni, Cr, Mo, and the micro alloying elements V, Nb, Ti, and B. For further information see [37], [50], and [51].
Table 2 - Chemical composition and mechanical properties of steels for main pipes
[3] and [37].
a
Steel
grade
YS
[MPa]
TS
[MPa]
A
[%]
YS / TS
[%]
CVN (0 °C)
[J]
X100
> 690
> 930
a
a
a
X120
> 827
> 931
a
< 93
a
No details.
Manual metal arc welding (MMAW,
111) of circumferential welds out of
pipeline-steels
A typical circumferential pipe joint consists of a root pass (RP), a hot-pass (HP),
combined with filler layers (FL), and a
top layer (TL), with a weld metal fitted
to the mechanical properties of the
pipeline-steel.
The circumferential welds made on the
horizontal pipe are performed in vertical
down or vertical up position by two to
four welders to achieve a high joining
performance. It requires electrodes with
special working attributes to be used in
the vertical down or vertical up position.
Depending on the type of electrodes it
can be divided between cellulosic and
basic electrodes.
Welding in vertical down position with
cellulosic electrodes has proven to be the
most efficient and most practical welding
method, because the electrode can be
welded relatively quickly in vertical
down position [3]. Supplement 3 shows
the chemical compositions and the mechanical properties for different cellulosic electrodes, which satisfy the requirements of X70. Typical weld defects
are slag inclusions, cold shuts, notches,
pores, arc strikes at the pipe, and cracks.
For further information see [60].
Welding in vertical up position with cellulosic electrodes is restricted to welding
the root pass. It is especially used for
welded fittings or in case of bigger root
gaps, which do not meet the specified
and strict tolerances. This process is also
known as “Dolly Mix process”. For
further information see [3].
In the middle of the seventies basic electrodes for welding in vertical down position were available. Their development
was initiated by the ability to use high
strength TM-pipeline-steel qualities
with a high toughness (e.g. X80). Cellulosic electrodes were not or particularly
not able to fulfil the requests on the
toughness and the safety against cold
cracks. The achievable welding velocity
is in general higher compared with cellulosic electrodes of the same diameter.
For building a pipeline, where the speed
controlling phase is the welding of the
root pass, this beneficial behaviour can
only partially be realised, because the
welding time is empirically doubled by
using basic electrodes to the one using
cellulosic electrodes. The bad performance of the basic electrode is caused by a
smaller maximum electrode diameter
(e.g. basic Ø 3.2 mm, cellulosic
Ø 4 mm), a bigger root gap requirement
(e.g. basic 2.5 mm, cellulosic 1.5 mm),
and longer secondary processing times
(weaving times). By welding the filler
and top layers both electrode types are
equal in welding capacity, because basic
electrodes are used up to a diameter of
4.5 mm, while cellulosic electrodes are
used up to 5.0 mm.
Basic electrodes for welding in vertical
down position provide a higher toughness of the weld metal, by equivalent
strength levels, than cellulosic electrodes. This is the reason in the majority
of the cases to choose basic electrodes.
Particularly the strength level X70 (StE
480.7 TM) or higher is concerned, as
well as for bigger wall thicknesses also
lower strength levels are concerned. The
chemical composition and the mechanical properties of basic electrodes are
shown in Supplement 4. Typical weld
defects are pores at starting an electrode,
cold shuts, porous root passes, arc
strikes at the pipe, slag inclusions, and
pores. For welding an acceptable root
pass a smaller sized root face and a
bigger root gap compared to cellulosic
electrodes is necessary [61].
By welding the root pass with basic electrodes a reduction of the welding veloc-
ity of 60 to 70 % compared to the “Dolly
Mix” process must be accepted. It still
has an advantage, if welding is performed at very low temperatures. The
high safety against cold cracks in the
pipe joints, welded with basic electrodes, poor on hydrogen, allow an adequate lowering of the preheating temperature. So welding with basic electrodes
is still the most important process in
countries like Russia, especially for
welding in swampy terrain, which can
only be performed in winter [61].
Useable electrodes for this process can
be found in Supplement 5 [65].
With the development of higher grade
pipeline-steels, as X80 and higher, it was
necessary to find an appropriate welding
process to fulfil the requirements for the
higher specified minimum tensile
strength and to have simultaneously satisfactory toughness and satisfactory resistance against cold cracking. This
problem was solved by the use of a combined-electrode manual welding
method. In this method, the root pass
and the hot pass are deposited with wellestablished cellulosic electrodes of
lower strength grade and filler and top
layers with a high strength basic vertical-down electrode. So it is possible to
ensure an unchanged high front end progress during pipe laying. This method is
well-established now and regarded as
sufficiently tried for large-scale practical
use [7]. The chemical composition and
the mechanical properties of basic electrodes are shown in Supplement 6 and
Supplement 7.
Gas metal arc welding of
circumferential welds out of
pipeline-steels (GMAW, 135, 136)
Mechanized pipe welding has now been
used for over 30 years in the pipeline industry. While it is extensively used for
offshore pipeline applications, only a
small percentage of all cross country
lines have been done using mechanized
equipment [66]. Gas metal arc welding
encounters certain limitations in case of
onshore pipe laying [7]. But in plain
regions with few interruptions by rivers
or streets, like deserts and steppes, or on
frozen arctic ground the fully mechanized gas metal arc welding process has
already been used [3].
Nowadays there are some systems,
which are fully developed [61], like the
CRC-Evans-process or the CAPS
process. The flanks of the pipes are put
together and the root pass is welded
from inside. The dimensions of the seam
and the welding parameters have to be
chosen in a way, that the hot-pass, which
is done from outside, penetrates both
welding beads completely. This is up to
now the only developed process with
combined gas metal arc welding from
both sides of the pipe, also described in
[67] and [68].
The combined welding from inside and
outside of the pipes requires a very
precise preparation of the flanks of the
seam. Because of the complex joint
design and the required individual adaptation of both pipe flanks, the preparation of the flanks is always made at the
construction site or at the lay barge directly before welding the root pass.
This preparation replaces the otherwise
required cleaning and bevelling of the
welding flanks.
To weld the root pass depending on the
pipe diameter, up to 6 welding devices
are circling simultaneously on the inner
side of the pipe to provide a high
welding capacity and to avoid the risk of
warping. For this reason the centring
device, which is inside the pipe, is
equipped with welding heads to weld the
root pass. The other layers are welded
from outside with a welding head for
each of the opposing pipe sides.
The first welding from outside, the
welding of the so-called hot-pass is performed with high heat input and high
speed to provide a complete overlap of
the welding bead with the root pass.
Another characteristic of the process is
the exactly defined and computer controlled oscillation, which prevents lack
of fusion to the flanks. The bead thickness is 3 mm on average so about 6
layers are needed for a pipe wall thickness of 18 mm. It is characteristic for the
CRC-Evans-process as well as for any
other fully mechanized process that all
layers are welded in vertical down position.
Steels of the grade up to X70 can be
welded with a microalloyed version of
the welding rod SG 2. The diameter of
the rod for each layer is 0.9 mm. To weld
the high strength steel X80, which was
used the first time in 1993, the strength
of the microalloyed welding rod SG 2 is
not sufficient.
To weld this material, it is necessary to
supply a weld metal with the additional
alloy elements Ni and Mo. The resulting
typical rod analysis is shown in Supplements 8 and 9. It should be carefully
considered also in the case of frequent
interruptions (roads, rivers, etc.),
whether it would be more economic to
apply manual welding. For further information about GMAW see [3].
The CAPS Process (“Cranfield Automated Pipewelding System”) is a special
gas metal arc welding (GMAW) process
based on the tandem technology and developed specifically for the building of
pipelines by Cranfield University [34].
Although the potential of multi-wire
GMAW was first explored as early as the
1950´s, it has not become commercially
viable because the power source technology in process was instable. Tandem
GMAW differs from conventional
GMAW as two welding wires are passed
through the same welding torch. A
single torch with two contacts is used to
feed both wires into a single weld pool.
This tandem GMAW torch is specifically developed for the use of narrow
gap weld preparations utilized in
pipeline welding. Further development
led to the use of two tandem torches on a
single carriage, which is called therefore
“dual tandem welding”. The high speed
of tandem GMAW is retained and two
passes are deposited simultaneously,
which further reduces the welding time.
This results in a significant reduction in
the number of welding stations required
to achieve a given number of welds per
day and leads to major savings in laboratory and equipment costs [70].
The system can be fitted to any welding
head using dual oscillation capabilities.
It is important, that each torch has a separate oscillator to allow the last fill and
cap passes to be completed simultaneously. Because of the high travel speed,
an oscillation rate of more than 400
beats per minute is required to avoid a
“sawtooth” effect with the weld bed
missing section of the sidewall. Travel
speeds of 1 m/min can be used for all
filler layers and speeds of 1.5 m/min can
be used in the position 2G. This compares with speeds of about 50 cm/min
for the mechanized GMAW process currently used for pipelines. Surprisingly, it
was found that the cap pass could also be
welded at 1 m/min.
The cap pass is normally the slowest
pass with travel speeds of about
30 cm/min. The girth welds satisfy X80
mechanical tests requirements [70]. The
chemical compositions of these welding
rods are specified in Supplement 10. For
detailed information about the root pass
and the filler layer technique see [71].
In the last decade welding with filler
wires has been established sporadically
for the building of pipelines. This
process can only be used for welding in
vertical down position with cellulosic
electrodes. The cellulosic electrode is
needed to weld the root pass, the hotpass, and sometimes another compensation layer. After that the welding with
filler wires is safe enough. Generally, for
a wall thickness of 18 mm 2 layers are
enough to finish the weld with filler
wires. The best welding abilities have a
filler wire of the so-called rutile basic
type. The most functional wire diameter
is 1.2 mm.
The filler wire is welded partially mechanized in the vertical up position (PF).
This should happen only after a training
of the welder to contain the defects in
between the wanted boundaries [61].
Tie-in welds for the TRANS CANADA
PIPELINE and the CHEYENNE
PLAINS project were performed by this
process. Further details about welding
with filler wires can be found in [73] and
[74]. The therefore used wires can be
found in Supplement 11.
Submerged arc welding of
circumferential welds out of
pipeline-steels (SAW, 12)
The submerged arc welding process is,
because of its huge volume of the
welding bath, only qualified to weld longitudinal or spiral joints or to connect
two pipes to a double length stationary,
because the weld has to be manufactured
with turning pipes. This process makes
only sense in open areas like in Russia,
Canada, Alaska, in deserts, and steppe
territories and for building pipelines
with a lay barge, because double pipes
greater than 20 m long cannot be transported on streets or railways.
The preparation of the weld is similar to
the fully mechanized gas metal arc
welding process, because one layer is
welded from inside, and the others are
welded from outside the pipe. Only the
flank angle has to be bigger for sub-
merged arc welding. In terms of choosing a submerged arc welding wire, see
Supplement 12, the manufacturers of the
wire should be contacted. The used wire
diameters are 3.0 or 4.0 mm [61].
Further information for this process can
be found in [77] to [81].
General comparison of the welding
processes
Figure 3 shows the chemical compositions, and Figure 4 the mechanical properties of different electrodes, solid wires,
and filler wires for the pipeline-steels
X70 and X80.
The chemical composition of the
welding consumables diverges for all elements. For example the silicon and
manganese contents are in case of basic
electrodes higher than in case of cellulosic electrodes.
A solid wire for MAG welding contains
even higher amounts of the before
named elements. Especially diverging is
the amount of nickel, which lays
between 0.2 and 2.3 % in case of basic
electrodes and is, in case of submerged
arc welding, with 1.6 % high in relation
to the other consumables. It shall be
noticed, that no producer gives information about the amount of microalloy elements.
Concerning the mechanical properties,
the values for the elongation, the yield
strength, and the tensile strength are all
very similar but the toughness values are
diverging for the different consumables.
It can be seen very clearly that, as mentioned before, the basic electrodes
provide a better impact toughness than
the cellulosic electrodes.
For further information about “Welding
in wet environment”, “Welding safety
of pipelines out of pipeline-steels”,
and “Regulations, Standards, and Rules”
see [3].
5. Heat treatments of the
pipeline-steel X80
It is possible to do the whole weld in one
heat, which means that the layers are
welded without time interruption, and so
a welded joint can be heated to 150 or
200 °C easily without preheating [82].
With rising carbon-equivalent, which
means with rising risk of cold cracking,
the needed preheating temperature is
Figure 3 - Chemical composition of the weld metal for grade X80 pipeline-steels for different electrodes, solid wires and filler wires [6], [16], [18],
[19], [21], [30], [31], [34], [66], [70] and [75].
Figure 4 - Mechanical properties of the weld metals for grade X80 pipeline-steels for different electrodes, solid wires, and filler wires [6], [16],
[18], [19], [21], [30], [31], [34], [66], [70], and [75].
rising continuously, depending on the
presence of hydrogen. A common TMrolled pipeline-steel shows carbonequivalents ≤ 0.24 [61]. In Supplement
13 and Figure 5 the preheating and interpass temperatures, as specified by the
manufacturers or used to perform welds,
are collected and Figure 6 shows the
welding parameters.
For further information about the
welding parameters, the preheating and
interpass temperatures, the resulting
chemical composition and the mechanical properties of different welding
metals for the pipeline-steel X80 according to different welding processes see
[3], [53], [54], [65], [83], and [87]
to [96].
6. Welding technological
examinations of the
pipeline-steel X80
Figures 7 to 11 show the welding parameters used for the different welding
processes.
The used abbreviations are:
• dE diameter of the electrodes or wires
• v welding velocity
• U voltage
• I amperage
• S heat input
• T preheating or interpass temperature
• RP root pass
• HP hot-pass
• FL filler layer
• TL top layer.
Figure 7 shows the welding parameters
used for the CSSR project exclusively
performed with basic electrodes.
Figure 5 - Comparison of chosen preheating and interpass temperatures to the suggested values according to different producers, for different
welding processes, for the pipeline-steels X70 and X80 [6], [15], [18], [21], [23], [27], [28], [30], [31], [34], and [86].
Figure 6 - Comparison of different welding parameters for different welding processes for the pipeline-steels X70 and X80 [6], [15], [18], [21],
[23], [27], [28], [30], [31], [34], and [86].
Figure 7 - Welding parameters for manual
metal arc welding (111) with basic electrodes
(B) in vertical down position and the top
layer in vertical up position used for grade
X80 pipelines [18] and [22].
The root pass, the first and second hotpass were welded in vertical down position, the filler layers and the top layer in
vertical up position.
This process has the highest heat input in
comparison with the other ones. The
impact energy values are satisfactory
and higher than in case of some other
processes. There were no strength values
in the references.
Figure 8 shows a combined welding
process. The root and the hot-pass are
welded with cellulosic electrodes in vertical down position, yellow fields. The
filler layers and the top layer are performed with basic electrodes, green
fields. The moderate increasing heat
input, in comparison with Figure 7,
Figure 9 - Welding parameters for the
combined welding process, manual metal arc
welding (111) with cellulosic electrodes for
the root and hot-pass in vertical down
position, and flux cored wire welding (136)
with shielding gas for the filler and top layers
in vertical up position, used for grade X80
pipelines [31].
Figure 8 - Welding parameters for manual
metal arc welding (111) with cellulosic
electrodes for the root and hot-pass with
basic electrodes for the filler and top layers
in vertical down position, used for grade X80
pipelines [6], [15], [21], and [97].
where the heat input for the filler layers
and the top layer raises very quick,
results of the higher welding velocity for
the filler layers and the top layer. The
strength properties fulfil the requirements, and the impact energy values are
on average about 100 J. In regards to
manual welding the combined welding
was the most common process. Therefore the data have a big variation.
In Figure 9 the welding parameters for
tie-in welds of the Cheyenne Plains
project are shown. The root pass and the
hot-pass are performed by 111-C-PG,
yellow fields and the filler layers and the
top layer with flux cored wire and
shielding gas, violet fields, in vertical up
position.
There are no values for the heat input for
the root pass. The heat input for the hotpass of about 40 kJ/cm seems to be very
high. There are no mechanical strength
values published. Figure 10 and Figure
11 show parameters for mechanized
welding processes. Noticeable are the
low and nearly constant heat input
values.
The welding velocities are very high.
The mechanical properties are on
average a little bit higher than for the
manual metal arc welding process.
The impact energy values are spread
over the whole possible range. Figure 12
shows the results for the heat input.
Figure 10 - Welding parameters for the CRC
mechanized welding process (135) used for
grade X80 pipelines [6], [23], [27], and
[30].
Figure 11 - Welding parameters for the CAPS
mechanized welding process (135) used for
grade X80 pipelines [34].
Manual metal arc welding (MMAW)
Megal II
After preheating to 100 °C, the circumferential joints were welded in vertical
down position with cellulosic electrodes
(AWS type E6010-G / E9010-G) for the
first two layers, in order to prevent slag
inclusions, and to ensure that the work
cycles are quickly completed, and basic
electrodes (AWS type E10018-G) for the
filler layers. High hardness values of 350
HV10 were measured in the heat-affected zone and bend tests completed these
results, but unfortunately there were no
further details about these high hardness
values [15]. The deep penetration obtained with the cellulosic electrodes and
the high current input have the effect of
extensively refining the structure of the
root pass. The electrode used was of the
type E9010-G and was thus roughly
matched in strength to the steel X80.
The remaining passes were deposited
from basic electrodes for the vertical
down position of the type E10018-G,
which fully matches the strength of the
steel. Prior to the welding work, welding
procedure qualification tests according
to HP 2/1, VdTÜV-Blatt 1051, and
DVGW-Regelwerk G463 were carried
out with the electrodes of two different
manufacturers [32].
CSSR
The circumferential joints were produced by manual metal arc welding in vertical down and vertical up position with
basic electrodes. Finally, experiences
obtained by the welders in welding with
these given electrodes also resulted in a
low number of defects [22].
Figure 12 - Ranges of heat input for different
welding processes for the root pass (RP),
the hot-pass (HP), the filler layers (FLs),
and the top layers (TL) [6], [15], [18], [21],
[23], [27], [28], [30], [31], and [34].
Ruhrgas
On site 200 km were manually welded
with electrodes. Manual welding in vertical down position was performed according to the conventional procedure,
cellulosic electrodes for the root pass
(AWS type E6010-G) and the hot-pass
(AWS E9010-G), and basic electrodes
for the filler and top layers (AWS
E10018-G). The preheating and interpass temperatures were 100 °C. Due to
this process, a hauling productivity
could be assured with preventing the risk
of cold cracking of the weld. The critical
point was the welding time. The differences in the manual welding were
mainly due to interruptions, caused by
measures taken when using basic electrodes, which need a complete grinding
between different layers in order to
remove adhering slag. The heat input for
the final layers was between 8 and 14
kJ/cm. All welds passed an automatic ultrasonic testing. The repair rate was less
than 3 % [6], [15].
The pipes were delivered (pipe sequence
list) from the pipe stacking or bending
site, and a quality check was performed
[6]. The pipes were epoxy lined and PE
coated [16]. All field bends were performed at a suitable central pipe bending
site by a 60 ton pipe bender. The bending
was carried out in 0.5° steps by using a
mandrel. Every bend was measured after
bending and checked for pucker and
inadmissible deformations (more than
4%) with the help of a calibration pig.
Then the field welding started. After
welding, non-destructive examination,
and field joint coating, the girth welded
segments were lowered onto the prepa-
red trench bottom. The pipe sections
were hydrostatically tested per VdTÜV
Guideline 1060 in length up to 100 m.
For detailed description see [6].
Transco
For welding in the field two welding
crews were used. The front-end crew
performed the root pass (using a
minimum of two highly skilled pipeline
welders), the hot-pass and the first hot
filler. The partially completed circumferential weld was then be allowed to cool,
and was subsequently completed by the
back-end crew. It should be mentioned,
that only cellulosic electrodes were
used, as E6010, E7010, or E8010-G. The
preheating temperature was 70 °C for
the welding tests, compared with a
minimum preheating temperature of
150 °C in the field. The emphasis was on
high productivity. For a 1 050 mm
nominal diameter, 14.3 mm wall thickness pipeline, the typical construction
rates were 50 to 60 welds per day. This
was achieved by accepting that a degree
of repair welding would be required.
Typical repair rates (expressed as a percentage of the number of pipeline circumferential welds) were 4–8 %.
However, these were mostly local
repairs, with very few complete joint cut
outs being required. For further details
to the Transco specifications see [29].
CNRL
Field welding was performed manually
by means of a combination of cellulosic
and basic electrodes, which allowed a
high laying rate with good toughness
properties along all the routes. Prehea-
ting to 150 °C was recommended and
observed. A heat treatment after welding
was not required, leading to a much
more efficient laying process [98].
Roma Looping
The field welding results demonstrated,
that the API 5L X80 pipe could be
welded with both the conventional
MMA cellulosic process and the mechanized GMAW systems, without compromising on the structural integrity of the
pipeline [19].
Mechanized welding
Ruhrgas
On site CRC - Evans automatic welding
was used on about 50 km, the remaining
200 km were manually welded with
electrodes, as already described before.
The mechanized process resulted in
higher properties in the fusion zone than
in the base material with heat inputs of 3
to 9 kJ/cm. Only 4 % of the welds had to
be repaired [15].
Nova
Mechanized gas metal arc welding was
used for welding the mainline. The use
of the self-shielded flux cored arc
welding process for the tie-in welds resulted in substantial productivity gains
over the ones of conventional shielded
metal arc welding [99].
Cheyenne Plains
The procedures for mainline welding,
performed with a mechanized process to
improve productivity to an average of
130 joints per day were relatively similar
to those used on the Kern River, Vector,
and Alliance Pipelines. On the Cheyenne
Plains project the root pass (an internal
bead pass) and the hot-pass (an external
pass) were done by GMAW welding
using ER70S-G solid wire with a diameter of 0.9 mm and a 75/25 argon/ CO 2
shielding gas mixture. The fill and cap
passes (one each) were both done using
pulsed MIG with ER70S-6 solid wire
with a diameter of 1.0 mm and 85/15
argon/ CO2 shielding gas mixture. Miller
inverters, including the Invision™
456MP with built-in pulsing controls,
made nearly all the mechanized welds,
because of their proven ability to withstand dusty and hot conditions on previous pipeline projects. An automatic
8-headed internal welding system for
root bead welding and dual torch
welding systems for the filler layers and
the top layer was used. The external hotpass was completed by the conventional
GMAW. The pipeline was inspected
with highly accurate automated ultrasonic testing equipment [31] and [36].
Alaska Gas Pipeline
The pipes can only be laid in winter,
when the ground is frozen enough to
hold the weight of the construction
equipment and snow and ice protect the
tundra from permanent damage by vehicles. The 24 m long pipes must be
welded inside a special shelter. This protective enclosure is transported from
weld-seam to weld-seam suspended
from a side-boom tractor. Each welding
shelter needs to be self-sufficient carrying all equipment and consumables for
the welding operation, and powering the
welding power sources from a diesel generator. To get the highest welding
speeds, welding is performed vertically
downwards with one machine on each
side of the pipe.
The welding passes are made by using
the RMS Internal Welding Machine.
This equipment acts as an internal alignment clamp for the pipe to align the pipe
bevels and incorporates 4 GMAW
welding heads, that travel around the
inside of the pipe at a speed of 762
mm/min. Once the root is completed the
welding shelter is set over the weld and
the external passes are completed using
the CAPS dual-tandem process. Each
welding machine carries two tandem
welding torches spaced 70 mm apart, so
two weld passes are deposited simultaneously. Three weld runs were performed with dual-tandem GMAW, before
the final capping pass was made with
single tandem GMAW. All filler layers
were welded at a travel speed of 1 300
mm/min, which is more than twice the
speed of the current welding technology
used for pipeline construction.
The Alaska Gas Pipeline is being designed using a X100 linepipe. However,
X100 has never been used in a long-distance pipeline before and the 690 MPa
of the pipe must be overmatched by the
strength of the weld metal. BP requires a
minimum weld metal strength of 810
MPa for X100 [34].
The completed weld has a very similar
profile to conventional mechanized pi-
peline welds so conventional radiography and automated ultrasonic testing
can be used for welding inspection. The
weld metal microstructure and metallurgical properties are also similar to conventional mechanized pipeline welds
[70].
7. Discussion of the results
The welding technology has developed
and corresponds to the material requirements. Table 3 shows the chemical compositions and mechanical properties of
the consumables for welding the pipeline-steels X70 and X80.
With higher strength materials a new
manual welding process, the combined
welding with cellulosic and basic electrodes, had to be introduced. Combined
welding is not as fast as welding with
cellulosic electrodes only, but the
welding technological results and the
repair rates are satisfactory. Also the mechanized welding processes have developed in big steps. Welding with two
welding heads each equipped with two
wires, which leads to high performance,
has proved itself as an economically
joining at a field trial. A comparison of
the welding parameters can be seen in
Table 4.
The examinations of the mechanical
technological properties for the joining
of the pipeline-steels X70 and X80
showed satisfactory values, see Table 5.
The repair rates for the welding processes, especially the mechanized ones,
also decreased enormously in comparison with old ones of 17-23 % for mechanized welding of onshore pipelines in
the 1970s. The CAPS process works on
the steel grade X70 as well as on X80
and X100, see Table 6.
Satisfactory installations of API 5L X80
has been accomplished with a large potential for cost savings and improvements in productivity.
At the design and construction the pipeline-steel X80 has advantages. The
higher strength leads to lower weights or
higher pressure or a combination of
both.
This influences the quantity on steel, the
transportation and pipe laying costs, and
the welding time. On the other hand X80
could be used with the same diameter
and wall thickness, so there is no disad-
Table 3 - Chemical compositions and mechanical properties of the consumables for different welding processes in comparison with
the pipeline-steels X70 and X80.
X70
X80
C
Si
Mn
YS
TS
C
Si
Mn
YS
TS
[m%]
[m%]
[m%]
[MPa]
[MPa]
[m%]
[m%]
[m%]
[MPa]
Mo
Ni
-
A
CVN
Mo
Ni
-
[MPa]
A5
[m%]
[m%]
-
[%]
[J]
[m%]
[m%]
-
[%]
[J]
0.10-0.15
0.10-0.25
0.40-1.00
450-650
520-615
0.170
0.240
0.990
569-590
668-683
0.10-0.50
0.23-1.97
-
19-28
37-70
0.110
0.600
-
a
a
0.10
0.18-0.20
0.30-0.50
480
550-565
a
a
a
a
a
0.25
0.55
-
22-23
37-67
a
a
a
a
a
0.03-0.05
0.30-0.60
0.70-1.20
475-600
565-650
0.0700.100
0.0400.420
1.1901.760
539-677
630-735
a
0.16-2.20
-
26-28
50-80
a
0.6602.240
-
23.0
100-131
0.05
0.52-0.60
0.90-1.10
440-480
565
0.080
0.300
1.050
551-655
695-713
a
0.16
-
28-30
0.300
1.400
-
a
96
a
a
a
a
a
0.0500.090
0.4900.780
1.1401.550
497-964
521-990
a
a
a
a
a
0.0201.140
0.0302.500
-
16.5-28.8
103-150
0.04
0.25-0.45
0.98-1.20
480-540
580-660
> 0.045
0.060
1.700
421-606
524-660
0.03
0.85
-
23
a
a
0.930
-
a
36-130
1st line
2nd line
CVN
111-C-PG
111-C-PF
111-B-PG
111-B-PF
135
136
a
No details.
CVN at 0 °C and at -40 °C for underlined values
vantage corresponding to earlier leakage
by corrosion through smaller wall thickness, but a higher pressure in operation
leads to higher capacity. But there are
also other reasons to reduce the con-
struction costs for both X70 and X80,
like bigger pipe lengths, if possible, less
tie-ins, a more efficient welding process
and harmonized pipe tolerances.
As a final advantage the steel X80 would
lead to the employment of a relatively
new technology, even if it is only a
further field trial in a section of the
mainline to get new information or to
confirm the already existing knowledge.
Table 4 - Comparison of welding parameters for different welding processes of the pipeline-steels X70 and X80.
Steel grade
Parameters
a
X70
I
v
S
X80
PT
IT
I
v
S
PT
IT
Process
[A]
[cm/min]
[kJ/cm]
[°C]
[°C]
[A]
[cm/min]
[kJ/cm]
[°C]
[°C]
111-C-PG
50-260
14-33
5-23
50-200
70-180
70-200
10-30
7-14
80-150
100-170
111-C-PF
80-140
9
10-18
50-200
70-180
a
a
a
a
a
111-B-PG
60-240
12-30
5-14
50-150
70-130
120–250
22-32
7-9
70
100-170
111-B-PF
85-150
8-12
8-14
50-150
70-130
130-190
8-9
20-25
a
a
111-CB-PG
a
a
a
a
a
70-250
10-32
7-10
80-150
100-170
135
90-395
26-127
3-10
50-100
100-150
110-260
26-140
2-11
100-120
100-250
136
180-260
a
a
a
70-180
165-175
10-15
17-22
a
a
No details.
Table 5 - Tensile test, impact test, and hardness test for different welding processes of the pipeline-steels X70 and X80.
Steel grade
X70
TS
CVN, 0 °C
Process
[MPa]
[J]
111-C-PG
525-662
HV10
CVN, 0 °C
HV10
[MPa]
[J]
37-95
b
250-275
a
a
240-250
c
a
a
a
a
550-560
37-67
111-B-PG/PF
560-730
80-120 b
a
703
121
230-280
111-CB-PG
a
a
a
691-745
65-130
220-353
730-735
a
180-270
617-723
79-113
175-310
570-580
a
a
a
a
a
136
No details.
b
-20 °C.
c
-40 °C.
Table 6 - Repair rates for different welding processes of the pipeline-steels X70
and X80.
Steel grade
a
TS
111-C-PF
135
a
X80
X70
X80
Repair rate
Repair rate
Process
[%]
[%]
111-C-PG
1.6–2.4
1-8
111-C/B-PG
a
<3
135
a
3.9-4
No details.
Acknowledgements
The author thanks the staff of the Institute for Testing and Research in Materials Technology (TVFA) of Vienna University of Technology, of OMV
Company, of Böhler Thyssen Welding,
and of VOEST Alpine Steel Linz for
their help.
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pp. 52-57.
[86] Trebo A.: «Werkstoffkundliche und schweißtechnologische Untersuchungen an Dualphasen- und Duplex-Stählen für den
Pipelinebau», Diplomarbeit, TU-Wien, Jänner 2000.
[87] Königshofer H.: «Das manuelle Schweißen von Rohrrundnähten», November 1990.
[88] Königshofer H.: «Basisch umhüllte Stabelektrode BÖH-LER FOX BVD 85 für die Fallnahtschweißung», Schweißblitz,
1980, 23.
[89] Perteneder E., Rabensteiner G., Königshofer H.: «Peculiarities of welding high strength large diameter line pipe steels with
cellulose- and low hydrogen type electrodes», International Conference on Pipeline and Energy Plant, Piping Fabrication
in the 80’s, Calgary, Alberta, Canada, November 10 - 13, 1980, pp. 151-158.
[90] Perteneder E., Königshofer H., Mlekusch J.: «The metallurgy and integrity of high strength MMA girth welds»,
WTIA/APIA Panel 7, Wollongong, Australia, October 26, 1995, Paper 3.
[91] Perteneder E., Königshofer H., Mlekusch J.: «Beitrag zum heutigen Stand des Feldschweißens von Großrohren mit Stabelektroden», Schweißtechnik, 1994, 48, H. 1, pp. 2-5.
[92] Pomaska H.U.: «MAG-Schweißen von Feinkornbaustählen», Sonderdruck der Fa, Linde, 102, Große Schweißtech-nische
Tagung, Berlin, 1. Oktober 1982.
[93] Knoche E.: «Selbstschützende Fülldrahtelektroden für das Schweißen von Großrohrleitungen», Der Praktiker, 1995, Nr. 2,
pp. 52-57.
[94] Sommer B. et al.: «Stahlrohr Handbuch», 12. Auflage, Vulkan-Verlag, Essen, 1995.
[95] Ornig H., Starnberge R.: «Schweißen von Druckrohrleitungen aus StE 690», Stahl, 1993, H. 3, pp. 69-71.
[96] Bilston K., Dietsch A., Fletcher L.: «Performance requirements for onshore pipeline girth welds in Australia a discussion
paper», WTIA/APIA Panel 7 Research Seminar, Wollongong, Australia, October 26, 1995, Paper 8.
[97] Boothby P.J.: «Pipeline-Schweißen in der Gasindustrie in Großbritannien», Schweiss- und Prüftechnik 53, 1999, 12,
pp. 178-181.
[98] Bishop M., Hillenbrand H.G., Liessem A., Reepmeyer O., Schroeder J.: «First time use of LDSAW pipes for highpressure
and high temperature transmission of steam», Europipe GmbH, Ratingen 2002.
[99] Kostic M.M., Gedeon S.A., Bowker J.T., Dorling D.: «Development and production of X80 (550 MPa) gas transmission
linepipe», Pipeline Technology Conference, Ostende, Belgium, September 11 - 14, 1995, Vol. 2, pp. 399-409.
[100] Line Pipe Tables, Pipeline & Gas Journal, 2003, September.
[101] Voest: «Linepipe plates, steel grades and dimensions», 2006.
Supplement 1 - Suppliers for pipelines (1) [100] and [101].
Process
Highest
grade
Outside
diameter
[mm]
Wall
thickness
[mm]
Max.
length
[m]
-
X100
plates,
b = 2 600 – 3 950
5.0 – 50.0
18.7
BELGIUM, Flemalle
TUBEMENSE INDUSTRIES S.A.
SAW
X70
3 048
8.0 – 24.0
11.3
BRAZIL, Pindamonhangaba
CONFAB INDUSTRIAL S.A.
SAW
UOE
X80
324 – 1 219
6.4 – 31.8
12.5
DSAW
U&O
X80
508 – 1 067
6.4 – 16.0
25.0
CANADA, Regina, SASK
IPSCO INC.
DSAW SP
X80
660 – 1 422
6.4 – 17.4
24.5
CANADA, Welland, Ontario
WELLAND PIPE LTD.
EFW-DSA
SP, UOE
X80
1 066 – 1 524
9.5 – 25.4
24.5
CHINA, Lianonang Province
LIAO YANG STEEL
SAW
X80
406 – 1 422
8.0 – 32.0
12.5
CZECH REPUBLIC, Ostrava-Kunice
ISPAT NOVA HUT
SAW
SP
X70
324 – 812
5.3 – 11.9
18.0
FINLAND, Hameenlinna
RAUTARUUKKI OYJ, METFORM
SAW
X80
355 – 457
4.0 – 16.0
18.0
FRANCE, Dunkerque, Cedex
EUROPIPE FRANCE
DSAW
X80
508 – 1 422
6.4 – 50.8
12.5
FRANCE, Boulogne
VALLOUREC & MANNESMANN
SMLS
X100
25 – 711
3.2 – 101.6
16.2
GERMANY, Ratingen
EUROPIPE
DSAW
X80
508 – 1 625
7.0 – 40.0
18.3
GERMANY, Siegen
BERGROHR GmbH
DSAW
X100
a
a
12.0
GERMANY, Hilchenbach
EISENBAU KREMER
DSAW
X100
406 – 1 524
6.3 – 203.0
13.4
GERMANY, Salzgitter
SALZGITTER
DSAW
X100
508 – 1 676
6.3 – 20.6
18.3
GREECE, Athens
CORINTH PIPEWORKS S.A.
DSAW
SP
X70
559 – 2 540
6.0 – 25.4
18.3
SAW
X80
457 – 1 524
6.0 – 38.0
12.2
UOE
DSAW-SP
X80
X70
406 – 1 067
508 – 2 032
4.8 – 9.5
15.0
12.2
INDIA, Lower Parel Mumbai
WELSPUN GUJARAT
SAW
L, UOE
X80
406 – 1 524
6.0 – 65.0
12.4
ISRAEL, Haifa
MIDDLE EAST TUBE INC.
ERW-DSA
X70
457 – 2 032
a
a
SAW
X80
457 – 1 422
4.0 – 44.5
17.1
Country, town
Company name
AUSTRIA
VOEST Grobblech
CANADA, Calgary, Alberta
CAMROSE PIPE CO.
INDIA, Mumbai
MAN INDUSTRIES
INDIA, New Dehli
SAW PIPES LTD.
ITALY, Milano
ILVA SpA
a
No details.
SAW
DSAW
EFW-DSA
Submerged arc welding
Double submerged arc welding
Electric fusion welding - double submerged arc welding
L
SP
SMLS
PB
Longitudinal
Spiral pipe
Seamless
Press bending
Supplement 2 - Suppliers for pipelines (2) [100].
Process
Highest
grade
Outside
diameter
[mm]
Wall
thickness
[mm]
Max.
length
[m]
SAW
X65
508 – 1 422
6.3 – 17.5
11.8
DSAW
X100
406 – 1 422
6.0 – 44.0
18.4
JAPAN, Hyogo
NISHIMURA KOKO CO.LTD.
SAW
PB
X80
25 – 1 422
9.5 – 127.0
12.8
JAPAN, Tokyo
SUMITOMO METAL INDUSTRIES INC.
SAW
X100
609 – 1 625
6.4 – 38.0
18.4
KOREA, Joong-Gu, Seoul
SEAH STEEL CORP.
SAW
L, SP
X80
457 – 2 540
1.0 – 25.4
18.0
MEXIKO, Michoacan
PRODICTPRA MEXICANA DE TUBERIA
DSAW
X80
406 – 1 219
6.4 – 28.6
12.8
MEXIKO, Ste. Monterry
TALLERES ACERO RERY
DSAW
X80
457 – 3 048
3.2 – 79.4
15.3
MEXIKO, Monterry
TUBACERO S.A.
DSAW
X80
508 – 1 219
5.6 – 25.4
15.6
MEXIKO, Hipodromo Condesa
TUBESA
DSAW
SP
X80
508 – 3 048
6.4 – 25.4
24.5
PAKISTAN, Karachi
CRESCENT STEEL
DSAW
SP
X80
228 – 2 286
4.0 – 17.5
15.0
PAKISTAN, Karachi
DATA STEEL PIPE INDUSTRIES LTD.
SAW
X80
200 – 3 500
4.0 – 25.4
15.0
ROMANIA, Galati
S.C. ISPAT SIDEX S.A.
SAW
X65
508 – 1 422
6.4 – 17.5
11.8
DSAW
L, SP
X80
508 – 1 524
6.4 – 30.5
12 - 24
SLOVAKIA, Kosice
U.S.STEEL KOSICE
SAW
Spiral
X70
406 – 1 422
5.0 – 12.5
8 - 18
TURKEY, Izmir
ERCIYAS STEEL PIPE INC.
SAW
X80
305 – 3 200
5.0 – 25.4
a
TURKEY, Istanbul
BORUSAN MANNESMAN YATIRM Hold.
SAW
X70
219 – 2 540
4.0 – 48.0
14.7
TURKEY, Ankara
NORSEL CELICK BORU
SAW
X70
203 – 3 048
28.0
15.9
UNITED KINGDOM, Corby Northants
CORUS TUBES
DSAW
X80
406 – 1 067
6.4 – 50.8
12.8
USA, Panama City, FL
BERG STEEL CORP.
DSAW
X80
609 – 1 625
6.4 – 38.1
24.5
USA, Highspire, PA
DURA-BOND PIPE (Bethlehem Steel)
DSAW
X70
508 – 1 067
7.2 – 19.0
24.5
USA, Napa, CA
NAPA PIPE CORP.
DSAW
X80
406 – 1 067
7.2 – 25.4
24.8
USA, Baytown, TX
SAW PIPES U.S.A. CYCLOPS CORP.
DSAW
X80
609 – 1 219
6.4 – 25.4
24.5
Country, town
Company name
ROMANIA, Galati
S.C. ISPAT S.A
JAPAN, Chiyoda-Ku Tokyo
NIPON KOKAN
SAUDI ARABIA, Khobar
SAUDI ARABIA NAT. PIPE COMPANY
a
No details.
SAW
DSAW
EFW-DSA
Double submerged arc welding
Electric fusion welding - double submerged arc welding
L
SP
SMLS
PB
Longitudinal
Spiral pipe
Seamless
Press bending
Supplement 3 - Properties of the weld metal of cellulosic electrodes with values for the chemical composition (in mass-%)
and mechanical properties (minimum values) of the weld metal [21], [24], [32], and [52] to [59].
AWS
specification
Electrode
name
Chemical composition of the weld metal
YS
TS
A
CVN
at T
[J]
C
Si
Mn
Mo
Ni
[MPa]
[MPa]
[%]
according to ALLOY RODS
-20 °C
a
SUREWELD 10P
0.12
0.17
0.28
a
a
463
550
29
30
a
SUREWELD 710P
0.10
0.18
0.31
0.24
0.53
481
560
22
39
a
SUREWELD 810P
0.10
0.24
0.48
0.11
0.98
501
609
24
42
according to BOEHLER
+20 °C
A5.1, E6010
FOX CEL
0.12
0.14
0.50
a
a
450
520
26
110
a
FOX CEL +
0.17
0.15
0.60
a
a
450
520
26
105
a
a
FOX CEL 75
0.14
0.14
0.70
a
480
550
23
100
A5.5, E 7010-A1
FOX CEL Mo
0.10
0.14
0.40
0.50
a
480
550
23
100
A5.1, E 8010-G
FOX CEL 85
0.14
0.10
0.70
a
0.60
490
570
24
110
a
FOX CEL 90
0.14
0.14
0.80
0.20
0.80
610
650
21
100
E10010-G
a
a
a
a
a
a
a
a
a
a
0.12
0.20
0.50
a
a
380
470
30
70
a
350
420
22
a
according to ESAB
A5.1, E6010
PIPEWELD 6010
-20 °C
a
PIPEWELD 6010 +
0.13
0.25
0.40
a
a
PIPEWELD 7010
0.12
0.10
0.70
0.20
0.20
460
540
24
60
A5.1, E 8010-G
PIPEWELD 8010
0.12
0.10
0.70
0.40
0.20
515
595
24
65
A5.5, E 7010-A1
PIPEWELD 85
0.12
0.10
0.30
0.50
a
460
540
24
50
a
PIPEWELD 9010
0.12
0.30
0.50
0.30
0.70
540
630
18
a
0.17
0.24
0.99
0.11
0.60
569590
668683
a
a
a
according to
a
E10010-G
a
No details.
Supplement 4 - Properties of the weld metal of basic electrodes with values for the chemical composition (in mass-%)
and mechanical properties (minimum values) of the weld metal [52], [56], [59], and [62] to [64].
AWS
specification
Electrode
name
YS
TS
A
CVN
at T
[J]
C
Si
Mn
Mo
Ni
[MPa]
[MPa]
[%]
0.05
0.30
1.00
a
a
510
560
26
170
a
FOX BVD RP
+20 °C
a
FOX BVD 85
0.04
0.40
0.90
a
0.90
510
560
27
170
a
FOX BVD 90
0.04
0.40
1.20
a
2.10
600
650
27
160
a
FOX BVD 100
0.07
0.40
1.20
a
2.30
670
730
24
150
a
FOX BVD 110
0.07
0.40
1.50
0.30
2.00
720
810
20
90
a
FOX BVD 120
0.07
0.40
1.85
0.35
2.25
815
870
18
80
0.90
a
0.17
470
560
29
a
FOX EV PIPE
0.06
0.60
according to ESAB
170
-20 °C
a
FILARC 27P
0.07
0.40
1.20
a
a
460
600
25
100
a
FILARC 37P
0.07
0.40
1.20
0.90
a
550
650
18
a
a
FILARC 108MP
0.07
0.40
1.80
1.50
a
600
690
22
80
PH 118
a
a
a
a
a
a
a
a
a
PH 128
a
a
a
a
a
a
a
a
a
according to ETC
a
a
a
+20 °C
No details.
Supplement 5 - Properties of the weld metal of basic electrodes for welding in vertical up position with values for the chemical
composition (in mass-%) and mechanical properties (minimum values) of the weld metal [56], [62], [64], and [65].
AWS
specification
Electrode
name
YS
TS
A
CVN
at T
[J]
C
Si
Mn
Mo
Ni
[MPa]
[MPa]
[%]
0.07
0.50
1.10
a
a
460
560
28
200
a
FOX EV 50-W
+20 °C
a
FOX EV PIPE
0.06
0.60
0.90
a
0.17
470
560
29
170
a
FOX EV 60 PIPE
0.07
0.60
1.20
a
0.90
550
590
29
170
FOX EV 70 PIPE
0.06
0.50
1.70
0.30
2.20
620
680
20
a
according to ESAB
a
OK 48.00
140
-20 °C
0.06
a
OK 53.70
0.06
a
OK 74.70
0.08
1.15
a
a
445
540
29
140
0.45
1.15
a
a
440
530
30
150
0.40
1.5
0.40
a
540
630
26
110
0.50
according to PHILIPS
E9018-M
a
a
a
a
a
a
a
a
a
a
E10018-M
a
a
a
a
a
a
a
a
a
a
0.08
0.3
1.05
0.3
1.4
+20 °C
according to VAMBERK
E9018-M
a
E-B242
551-579 695-713
a
119
No details.
Supplement 6 - Properties of the weld metal of basic electrodes for welding in vertical down position with values for the chemical
composition (in mass-%) and mechanical properties (minimum values) of the weld metal [16], [18], [21], and [32].
AWS
specification
Electrode
name
YS
TS
A
CVN
at T
[J]
C
Si
Mn
Mo
Ni
[MPa]
[MPa]
[%]
a
+20 °C
according to
E10018-G
a
0.072
0.390
1.19
a
2.24
677
725
23 b
143
E8010-G
a
a
a
a
a
a
a
a
a
a
according to THYSSEN WIRE
+20 °C
E10018-G
a
0.070
0.410
1.26
a
1.39
553-608 666-697
a
E10018-M
B90
0.100
0.350
1.45
a
1.4
611-635 692-735
a
a
E10018-G
0.070
0.350
1.57
a
E10018-G
108MPtyp1
0.070
0.040
1.62
E10018-M
108MPtyp2
0.070
0.420
1.76
a
No details.
b
141
+20 °C
a
a
a
539-622 638-686
a
a
0.89
550-578 630-726
a
150
1.28
578-611 679-727
a
137
0.66
A5.
Supplement 7 - Properties of the weld metal of cellulosic electrodes for welding in vertical down position with values for the
chemical composition (in mass-%) and mechanical properties (minimum values) of the weld metal [16] and [21].
AWS
specification
Electrode
name
C
Si
Mn
0.12
0.14-0.20
0.50
Mo
[%]
[J]
110
0.50
460-480 540-550
23-24
100
0.40
0.20-0.60 490-515 570-595
24
110
a
a
BÖHLER, ESAB
0.10-0.12 0.10-0.14 0.30-0.40
E8010-G
BÖHLER, ESAB
0.12-0.14
0.10
0.70
BÖHLER, ESAB
a
a
a
a
No details.
CVN
20 C°
26-30
E7010-A1
a
[MPa]
A
[MPa]
BÖHLER, ESAB
E9010-G
TS
380-450 470-520
E6010-G
Ni
YS
a
a
a
Supplement 8 - Chemical composition (in mass %) of welding rods used for the GMAW-process [19], [21], [31], [66], and [69].
AWS
specification
Wire
name
C
Si
Mn
Mo
Ni
0.090
0.580
1.280
a
0.030
a
a
a
a
a
0.090
0.490
1.140
a
1.120
YS
TS
A
CVN
at T
[MPa]
[MPa]
[%]
[J]
a
a
a
a
569-585 701-744
a
a
655-741 768-794
a
a
a
according to
CMn
ER 70-S
ER 70S-G
a
ER 80S-Ni1
CMnNi
556-648 638-741
a
a
ER 80S-Ni1
CMi NiTi
0.090
0.600
1.380
1.140
E81T1Ni1
a
a
a
a
a
a
a
a
a
a
a
NiCrMo
a
a
a
a
a
a
a
a
a
OK Autrod 12.66
0.070
0.800
1.400
-
-
535
600
26
100
OK Autrod 13.13
0.100
0.700
1.400
0.200
0.600
690
770
20
-
a
a
a
a
a
a
a
a
a
according to ESAB
-20 °C
ER 70S-6
a
K Nova
No details.
Supplement 9 - Chemical composition (in mass-%) of welding rods used for the CRC-process [6], [23], [30], and [61].
AWS
specification
Wire
name
according toa
Ni1
a
A 5.18
ER 70 S-6
A 5.28
ER 90 S-G
a
C
Si
Mn
Mo
Ni
YS
TS
A
[MPa]
[MPa]
[%]
CVN
at T
[J]
+20 °C
0.060
0.700
1.45
a
0.90
a
a
a
a
K-Nova
0.050
0.780
1.49
0.02
0.03
a
a
a
a
NiMo80
0.070
0.670
1.55
0.42
1.03
a
a
a
a
SG2-mod.-CO2
0.060
0.750
1.55
a
a
497
521
28.8
162
a
a
SG2-mod.-M21
0.060
0.750
1.55
a
581
612
27.1
189
a
NiMo-CO2
0.090
0.650
1.50
0.40
1.09
651
715
22.4
113
a
NiMo-M21
0.090
0.650
1.50
0.40
1.09
670
742
21.8
165
a
No details.
Supplement 10 - Chemical composition (in mass-%) of welding rods used for the CAPS-process [34], [70], and [72].
AWS
specification
Rod
name
C
Si
Mn
Mo
Ni
YS
TS
A
[MPa]
[MPa]
[%]
according toa
CVN
at T
[J]
-40 °C
ER 100S-G c
ER 120S-G
a
a
a
a
0.3
1.0
804
a
19.5
182
a
a
a
a
0.6
2.5
964
990
16.5
133
GSNi1Mo
a
a
a
a
a
a
a
a
a
a
ER480S-6
a
a
a
a
a
a
a
a
a
a
ER690S-G
a
a
a
a
a
a
a
a
a
a
G3Ni1Mo
a
a
a
-20 °C
a
0.3
1.0
753
810
23
ER 100S-G b
a
a
a
0.3
1.0
841
888
20.5
ER 100S-G d
a
a
a
0.3
1.0
753
810
23
a
No details.
b
Single torch GMAW.
a
206
-40 °C
188
-40 °C
a
c
Tandem GMAW.
d
CAPS dual tandem.
Supplement 11 - Chemical composition (in mass %) and mechanical properties of filler wires [31], [75], and [76].
AWS
specification
Wire
name
C
Si
Mn
Mo
Ni
YS
TS
A
[MPa]
[MPa]
[%]
a
CVN
at T
[J]
-30 °C
according to
E71T8-K6
NR-207
0.07
0.22
0.85
a
0.85
421-446 524-528
30
145-200
E91T8-G
NR-208-H
0.045
0.06
1.7
a
0.93
564-604 621-660
23
054-140
0.05
0.55
1.2
a
a
> 460
550-650
> 22
> 80
a
according to OERLIKON
a
-20 °C
FLUXOFIL 14
a
FLUXOFIL 19 HD
0.05
0.5
1.2
a
> 460
550-650
> 22
> 80
a
FLUXOFIL 20
0.05
0.5
1.2
a
0.9
> 490
570-670
> 22
> 80
a
FLUXOFIL 20 HD
0.05
0.5
1.2
a
0.9
> 490
570-670
> 22
> 80
1.2
> 430
520-620
> 20
a
a
FLUXOFIL 18
0.05
0.4
1.1
a
a
FLUXOFIL 25
0.05
0.4
1.2
0.5
-
> 490
550-650
> 20
a
0.030.07
0.4-0.7
1.2-1.6
a
0.700.95
420
520-620
22
a
according to ESAB
a
a
FILARC PZ6104
No details.
Supplement 12 - Chemical composition (in mass-%) of electrodes for longitudinal SAW seams [21].
Type
C
Si
Mn
P
S
Ni
Mo
N
Al
V
Nb
Ti
B
MnMo
0.08
0.35
1.45
0.015
0.004
a
0.3
0.009
0.029
0.04
0.025
0.011
a
MnNiMo
0.07
0.28
1.53
0.014
0.002
0.8
0.35
0.007
0.027
0.04
0.023
0.012
a
MnMoTiB
0.07
0.31
1.55
0.014
0.002
a
0.21
0.005
0.028
a
0.026
0.027
0.002
S2 Ti Mo B
0.06
0.37
1.84
0.017
0.006
0.17
0.1
a
a
0.02
a
0.014
0.002
a
No details.
Sommario
Saldatura dell’acciaio per pipeline ad elevate caratteristiche meccaniche X80 e descrizione di vari
progetti di pipeline
Ad oggi molti progetti on-shore sono stati realizzati con acciai X80 e, come sembra, con risultati pienamente
soddisfacenti.
Nell’articolo viene esaminato in dettaglio questo tipo di acciaio per pipeline e vengono discussi i vari progetti realizzati
con l’X80.
Per trovare il giusto processo per le saldature circonferenziali di queste tubazioni viene speso, in tutto il mondo, molto
danaro per cui una banca dati mondiale di variabili di saldatura e di processi efficienti, ricavata dai dati raccolti dai processi
di giunzione già applicati, potrebbe portare ad una previsione delle proprietà meccaniche e dei valori di meccanica della
frattura e potrebbe evitare l’esecuzione di una grande quantità di prove e di errori e quindi portare ad una riduzione dei
costi.
In questo articolo vengono considerati: parametri di saldatura, tipi di consumabili, apporto termico dei processi di
giunzione, preriscaldo e temperatura di interpass. Su saldature di acciai per pipeline X80 secondo API 5L (L 555MB in
accordo alla EN 10208-2), realizzate mediante diversi processi, come ad esempio: manuale con elettrodi rivestiti, sotto
protezione di gas,TIG ed arco sommerso, sono state eseguite prove sul materiale base, in zona fusa e in zona
termicamente alterata.
Supplement 13 - Heat guidance for welding pipeline-steels, [34], [52], [65], [83] to [85].
Process
Electrode,
wire
C
Brand
Boehler
FOX CEL
FOX CEL Mo
FOX CEL 75
FOX CEL 85
FOX CEL S
Boehler
FOX CEL 90
111
Boehler
FOX BVD RP
B
FOX EV Pipe
FOX BVD 85
FOX BVD 90
FOX BVD 100
FOX EV 50-W
Wall
thickness
[mm]
PT
[°C]
IT
[°C]
Comment
50-100
-
< 20
150
100 ± 30
≥ 20
~ 200
a
< 20
50-150
a
≥ 20
~ 200
< 20
not required
150 ± 30
a
100 ± 30
solid wire
a
dual wire
G3Ni1Mo, 1.0 mm
50-100
31.230
150
250
25
50
120
welding in the field at a pipe made
of X65,
< 23
100
100-150
field trial, X80
filler wire
a
a
a
70-180
outer diameter: 914 mm
single wire
wire: S3 NiMoCr
powder:
UV 421 TT-LH
130
180
X100, prefabrication (longitudinal-,
circumferential-, and fillet welding),
post weld heat treatment:
250-300 °C, 2-4 h
120
170
120
150
X100, fixing and root pass
X100, assembly welding, post weld
heat treatment: 250-300 °C, 2-4 h
135
136
12
114
a
111
135
136
12
114
double wire
a
filler wire
name according to
EN 758: T563
1NiYn1H5
No details.
Manual metal arc welding
MAG-welding with solid wire
MAG-welding with filler wire
Metal arc welding with filler wire
outside temp. > 5 °C,
at steels tending to hardening:
Tv ~ 100 °C
≥ 20
Boehler
FOX EV 50
Boehler
FOX EV 85
for steels with a higher C content
31.230
< 25
C
B
PT
IT
X80
Cellulosic electrodes
Basic electrodes
Preheating temperature
Interpass temperature
La saldatura nei francobolli
La saldatura per bollitura
(Forge welding)
Norvegia 1968
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IIS Didattica
La saldatura ad arco elettrico
delle leghe di alluminio con
protezione gassosa **
Saldabilità
Generalità
Indipendentemente dai problemi tecnologici e dalla scelta opportuna dei materiali d’apporto, che permettono di realizzare una saldatura accettabilmente
esente da difetti, uno dei problemi principali che si pone nella saldatura delle
leghe leggere è l’effetto termico che la
saldatura produce nella zona termicamente alterata.
Sia per le leghe da trattamento termico
sia per quelle fornite con diversi gradi
d’incrudimento l’effetto termico corrisponde, per la zona termicamente alterata, ad un trattamento di solubilizzazione e/o di ricristallizzazione.
Sono, pertanto, significativamente
ridotti in questa zona tutti i vantaggi di
resistenza ottenuti con i suddetti trattamenti; per cui appare importante (e
molti regolamenti lo prescrivono) considerare, agli effetti del dimensionamento,
gli elementi saldati come se costituiti da
materiale ricotto (O). Per verificare l’entità dell’addolcimento in zona termicamente alterata, a causa dell’effetto
termico della saldatura, sono di solito
usate prove di durezza.
Come già ricordato, le leghe Al - Zn Mg presentano, da questo punto di vista,
un comportamento più favorevole data la
tendenza dello zinco a separarsi dalla soluzione solida per “invecchiamento na*
turale”, ripristinando, dopo un congruo
periodo di tempo (anche 1 mese), buona
parte delle caratteristiche di resistenza
della zona termicamente alterata.
Lo zinco entrato in zona fusa per diluizione (sono, in genere, usati materiali di
apporto Al - Mg), precipita con analoghe
modalità accrescendo la resistenza meccanica della zona fusa e portandola a
valori comparabili a quelli del materiale
base invecchiato naturalmente.
I problemi che si presentano durante la
saldatura e che sono dipendenti da particolari caratteristiche fisiche e chimiche
dell’alluminio sono i seguenti:
• l’alluminio conduce il calore molto
più dell’acciaio, per cui si riscontrano
difficoltà ad ottenere la fusione localizzata del materiale. Il calore assorbito nel corso della saldatura porta a
vistose deformazioni a causa della
notevole quantità di materiale interessato al riscaldamento;
• l’alluminio si ossida
con grande facilità, formando un ossido refrattario (allumina
Al2O3) molto compatto
e resistente; la formazione di allumina si verifica già a temperatura
ambiente ed assicura la
protezione del metallo
sottostante; questa formazione aumenta rapidamente con la temperatura. Inoltre, mentre
l’alluminio e le sue
leghe fondono a circa
600÷650°C, l’ossido
fonde a 2050°C ed è
più pesante dell’alluminio. Di conseguenza, si verificano difficoltà per la
fusione del materiale e i pericoli di inclusioni di ossido nel giunto, che si
manifestano sotto forma di film o veli
e che costituiscono indesiderabili incollature nel cordone di saldatura.
Per contrastare queste caratteristiche, la
saldatura dell’alluminio e delle sue leghe
deve ricorrere all’impiego di sorgenti
termiche potenti e concentrate in grado
di realizzare la fusione con rapidità, per
ridurre le dispersioni di calore e, quindi,
anche le deformazioni.
Inoltre, poiché un’efficace protezione
contro l’ossidazione può essere realizzata solo in vicinanza del bagno di
fusione mentre la saldatura comporta un
riscaldamento anche del materiale che
precede la sorgente stessa, è evidente
che la sorgente termica si troverà sempre
in presenza di ossido anche se i materiali
sono stati inizialmente ben puliti.
Figura 1 - Uso della corrente alternata nella
saldatura TIG delle leghe di Al.
Redazione a cura della Divisione FOR - Formazione e insegnamento dell’Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
La rimozione dell’ossido è molto difficile per via chimica (flussi o scorie)
mentre si è invece constatato, nell’impiego della saldatura sotto protezione di
gas inerte, che il flusso di ioni ed elettroni dall’elettrodo al bagno di fusione
ed al materiale base adiacente realizza la
frantumazione e la rimozione dell’ossido quando la polarità della corrente è
inversa (cioè, quando il polo positivo è
collegato all’elettrodo).
Processi di saldatura
Fra i procedimenti convenzionali, solo la
saldatura ad arco sotto protezione di gas
inerte ha finora permesso di realizzare
soddisfacentemente la saldatura delle
leghe di alluminio, per cui oggi essa
risulta quella più diffusa su scala industriale nel campo della saldatura per
fusione(1).
Malgrado lo sviluppo di specifici consumabili, non hanno ad oggi trovato applicazioni significative i processi con protezione di scoria, la cui applicazione è
ostacolata dalla bassa massa volumica
del bagno di fusione rispetto alla scoria,
dalla temperatura di fusione di quest’ultima e dal complesso delle reazioni tra
scoria e bagno di fusione che caratterizzano negativamente il processo.
La saldatura con protezione di gas
inerte, generalmente argon ma anche,
per ottenere migliore penetrazione, elio
o miscele argon - elio, è impiegata adottando processi:
• ad arco con elettrodo infusibile sotto
protezione di gas inerte (TIG), in versione manuale o automatica;
• ad arco con elettrodo fusibile sotto
protezione di gas inerte (MIG) in versione semiautomatica o automatica.
Saldatura con elettrodo infusibile
(TIG)
Questo procedimento è normalmente
impiegato con le seguenti modalità:
• alimentazione dell’arco con corrente
alternata (eventualmente con forme
d’onda particolari);
• sovrapposizione all’arco di alta frequenza realizzata da uno speciale dispositivo.
Per la rimozione dell’allumina dal bagno
di fusione e dai lembi sarebbe necessario
saldare in corrente continua collegando
il polo negativo al pezzo ed il positivo all’elettrodo (polarità inversa). In queste
condizioni, però, per evitare che l’elet-
trodo si riscaldi eccessivamente e si
consumi in breve tempo, sarebbe necessario ridurre molto la corrente, il che
renderebbe antieconomico il procedimento. Con l’impiego della corrente alternata l’effetto di rimozione della pellicola di ossido risulta dimezzato,
restando comunque sufficiente. È,
invece, compromessa la stabilità d’arco,
che risente del periodico passaggio per il
valore zero della corrente alternata con
continui spegnimenti e riaccensioni; ciò
si traduce in difficoltà operative (Fig. 1).
L’uso di forme d’onda particolari e la sovrapposizione di alta frequenza hanno
appunto lo scopo di ripristinare la stabilità d’arco e di consentirne un facile controllo da parte del saldatore.
Questo procedimento è correntemente
impiegato per la saldatura manuale di tubazioni oppure di lamiere sottili, o per
l’esecuzione della prima passata su
lamiere di grosso spessore. Recenti sviluppi del procedimento TIG (spesso con
protezione di elio) riguardano la messa a
punto di procedimenti automatici e talvolta, per produzioni di serie, completamente automatizzati, finalizzati anche
alla saldatura di forti spessori con alte
velocità di esecuzione e/o forte penetrazione.
Inoltre, è ormai ampiamente consolidato
l’impiego di generatori ad onda quadra,
che superano i tradizionali limiti della
saldatura in corrente alternata grazie
anche alle possibilità di regolazione
delle semionde sia nel senso della durata
che in quello dell’intensità, con la possibilità di sbilanciare il funzionamento
sulla polarità positiva piuttosto che il
contrario.
Come noto, questa soluzione comporta
passaggi attraverso lo zero più rapidi rispetto alla tipica tensione sinusoidale.
Il gas di protezione più utilizzato nel
caso di corrente alternata è certamente
l’argon, per quanto siano anche diffuse
miscele binarie Ar - He; l’argon, come
noto, consente accensioni più semplici
ed archi più stabili. Per contro, l’elio
comporta aumenti della tensione d’arco
a causa del maggiore potenziale di ionizzazione ed un’accensione dell’arco più
difficoltosa: in alcuni impianti automatici è oggi possibile effettuare l’accensione con argon e commutare progressivamente la protezione in elio, che
favorisce la velocità di avanzamento, in
considerazione anche della conduttività
termica del materiale base.
Alcuni esempi di parametri di saldatura
tipici della saldatura TIG in posizione
PA con gas Ar sono riportati nella
Tabella I.
Data la reattività del materiale base va ricordata la necessità del pregas e del
postgas per proteggere il bagno di
fusione, l’area ad esso circostante e l’estremità della bacchetta dai gas atmosferici.
Sono oggi disponibili numerose tipologie di torcia e cavi di alimentazione, indicativamente sino a circa 450 A di corrente; spesso essi sono raffreddati ad
acqua, con torce dotate di tasti per la regolazione dei parametri direttamente
sull’impugnatura (Fig. 2).
In considerazione delle caratteristiche
fisiche dei due gas, Ar ed He, va ricordato che le portate possono risultare
molto diverse, a parità di altri parametri:
la Tabella II fornisce alcuni esempi di
portate, in funzione dello spessore del
materiale di base.
In considerazione della tendenza delle
leghe di alluminio a dare luogo a porosità in zona fusa è di grande utilità utilizzare torce dotate di gas lens (Fig. 3), che
garantisce una maggiore regolarità del
(1)
Per applicazioni su lamiere sottili e costruzioni
di serie è anche impiegata la saldatura a
resistenza, benché la sua esecuzione sia
fortemente ostacolata dall’elevata conducibilità
termica e dalla presenza di allumina che agisce
anche come un isolante elettrico. Per questo
motivo la saldatura a resistenza richiede un
accurato decapaggio delle parti da saldare,
eseguito immediatamente prima della saldatura;
diversamente l’allumina avrebbe il tempo di
riformarsi in quantità sufficiente per ostacolare
la saldatura.
Figura 2 - Torcia con comando di regolazione
della corrente.
TABELLA I - Esempi di parametri per saldatura TIG con gas argon.
Spessore
(mm)
Tipo giunto
Luce
(mm)
Corrente
(A)
Numero
passate
Diametro
bacchetta
(mm)
Velocità
(mm/min)
Diametro
ugello
(mm)
0.8
Lembi retti
0
55
1
1.6
300
9.5
1.2
Lembi retti
0
100
1
2.4
400
9.5
1.5
Lembi retti
0.8
130
1
2.4
470
9.5
1.5
Fillet
0
100
1
2.4
250
9.5
2
Lembi retti
0.8
160
1
3.2
380
9.5
2.5
Lembi retti
0.8
170
1
3.2
300
9.5
2.5
Fillet
0
140
1
3.2
250
9.5
3.2
Lembi retti
0.8
180
1
3.2
300
12.7
3.2
Fillet
0
175
1
3.2
300
12.7
5
Lembi retti
1.6
250
1
4.8
200
12.7
5
Fillet
0
240
1
4.8
250
12.7
6.5
V (70°)
0
320
1
4.8
150
12.7
6.5
Fillet
0
290
1
4.8
250
12.7
8
V (70°)
0
340
2
4.8
165
12.7
10
V (70°)
0
350
2
6.4
180
12.7
10
Fillet
0
370
2
6.4
250
16
flusso di gas e la possibilità, a parità di
altre condizioni, di impiegare portate
maggiori senza rischi di turbolenza del
flusso.
Per quanto riguarda invece gli elettrodi,
è noto che essi sono disponibili oggi in
una notevole varietà, che va dagli elettrodi di tungsteno puro a quelli addizionati con ossido di torio, sino a quelli fabbricati con limitate aggiunte di ossidi di
terre rare come ad
esempio Ce e La;
TABELLA II - Portate di gas di protezione per saldatura TIG.
nella saldatura
Portata
Diametro
TIG AC sono
Spessore
(l/min)
ugello
spesso preferiti
(mm)
(mm)
Ar
He
gli elettrodi con
Sino a 1
9.5
3.4
7.5
ossido di Zr per
effetto della loro
1÷3
9.5
4.5
9.5
elevata tempera3÷5
12.5
5.6
11.8
tura di fusione e
5÷9
12.5
7.0
14.2
della capacità di
fornire correnti di
9 ÷ 12
16.0
8.0
16.5
maggiore intenMaggiore di 12
25.0
12.0
21.0
sità rispetto ad
altri, a parità di
TABELLA III - Intensità di corrente per saldatura TIG
(posizione PA; onda quadra bilanciata).
Diametro elettrodo
(mm)
Corrente (A)
1.0
20–50
1.6
50–80
2.4
80–160
3.2
160–225
4.0
225–330
5.0
330–400
6.4
400–550
temperatura. Durante la saldatura la
punta assume una forma emisferica a
causa del flusso di elettroni che la colpisce, quando caratterizzata dalla macchia
anodica; il diametro dell’estremità dovrebbe essere pari a circa 0.4 il diametro
dell’elettrodo e la lunghezza della punta
circa il doppio. Alcuni esempi di corrente da utilizzare (nel caso specifico,
onda quadra bilanciata e gas argon) sono
riportati nella Tabella III.
La tecnica esecutiva è di primaria
importanza, anche in considerazione
delle particolari caratteristiche di fluidità del bagno; di norma, al crescere
dello spessore aumenta il diametro della
bacchetta e la difficoltà di garantire
un’adeguata protezione al materiale,
che risulta schermato dalla bacchetta
stessa, con maggiori rischi di intrappo-
Figura 3 - Effetto del gas lens sulla regolarità
della protezione gassosa.
lare ossidi, come nell’esempio della
Figura 4.
Sino a circa 3 mm è di norma utilizzata
la preparazione a lembi retti, per spessori superiori si passa invece alle preparazioni a V oppure ad U.
Per ovviare ad eventuali difficoltà nella
penetrazione è spesso utilizzato il supporto di piatti di sostegno, che è necessario posizionare con grande cura e per i
quali è opportuno prevedere una luce
pari a circa 1.5 volte il diametro dell’elettrodo, per garantire un’adeguata fusione.
Infine, si ricorda in alternativa la possibilità di utilizzare gas di protezione elio
ed alimentazione in corrente continua,
polarità diretta (DCEN): data l’assenza
di rimozione degli ossidi attraverso l’effetto di sabbiatura ionica, è quanto mai
necessario curare le preparazione rimuovendo gli stessi appena prima dell’inizio
della saldatura.
Data la polarità e l’effetto del gas, la penetrazione risulta favorita, con elevati
rapporti di diluizione, ed il processo può
essere applicato in modo automatico.
Alcuni esempi di parametri caratteristici
di questa specifica applicazione del
processo TIG sono riportati nella
Tabella IV.
e, quindi, rende
più rapida la saldatura. Il processo di saldatura
è utilizzato nel riempimento di
cianfrini
su
lamiere di medio
o grosso spessore;
con l’uso di fili di
piccolo diametro,
può essere impiegato anche su
lamiere di piccolo
spessore ed in
qualunque posizione.
Il gas inerte è generalmente argon;
l’impiego di elio
o miscele argon - elio, in certi casi, permette di realizzare maggiori velocità
di saldatura sugli spessori maggiori ed
è usato, spesso, nelle versioni automatiche.
Le particolari caratteristiche dell’alluminio, nello specifico il basso modulo di
elasticità, rendono necessari sistemi di
avanzamento del filo particolarmente efficaci: rulli di avanzamento aventi una
Figura 4 - Inclusione di ossido.
Saldatura con elettrodo fusibile (MIG)
Con questo processo è usata la consueta
alimentazione in corrente continua
con elettrodo collegato al polo positivo (CCPI/DCEP), condizione che è
anche favorevole per la rimozione dell’ossido.
Il riscaldamento del filo - elettrodo, in
questo caso, rappresenta un vantaggio,
in quanto aumenta la velocità di deposito
TABELLA IV - Processo TIG automatico, gas elio, polarità DCEN (diametro ugello 1/2").
Spessore
(mm)
Tipo giunto
Corrente
(A)
Tensione
(V)
Numero di
passate
Diametro
bacchetta
(mm)
Velocità di
saldatura
(mm/min)
0.8
Lembi retti
20
20
1
1.2
420
1
Lembi retti
26
20
1
1.6
420
1.5
Lembi retti
45
20
1
1.6
480
2.4
Lembi retti
80
17
1
2.4
300
2.4
Fillet
130
14
1
2.4
540
3.2
Lembi retti
120
17
1
3.2
480
3.2
Fillet
180
14
1
3.2
480
6.3
Lembi retti
250
14
1
4.8
180
6.3
Fillet
255
14
1
4.8
360
10
Testa a testa (90° V)
285
14
2
4.8
150
10
Fillet
290
14
1
6.3
180
12.5
Testa a testa (90° V)
310
14
2
4.8
120
12.5
Fillet
315
16
2
6.3
180
20
Doppio-V (90°)
300
17
2
4.8
120
25.4
Doppio-V (90°)
360
19
5
6.3
60
Figura 5 - Esempio di torcia push - pull
(cortesia Fronius).
sezione di gola con raggi di curvatura
adeguati al diametro del filo, talvolta
torce di tipo push - pull (come quella
rappresentata nella Fig. 5), sistemi di
avanzamento a quattro rulli (Fig. 6).
Per quanto concerne i gas di protezione,
essi sono fondamentalmente argon
elio e loro combinazioni; gas come
ossigeno ed azoto non sono utilizzati,
data la tendenza a generare inclusioni
gassose.
La differenza nell’utilizzo dei due gas
nobili è, nella sostanza, quella già commentata a proposito della saldatura TIG:
l’elio richiede tensioni maggiori di circa
il 20% e genera penetrazioni più abbondanti, con la possibilità di aumentare la
velocità di saldatura, a parità di altre
Figura 6 - Sistema di alimentazione del filo a
4 rulli (cortesia Fronius).
condizioni; tra l’altro, le minori velocità
di raffreddamento possono limitare il
rischio di inclusioni di idrogeno, dato il
maggior grado di diffusione consentito
durante il ciclo di raffreddamento.
Un confronto tra giunti a cordoni d’angolo realizzati con gas argon ed elio è
rappresentato nella Figura 7.
Date le caratteristiche metallurgiche del
materiale base, è quasi superfluo ricordare la necessità di utilizzare gas di adeguata purezza, ad esempio gas (o
miscele) aventi una temperatura di
rugiada inferiore o uguale a -50°C, corrispondenti a circa 40 ppm di H2O, riferiti
alla torcia.
Analoghe prescrizioni sono raccomandabili per la conservazione dei fili, che
deve essere effettuata in ambienti adeguati, puliti e nelle rispettive confezioni
originali, possibilmente per periodi non
superiori a 6 mesi per limitare il rischio
di porosità.
Allo stesso modo, è opportuno proteggere le bobine con plastica tra una giornata di lavoro e quella successiva e al
termine di ogni settimana lavorativa; va
ricordato inoltre che è possibile la formazione di condensa spostando le
bobine da ambienti più freddi ad altri più
caldi (esistono infatti sistemi di riscaldamento del filo su alcuni generatori
oppure lampade ad incandescenza per
ottenere un adeguato effetto di essiccamento).
Sono talvolta utilizzati con successo
Figura 7 - Giunto saldato con processo MIG e gas argon (a destra) ed elio (a sinistra), spessore 12 mm.
TABELLA V - Parametri tipici della saldatura MIG con gas Ar di leghe di alluminio.
Spessore
(mm)
1.6
2.4
3.2
4
6.3
8
10
Luce/
spalla
(mm)
Giunto
Backing
0
Lembi retti
Provvisorio
100
19
1/0
0.6
1000
2.5
Lembi retti
Provvisorio
100
19
1/0
0.6
1000
0
Lembi retti
Provvisorio
140
21
1/0
0.6
1000
3.2
Lembi retti
Fisso
130
23
1/0
0.6
780
2.5
Lembi retti
Provvisorio
160
24
1/0
1.2
780
5
Lembi retti
Fisso
135
23
1/0
1.2
720
1.5
Lembi retti
-
170
26
1/1
1.2
750
1.5/2.5
V singolo (60°)
Provvisorio
160
27
1/0
1.2
750
4.5/1.5
V singolo (60°)
Fisso
185
27
2/0
1.6
750
2.5
Lembi retti
-
200
28
1/1
1.6
750
2.5/2.5
V singolo (60°)
Provvisorio
185
27
2/0
1.6
750
6/1.5
V singolo (60°)
Fisso
225
29
3/0
1.6
750
2.5/1.5
V singolo (60°)
Provvisorio
245
29
2/0
1.6
750
4.5/0
V singolo (60°)
Fisso
255
29
3/0
1.6
750
2.5/4.5
V singolo (90°)
-
290
29
1/1
1.6
750
2.5/2.5
V singolo (60°)
Provvisorio
275
29
2/1
1.6
900
4.5/0
V singolo (60°)
Fisso
275
26
3/0
1.6
800/550
sistemi per la pulitura in tempo reale
del filo, posizionati in corrispondenza del
sistema di avanzamento, come anche
possono essere utilizzate procedure
di lavaggio degli stessi per eliminare ogni
traccia di grasso, olio, altri tipi di sporcizia.
Un prospetto riassuntivo dei principali
parametri relativi alla saldatura MIG di
giunti testa a testa, per vari spessori, con
gas Ar, è riportato nella Tabella V.
Materiali d’apporto
Per fornire un quadro sufficientemente
completo, sono riportate in questo paragrafo le due classificazioni maggiormente diffuse a livello internazionale per
i consumabili (in forma di fili o di bacchette), ovvero:
• AWS A5.10 “Specification for bare
aluminum and aluminum - alloy
welding electrodes and rods”
(Tab. VII);
• EN ISO 18273:2004 “Welding consumables - Wire electrodes, wires and
rods for welding of aluminium and
aluminium alloys - Classification”
(Tab. VI).
A parte il consumabile tipo Al Si12 che
contiene silicio in proporzione molto
Corrente Tensione
(A)
(V)
Numero di
Diametro Velocità di
passate
del filo
saldatura
(diritto/rovescio)
(mm)
(mm/min)
vicina alla composizione eutettica
(e, pertanto, presenta buona fluidità e
bassa criccabilità, usato principalmente
per la saldatura e riparazione di getti),
tutti gli altri fili sono tipici per la saldatura delle leghe leggere da lavorazione
plastica. Di regola, si sceglie il filo più
legato fra quelli proposti (AlMg 5 al
posto di AlMg 3.5 o di AlSi 5) quando si
vuole ottenere maggiore resistenza meccanica in zona fusa, per compensare il
fatto che essa si trova allo stato ricotto.
Vi è, infine, da notare che i fili e le bacchette per saldatura sono fabbricati con
prescrizioni di purezza particolari e con
uno stato superficiale particolarmente
curato per evitare eccessive ossidazioni
ed adsorbimento di umidità e, quindi, di
idrogeno. Essi, inoltre, hanno composizione chimica studiata per combattere la
criccabilità a caldo in zona fusa (la presenza di titanio quale affinante del grano
è, a tale scopo, significativa); pertanto, la
pratica di utilizzare, come metallo d’apporto per la saldatura TIG, delle striscioline ricavate dal materiale base appare
altamente pericolosa e sconsigliabile.
Infine sono molto importanti le condizioni di buona conservazione dei metalli
d’apporto, secondo quanto specificato
nelle norme (involucri di materiali impermeabili all’aria e non igroscopici,
chiusi ermeticamente ed, eventualmente,
contenenti sostanze disidratanti) e le
condizioni di maneggio degli stessi,
onde evitare ogni contaminazione.
Risulta in pratica importante, a fine saldatura o turno di lavoro, togliere le
bobine di filo dalle saldatrici e rimetterle
nel loro involucro originale sigillandole;
analogamente è importante riporre nel
loro involucro le bacchette per il TIG.
Numerose sono le indicazioni disponibili in letteratura in ordine alla scelta del
materiale d’apporto in relazione al materiale di base: i principali criteri di cui si
dovrebbe tenere conto sono fondamentalmente i seguenti:
• prestazioni meccaniche richieste alla
giunzione;
• prestazioni fisiche (ad esempio: resistenza alla corrosione) richieste alla
giunzione;
• posizioni di saldatura;
• eventuale esecuzione di trattamenti
termici dopo saldatura;
• limitazione del rischio di criccabilità
a caldo.
Al 99.88
Al 1188
Al 1100
Al99.0Cu
Al 1200
Al99.0
Al 1450
Al99.5Ti
Al 2319
AlCu6MnZrTi
Al 3103
AlMn1
Al 4009
AlSi5Cu1Mg
Al 4010
AlSi7Mg
Al 4011
AlSi7Mg0.5Ti
Al 4018
AlSi7Mg
Al 4043
AlSi5
Al 4043A
AlSi5(A)
Al 4046
AlSi10Mg
Al 4047
AlSi12
Al 4047A
AlSi12(A)
Al 4145
AlSi10Cu4
Al 4643
AlSi4Mg
Al 5249
AlMg2Mn0.8Zr
Al 5554
AlMg2.7Mn
Al 5654
AlMg3.5Ti
Al 5654A
AlMg3.5Ti
Al 5754C
AlMg3
Al 5356
AlMg5Cr(A)
Al 5356A
AlMg5Cr(A)
Al 5556
AlMg5Mn1Ti
Al 5556C
AlMg5Mn1Ti
Al 5556A
AlMg5Mn
Al 5556B
AlMg5Mn
Al 5183 AlMg4.5Mn0.7(A)
Al 5183A AlMg4.5Mn0.7(A)
Al 5087
AlMg4.5MnZr
Al 5187
AlMg4.5MnZr
Al99.7
Al99.8(A)
Al 1070
Al 1080A
Designazione
0.06
Fe
0.25
0.15
Si+Fe 0.95
Si+Fe 1.00
0.25
0.40
0.20
0.30
0.50
0.7
4.5 - 5.5
0.20
6.5 - 7.5
0.20
6.5 - 7.5
0.20
6.5 - 7.5
0.20
4.5 - 6.0
0.8
4.5 - 6.0
0.6
9.0 - 11.0 0.50
11.0 - 13.0 0.8
11.0 - 13.0 0.6
9.3 - 10.7
0.8
3.6 - 4.6
0.8
0.25
0.40
0.25
0.40
Si + Fe 0.45
Si + Fe 0.45
0.40
0.40
0.25
0.40
0.25
0.40
0.25
0.40
0.25
0.40
0.25
0.40
0.25
0.40
0.40
0.40
0.40
0.40
0.25
0.40
0.25
0.40
0.06
Si
0.20
0.15
0.05-0.20
0.05
0.05
5.8 - 6.8
0.10
1.0 - 1.5
0.20
0.20
0.05
0.30
0.30
0.03
0.30
0.30
3.3 - 4.7
0.10
0.05
0.10
0.05
0.05
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
0.05
0.05
0.005
Cu
0.04
0.03
0.05
0.05
0.05
0.20 - 0.40
0.9 - 1.5
0.10
0.10
0.10
0.10
0.05
0.15
0.40
0.15
0.15
0.15
0.05
0.50 - 1.1
0.50 - 1.0
0.01
0.01
0.50
0.05 - 0.20
0.05 - 0.20
0.50 - 1.0
0.50 - 1.0
0.60 - 1.0
0.60 - 1.0
0.50 - 1.0
0.50 - 1.0
0.70 - 1.1
0.70 - 1.1
0.01
Mn
0.03
0.02
0.05
0.02
0.30
0.45 - 0.6
0.30 - 0.45
0.45 - 0.7
0.50 - 0.8
0.05
0.20
0.20 - 0.50
0.10
0.10
0.15
0.10 - 0.30
1.6 - 2.5
2.4 - 3.0
3.1 - 3.9
3.1 - 3.9
2.6 - 3.6
4.5 - 5.5
4.5 - 5.5
4.7 - 5.5
4.7 - 5.5
5.0 - 5.5
5.0 - 5.5
4.3 - 5.2
4.3 - 5.2
4.5 - 5.2
4.5 - 5.2
0.01
Mg
0.03
0.02
-
Cr
-
0.10
0.15
0.30
0.05 - 0.20
0.15 - 0.35
0.15 - 0.35
0.30
0.05 - 0.20
0.05 - 0.20
0.05 - 0.20
0.05 - 0.20
0.05 - 0.20
0.05 - 0.20
0.05 - 0.25
0.05 - 0.25
0.05 - 0.25
0.05 - 0.25
TABELLA VI - Composizione chimica dei materiali d'apporto (EN ISO 18273:2004).
0.10
0.10
0.07
0.10
0.20
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
0.20
0.20
0.20
0.10
0.20
0.25
0.20
0.20
0.20
0.10
0.10
0.25
0.25
0.20
0.20
0.25
0.25
0.25
0.25
0.03
Zn
0.04
0.06
Ga,V
V 0.05
Ga 0.03
Ga 0.03
V 0.05
V0.05-0.15
-
Analisi chimica
-
Zr
99.88
Al min
99.70
99.80
0.0003
Be
0.0003
0.0003
99.00 0.0003
0.05
99.00 0.0003
0.10-0.20
99.50 0.0003
0.10 - 0.20 0.10 - 0.25 Rem
0.0003
Ti + Zr 0.10
Rem
0.0003
0.20
Rem
0.0003
0.20
Rem
0.0003
0.04 - 0.20
Rem 0.04 - 0.07
0.20
Rem
0.0003
0.20
Rem
0.0003
0.15
Rem
0.0003
0.15
Rem
0.0003
Rem
0.0003
0.15
Rem
0.0003
Rem
0.0003
0.15
Rem
0.0003
0.15
0.10 - 0.20 Rem
0.0003
0.05 - 0.20
Rem
0.0003
0.05 - 0.15
Rem
0.0003
0.05 - 0.15
Rem
0.0005
0.15
Rem
0.0003
0.06 - 0.20
Rem
0.0003
0.06 - 0.20
Rem
0.0005
0.05 - 0.20
Rem
0.0003
0.05 - 0.20
Rem
0.0005
0.05 - 0.20
Rem
0.0003
0.05 - 0.20
Rem
0.0005
0.15
Rem
0.0003
0.15
Rem
0.0005
0.15
0.10 - 0.20 Rem
0.0003
0.15
0.10 - 0.20 Rem
0.0005
0.01
Ti
0.03
0.02
0.05
0.05
0.03
0.05
0.05
0.05
0.05
0.05
0.05
0.05
0.05
0.05
0.05
0.05
0.05
0.05
0.05
0.05
0.05
0.05
0.05
0.05
0.05
0.05
0.05
0.05
0.05
0.05
0.05
0.05
0.05
0.01
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
0.15
-
Altri Altri totale
0.03
0.02
TABELLA VII - Composizione chimica dei materiali d'apporto (AWS A5.10).
Grado
ER1100
R1100
ER1188
R1188
R2319
R2319
ER4009
R4009
ER4010
R4010
R4011
ER4043
R4043
ER4047
R4047
ER4145
R4145
ER4643
R4643
ER5183
R5183
ER5356
R5356
ER5554
R5554
ER5556
R5556
ER5654
R5654
R-206.0
R-C355.0
R-A356.0
R-357.0
R-A357.0
UNS
Si
A91100
(1)
A91100
(1)
A91188
0.06
A91188
0.06
A92319
0.20
A92319
0.20
A94009 4.5-5.5
A94009 4.5-5.5
A94010 6.5-7.5
A94010 6.5-7.5
A94011 6.5-7.5
A94043 4.5-6.0
A94043 4.5-6.0
A94047 11.0-13.0
A94047 11.0-13.0
A94145 9.3-10.7
A94145 9.3-10.7
A94643 3.6-4.6
A94643 3.6-4.6
A95183
0.40
A95183
0.40
A95356
0.25
A95356
0.25
A95554
0.25
A95554
0.25
A95556
0.25
A95556
0.25
A95654
(2)
A95654
(2)
A02060
0.10
A33550 4.5-5.5
A13560 6.5-7.5
A03570 6.5-7.5
A13570 6.5-7.5
(1) Si+Fe<0.95
Fe
Cu
Mn
Mg
Cr
Ni
Zn
Ti
(1)
(1)
0.06
0.06
0.30
0.30
0.20
0.20
0.20
0.20
0.20
0.8
0.8
0.8
0.8
0.8
0.8
0.8
0.8
0.40
0.40
0.40
0.40
0.40
0.40
0.40
0.40
(2)
(2)
0.15
0.20
0.20
0.15
0.20
0.05-0.20
0.05-0.20
0.005
0.005
5.8-6.8
5.8-6.8
1.0-1.5
1.0-1.5
0.20
0.20
0.20
0.30
0.30
0.30
0.30
3.3-4.7
3.3-4.7
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
0.05
0.05
4.2-5.0
1.0-1.5
0.20
0.05
0.20
0.05
0.05
0.01
0.01
0.20-0.40
0.20-0.40
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
0.05
0.05
0.15
0.15
0.15
0.15
0.05
0.05
0.50-1.0
0.50-1.0
0.05-0.20
0.05-0.20
0.50-1.0
0.50-1.0
0.50-1.0
0.50-1.0
0.01
0.01
0.20-0.50
0.10
0.10
0.03
0.10
0.01
0.01
0.02
0.02
0.45-0.6
0.45-0.6
0.30-0.45
0.30-0.45
0.45-0.7
0.05
0.05
0.10
0.10
0.15
0.15
0.10-0.30
0.10-0.30
4.3-5.2
4.3-5.2
4.5-5.5
4.5-5.5
2.4-3.0
2.4-3.0
4.7-5.5
4.7-5.5
3.1-3.9
3.1-3.9
0.15-0.35
0.40-0.6
0.25-0.45
0.45-0.6
0.40-0.7
0.15
0.15
0.05-0.25
0.05-0.25
0.05-0.20
0.05-0.20
0.05-0.20
0.05-0.20
0.05-0.20
0.05-0.20
0.15-0.35
0.15-0.35
-
0.05
-
0.10
0.10
0.03
0.03
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
0.10
0.20
0.20
0.20
0.20
0.10
0.10
0.25
0.25
0.10
0.10
0.25
0.25
0.25
0.25
0.20
0.20
0.10
0.10
0.10
0.05
0.10
0.01
0.01
0.10-0.20
0.10-0.20
0.20
0.20
0.20
0.20
0.04-0.20
0.20
0.20
0.15
0.15
0.15
0.15
0.06-0.20
0.06-0.20
0.05-0.20
0.05-0.20
0.05-0.20
0.05-0.20
0.05-0.15
0.05-0.15
0.15-0.30
0.20
0.20
0.20
0.04-0.20
Altri
Ognuno Totale
0.05
0.15
0.05
0.15
0.01
0.01
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
0.05
0.15
(2) Si+Fe<0.45
Nella Tabella VIII sono descritte
combinazioni tipiche sia per getti
che per leghe da deformazione plastica,
per quanto tali combinazioni non siano
specifiche per un determinato settore
di applicazione (per ogni combinazione,
la prima riga suggerisce la scelta consigliata per ottimizzare la resistenza meccanica, la seconda la resistenza alla corrosione, la terza la saldabilità).
Difettologia
Oltre ai già accennati rischi di difetti di
fusione (mancanza di penetrazione, incollature con inclusioni d’ossido), connessi con le proprietà fisiche dell’alluminio e del suo ossido, ed al problema
della criccabilità a caldo, le leghe di alluminio possono presentare un caratteristico tipo di inclusioni gassose in tutta la
massa del cordone (porosità diffusa) e di
dimensioni più o meno rilevanti, da
pochi decimi di millimetro fino ad un
millimetro e più.
Particolarmente sensibili a questo tipo di
difetto, attribuito alla diversa solubilità
dell’idrogeno passando dalla fase
liquida a quella solida, si dimostrano le
leghe alluminio - magnesio saldate col
procedimento MIG che realizza forti velocità di saldatura e, quindi, anche di solidificazione del bagno, non consentendo ai gas che si sviluppano di
sfuggire dalla superficie dello stesso.
L’idrogeno proviene di solito dall’umidità adsorbita dall’ossido superficiale
sui lembi e/o sul filo, dissociatasi nell’atmosfera d’arco: quindi, si deduce la
grande importanza dello stato superfi-
TABELLA VIII - Criteri di scelta dei materiali d’apporto (NR: non raccomandabile).
Materiale base Getti Al-Si
Getti Al-Mg
1XXX
2XXX
3XXX
4XXX
5XXX
6XXX
7XXX
Getti Al-Si
4XXX
NR
4XXX
NR
4XXX
4XXX
NR
4XXX
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
5XXX
5XXX
NR
5XXX
NR
5XXX
5XXX
5XXX
NR
NR
NR
NR
3XXX
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
4XXX
5XXX
4XXX
NR
4XXX
4XXX
5XXX
4XXX
5XXX
NR
NR
1XXX
NR
3XXX
1XXX
NR
NR
NR
NR
NR
NR
4047
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
4047
4047
4047
4047
NR
4047
NR
4XXX
5XXX
4XXX
NR
4XXX
4XXX
5XXX
5XXX
5XXX
NR
3XXX
3XXX
NR
3XXX
3XXX
NR
NR
NR
NR
NR
NR
4047
NR
NR
NR
NR
NR
4XXX
NR
4XXX
NR
4XXX
4XXX
NR
5XXX
5XXX
NR
NR
1XXX
NR
3XXX
NR
NR
4XXX
4XXX
NR
NR
NR
4047
NR
NR
NR
NR
NR
NR
5XXX
5XXX
NR
5XXX
NR
5XXX
5XXX
5XXX
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
4XXX
5XXX
4XXX
NR
5XXX
5XXX
5XXX
5XXX
5XXX
NR
NR
NR
NR
NR
4XXX
NR
NR
NR
NR
NR
NR
4047
NR
NR
NR
4XXX
NR
NR
5XXX
5XXX
NR
5XXX
5XXX
5XXX
5XXX
5XXX
NR
NR
NR
NR
NR
4XXX
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
NR
Getti Al-Mg
1XXX
2XXX
3XXX
4XXX
5XXX
6XXX
7XXX
Figura 8 - Cricca di cratere (saldatura TIG,
lega AA 5083).
Figura 9 - Cricca a caldo (saldatura TIG,
lega AA 6082T4).
ciale e delle condizioni di conservazione. Sulla porosità influisce senz’altro
anche l’abilità del saldatore; occorre
curare, tuttavia, anche la pulizia dei materiali base.
Le modalità esecutive del procedimento
TIG tendono a manifestare più facilmente il fenomeno delle cricche a caldo,
particolarmente per le leghe alluminio magnesio con tenori di Mg fino al
2.5÷3% ed, in genere, per le leghe da
trattamento termico più che per quelle da
incrudimento. A tale fine, conviene scegliere leghe con composizione nominale
meno suscettibile a questo fenomeno (ad
esempio AlMg 5) e curare particolar-
mente la pulizia dei lembi e delle bacchette (Figg. 8, 9 e 10).
Un ulteriore difetto spesso presente nelle
saldature di alluminio e sue leghe, ma ri-
levabile solamente con la radiografia,
tipico del procedimento TIG, è rappresentato dalle inclusioni di tungsteno; il
difetto è attribuibile all’operatore.
Figura 10 - Porosità da idrogeno (saldatura TIG, spessore 6 mm).
LA SIMBOLEGGIATURA DELLE SALDATURE SUI DISEGNI SECONDO UNI EN 22553:1997
Segni grafici elementari
saldatura a bordi
rilevati (con bordi
completamente fusi)
saldatura d'angolo
saldatura a lembi retti
saldatura in foro o in
asola
saldatura a V
saldatura a punti
saldatura a mezza V
saldatura in linea
continua
saldatura a mezza V
con spalla
saldatura a V a
fianchi ripidi
saldatura a U
saldatura a mezza V
a fianchi ripidi
saldatura a J
saldatura d'orlo
saldatura di ripresa a
rovescio
saldatura di riporto
7
RMXYVE
2IPP«EQFMXSHM
7YFJSVRMXYVE UYIPPS GLI PI EPXVI ÍVI RSR XM TSWWSRS HEVI YR«MRXIVE GMXXk TIV P«MRHYWXVME
QERMJEXXYVMIVE YR«SJJIVXE QIVGISPSKMGE E MHII RSZMXk I XVEWJIVMQIRXS XIGRSPSKMGS
EVIIHMQSWXVEXMZIGSRQEGGLMRIJYR^MSRERXM
Subfornitura
MECSPE
¦QEV^S*MIVIHM4EVQE
7XEQTEHMVIXXEQIRXIHEPWMXSPEXIWWIVEKVEXYMXETIVIRXVEVIMRÍVE[[[WIREJMXQIGXIWWIVE
4IVMRJS7IREJ1IWXMIVI*MIVIWYFJSVRMXYVE$WIREJMX[[[QIGWTIGSQ
Scienza
e
Tecnica
Importanti novità nel dimensionamento dei giunti flangiati
Nei primi mesi del 2008 è stata pubblicata la revisione della norma UNI EN
1092-1:2007 “Flange circolari per tubazioni, valvole, raccordi e accessori
designate per PN - Flange di acciaio”.
Tale documento specifica i requisiti riguardanti le flange circolari di acciaio
con diametri nominali compresi tra
DN10 e DN4000.
La nuova norma sostituisce la precedente edizione del 2003 ed è frutto delle
attività svolte dal Comitato Tecnico
CEN/TC 74 che ha elaborato il nuovo
dimensionamento delle flange utilizzando come riferimento la norma
EN 1591-1:2001 “Flange e loro giunzioni - Regole di progettazione delle
giunzioni con flange circolari e guarnizioni - Metodo di calcolo”.
Il metodo di calcolo utilizzato soddisfa
sia criteri di tenuta sia criteri di resistenza, considerando il comportamento
del sistema completo (flange, bulloni e
guarnizione). Oltre ai parametri di base,
quali pressione del fluido, resistenza
meccanica del materiale, fattore di compressione sulla guarnizione e carico nominale sui bulloni, la norma tiene in
considerazione altri aspetti, come, ad
esempio, l’effetto di forze e momenti
esterni, la variazione della forza agente
sulla guarnizione a causa delle deformazioni dei diversi componenti e la variabilità del carico applicato ai bulloni
durante la fase di serraggio, dovuta alle
differenti procedure (manuale, con
chiave dinamometrica, con tenditore
idraulico, ecc.) che è possibile adottare
per tale operazione.
Al pari dell’edizione precedente la
EN 1092-1:2007 propone le tipologie di
flange utilizzabili fornendo tutte le indicazioni dimensionali necessarie alla
loro realizzazione ad eccezione, per
flange caratterizzate da grandi diametri
nominali, dello spessore della flangia
stessa, che deve essere calcolato dal
progettista del giunto.
La nuova norma, tuttavia, amplia il
campo di applicabilità per quanto riguarda le combinazioni pressione e temperatura, consentendo la realizzazione
di flange dimensionate con “rating” di
riferimento maggiore rispetto a quanto
indicato in precedenza.
I vecchi riferimenti normativi, infatti,
prevedevano l’utilizzo dei giunti flangiati per valori massimi di pressione
fino a 100 bar; la nuova revisione consente invece la realizzazione di giunti
flangiati in grado di operare a pressioni
che possono arrivare fino a 400 bar. Per
alcune tipologie di flange, infatti, sono
stati introdotti i “rating” PN160,
PN250, PN320 e PN400.
Anche l’elenco dei materiali previsti per
la realizzazione delle flange ha subito
alcune variazioni, in particolare non è
più possibile l’utilizzo di alcuni acciai,
ammessi dalla precedente edizione della
norma, caratterizzati da proprietà meccaniche particolarmente modeste (ad es.
l’acciaio S235JR).
L’applicazione del metodo di calcolo riportato nella UNI EN 1591-1 ha tuttavia
riservato alcune sorprese, in particolare
nella definizione dello spessore delle
flange caratterizzate da diametri
medio/grandi; a parità di materiale, diametro nominale e rating di riferimento,
infatti, lo spessore nominale della
flangia risulta molto superiore rispetto
al valore riportato nella UNI EN 10921:2003.
Un esempio può essere rappresentato
dalle flange con rating PN2.5 e diametro
nominale DN2000, per le quali il nuovo
spessore è pari a 50 mm (superiore
quasi del 50% rispetto allo spessore di
28 mm indicato dalla precedente edizione della norma).
A fronte delle modifiche sopra descritte
alla nuova edizione della norma è di notevole importanza segnalare due aspetti
particolarmente significativi dal punto
di vista tecnico: la necessità di revisionare le specifiche di progetto per la realizzazione di nuovi impianti e l’effettiva
affidabilità dei componenti già progettati e attualmente in esercizio che, sulla
base delle nuove prescrizioni, sembrerebbero fortemente sottodimensionati.
Le società di ingegneria che sviluppano
la progettazione di impianti industriali,
utilizzando le normative europee come
riferimento, saranno prevedibilmente
obbligate a revisionare tutta la docu-
Scienza e Tecnica
mentazione relativa ai componenti che
costituiscono il giunto flangiato (con
particolare attenzione alla lunghezza
della bulloneria); sarà inoltre necessario intervenire su tutti i database utilizzati come riferimento per la stesura
degli elaborati grafici. Dal punto di vista
economico ulteriori oneri potrebbero
provenire dall’incremento del peso dei
componenti e dalla necessità di utilizzare materiali più pregiati.
Per quanto attiene l’affidabilità dei
giunti flangiati attualmente in servizio,
realizzati in accordo all’edizione precedente della norma, deve essere evidenziato che, per le flange di maggior uti-
lizzo (fino a DN600), il valore dello
spessore non ha subito modifiche nella
stesura della nuova versione; permane,
evidentemente, l’incongruenza tra le
nuove prescrizioni e lo spessore delle
flange di diametro nominale superiore a
DN600 installate prima dell’Agosto
2007 (data dell’entrata in vigore della
nuova edizione della norma).
Va tuttavia rilevato che nell’applicazione del metodo di calcolo proposto
dalla UNI EN 1591-1 per la determinazione dei valori di spessore indicati
nella UNI EN 1092-1:2007 sono state
utilizzate specifiche caratteristiche dei
componenti, riportate in EN 1092-1 -
ANNEX E, selezionate in modo tale da
ottenere risultati adeguatamente cautelativi, il cui utilizzo possa essere ritenuto
affidabile per tutte le possibili casistiche
di interesse applicativo. È quindi plausibile che, nel caso in cui vengano adottati
nel dimensionamento i parametri che
caratterizzano i componenti effettivamente installati, la verifica dello spessore delle flange attualmente in esercizio
sia superata con esito positivo anche
con l’adozione del nuovo metodo di
calcolo.
Dott. Ing. Fabio Temporini
IIS
IIS News
La ricerca in saldatura: qualcosa si
muove !
I programmi di sviluppo e finanziamento
della ricerca sperimentale nel campo
della saldatura si stanno finalmente concretizzando in Italia.
Attraverso il bando “INDUSTRIA
2015” nell’ambito del progetto di innovazione industriale “Mobilità Sostenibile - Sistemi di Produzione Flessibile ed
Eco-efficienti per Veicoli su Gomma”
(Art. 1 comma 842 della Legge 27 Dicembre 2006 del Ministero dello Sviluppo Economico) finalizzato all’industria automobilistica ed il progetto,
sempre sponsorizzato dal Governo Italiano, finalizzato all’industria aeronautica che prende il nome di progetto
“AMERICA - Advanced Materials Technologies for Innovative Composite Aircraft” nei prossimi mesi finalmente si
metteranno in moto gli operatori del
settore “Ricerca in Saldatura”.
Infatti, in questi progetti si dà ampio
spazio allo studio sperimentale dell’applicazione industriale dei processi avanzati di saldatura ed in particolare al
Laser ed alla Friction Stir Welding
(FSW).
Non è un caso che l’Istituto Italiano
della Saldatura (IIS) si trovi oggi già
preparato a partecipare come “Partner
attivo” a questi progetti di ricerca
poiché, con lungimiranza, in questi
ultimi anni ha investito molto, in termini
di attrezzature e risorse umane, per
dotarsi proprio dei processi di saldatura
Laser e FSW presso i propri laboratori
di Genova. Nei prossimi mesi quindi
l’IIS potrà concretamente cominciare a
raccogliere quanto seminato in questi
ultimi anni.
Dal punto di vista strettamente tecnico
tutte le attività che saranno svolte dall’Istituto Italiano della Saldatura all’interno dei progetti sopra citati saranno finalizzate agli “Studi sulla fattibilità di
esecuzione di giunzioni tra laminati
sottili in titanio, in acciaio al carbonio
zincato, in leghe d’alluminio e giunzioni
miste tra laminati in alluminio ed
acciaio mediante i processi di saldatura
Laser e Friction Stir Welding - FSW”.
Tutti gli studi si articoleranno sostanzialmente in varie fasi:
1. Studio e valutazione delle tecniche di
saldatura Laser e FSW applicabili.
2. Studio e costruzione degli utensili
FSW per quanto riguarda materiale
e geometria ottimali.
3. Studio e costruzione delle attrezzature di bloccaggio delle parti.
4. Studio e modellazione dei parametri
e della modalità di saldatura.
5. Studio e modellazione delle modalità
e delle attrezzature necessarie per la
protezione dei giunti.
6. Prove preliminari e verifica della
qualità ottenibile sui giunti.
7. Studio sugli effetti di eventuali trattamenti termici post saldatura sulle
proprietà meccaniche e microstrutturali delle giunzioni.
8. Gradi di difettosità delle giunzioni e
relativi controlli di qualità.
9. Costruzione di talloni saldati quali
prototipi per l’applicazione industriale.
Le sperimentazioni consisteranno quindi
nella produzione di talloni di saldatura
eseguiti con i diversi processi di saldatura (Laser e FSW) tra spezzoni di laminati piani senza particolari sagomature
e nella loro successiva caratterizza-
zione. La configurazione geometrica definitiva dei giunti, per quanto riguarda
le applicazioni a cui sono rivolti, sarà
stabilita successivamente.
Per lo svolgimento delle fasi operative
del programma saranno inviate c/o il ns.
laboratorio IIS di Genova le campionature dei materiali che si intenderanno
utilizzare, opportunamente corredate di
certificazione d’origine per quanto riguarda composizione chimica e proprietà meccaniche.
Le campionature saranno fogli di
lamiera di larghezza e lunghezza predefinite, che dovranno risultare il più piatti
possibile e quindi ottenuti evitando la
tranciatura mediante cesoia e ricorrendo, se possibile, al taglio Laser o a
getto d’acqua o alla lavorazione meccanica.
Il programma temporale, per lo svolgimento di tutte le attività di studio e sperimentazione dei processi di saldatura, è
stato stimato complessivamente in 24
mesi a partire dalla data di approvazione dei progetti da parte del Ministero
dello Sviluppo economico.
I prestigiosi “Partners” dell’Istituto in
questi progetti di ricerca sono:
• Centro Ricerche Fiat
• Comau
• Alenia Aeronautica
• Boeing
• Consorzio Calef
ed altri centri di ricerca nazionali ed internazionali, Università e Società del
settore dei componenti saldati.
Vi terremo informati appena la ricerca è
partita !!!
Dott. Ing. Alberto Lauro
Vice Segretario Generale IIS
IIS News
1st International Conference on
Welding Technologies ’09
L’Università di Ankara (Turchia) organizzerà nei giorni dall’11 al 13 Giugno
2009 la “1st International Conference on
Welding Technologies’09 ”.
L’evento si svolgerà presso la locale
Facoltà di Ingegneria e vede l’IIS tra i
membri del Comitato Scientifico.
L’ Istituto parteciperà inoltre alla Conferenza presentando la memoria dal titolo:
“ The keyhole TIG welding process - a
true option to join valuable materials”.
I Professori Adem Kurt e Hakan Ates,
membri del Comitato Organizzatore, ci
hanno chiesto di estendere l’invito di
partecipazione come autori e relatori di
contributi scientifici ad esponenti della
comunità scientifica italiana.
Chi fosse interessato a ricevere
maggiori dettagli sull’evento in oggetto
è pregato di contattare l’Ing. Rosario
Russo (tel. 010/8341476, e-mail:
[email protected]) dell’IIS.
I colleghi turchi, che partecipano fra
l’altro insieme all’Istituto come coordinatori del progetto di formazione professionale Leonardo da Vinci “ WELDICTION”, vedono con particolare favore
la partecipazione dei colleghi dell’Unione Europea, in prospettiva dell’ingresso della Turchia nella Comunità.
Dott. Ing. Rosario Russo
IIS
SIMBOLI DEGLI ELEMENTI
Ac
Ag
Al
Ar
As
At
Au
B
Ba
Be
Bi
Br
C
Ca
Cd
Ce
Cl
Co
Attinio
Argento
Alluminio
Argon
Arsenico
Astato
Oro
Boro
Bario
Berillio
Bismuto
Bromo
Carbonio
Calcio
Cadmio
Cerio
Cloro
Cobalto
Cr
Cs
Cu
Dy
Er
Eu
F
Fe
Fr
Ga
Gd
Ge
H
He
Hf
Hg
Ho
I
Cromo
Cesio
Rame
Disprosio
Erbio
Europio
Fluoro
Ferro
Francio
Gallio
Gadolinio
Germanio
Idrogeno
Elio
Afnio
Mercurio
Olmio
Iodio
In
Ir
K
Kr
La
Li
Lu
Mg
Mn
Mo
N
Na
Nb
Nd
Ne
Ni
O
Os
Indio
Iridio
Potassio
Kripton
Lantanio
Litio
Lutezio
Magnesio
Manganese
Molibdeno
Azoto
Sodio
Niobio-Columbio
Neodimio
Neon
Nichel
Ossigeno
Osmio
P
Pa
Pb
Pd
Po
Pr
Pt
Ra
Rb
Re
Rh
Rn
Ru
S
Sb
Sc
Se
Si
Fosforo
Protoattinio
Piombo
Palladio
Polonio
Praseodimio
Platino
Radio
Rubidio
Renio
Rodio
Radon
Rutenio
Zolfo
Antimonio
Scandio
Selenio
Silicio
Si
Sm
Sn
Sr
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Tulio
Uranio
Vanadio
Tungsteno-Wolframio
Xeno
Ittrio
Itterbio
Zinco
Zirconio
cura
soluzioni
mercato
evoluzione
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e la saldatura dei metalli
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in continua
Pubblicazioni IIS - Novità 2008
Metallurgia e saldabilità del titanio e
delle sue leghe
Indice
Capitolo 1. INTRODUZIONE
Capitolo 2. CARATTERISTICHE METALLURGICHE: titanio commercialmente puro (Cp); leghe alfa e superalfa; leghe alfa-beta;
leghe beta; stati di fornitura.
Capitolo 3. RIFERIMENTI NORMATIVI
Capitolo 4. SALDABILITÀ: giunti integrali; titanio puro; leghe alfa;
leghe alfa - beta; leghe beta; leghe dissimili; saldabilità con altre
leghe; precauzioni preliminari - condizionamento delle superfici;
protezione dalla contaminazione durante la saldatura.
Capitolo 5. MATERIALI D’APPORTO
Capitolo 6. PROCESSI DI SALDATURA: saldatura TIG e plasma;
saldatura MIG; saldatura con fascio elettronico (electron beam); saldatura laser; saldatura a resistenza; saldatura a scintillio; saldatura
ad attrito; saldatura ad esplosione; brasatura; saldatura a diffusione
atomica.
Capitolo 7. QUALITÀ E PRESTAZIONI DEI GIUNTI SALDATI:
effetto degli elementi interstiziali; trattamenti termici ed operazioni finali di pulitura; controlli indiretti; controlli diretti.
Capitolo 8. SALDATURA DI LAMIERE PLACCATE CON TITANIO
O SUE LEGHE: tecnica operativa; trattamenti termici.
BIBLIOGRAFIA.
2008, 76 pagine, Codice: 101108, Prezzo: € 48,00
ISTITUTO ITALIANO
DELLA SALDATURA
Divisione PRN
Maura Rodella
Lungobisagno Istria, 15
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
Email: [email protected]
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Soci IIS - Membri IIS Club, Prezzo: € 38,40
International Institute of
European
Welding Federation
Notizie
The IIW Awards
The Yoshiaki Arata Award is given to a person who has realised outstanding achievements in fundamental researches in
welding science and technology and its allied areas and which
has been recognised as a great contribution to the progress of
welding engineering and related fields.
Edström Medal is awarded to persons who, at their level of
knowledge and responsibility, have provided a remarkable and
distinguished contribution to the IIW.
The Kenneth Easterling Award should be given at every
forthcoming International Seminar Numerical Analysis of Weldability to the paper “which is valued by an international committee as the best contribution
made over the two years proceeding on the advancement of knowledge or practice in respect of
mathematical modelling of weld phenomena”.
The Henri Granjon Prize Competition is an
annual international competition among authors
of papers devoted to research into one of four
main areas of technology related to joining, surfacing, or cutting: Category A: Joining and fabrication technology; Category B: Materials behaviour
and weldability; Category C: Design and structural
integrity; Category D: Human related subjects.
The Guerrera Medal will be awarded to one
Engineer or Technician or a team of Engineers and Technicians
specially responsible for the fabrication of an outstanding
welded construction of particular interest from the point of view
of design, or materials or fabrication methods the completion of
which occurred during the period of three years.
The André Leroy Prize is a two-yearly competition opened to
large circulation multi media document (including video and
computer programmes) intended for use in Education and Training in any aspect of welding and allied processes (brazing, hot
spraying, thermal cutting, etc.) at any level (engineers, technicians, welders, etc).
The Evgenij Paton Prize is awarded to an individual
who has made a significant contribution to science and
technology through their life time dedication to «applied
research and development in the field of advanced technologies, materials and equipment for welding and allied
processes».
The Arthur Smith Award is to be given to an individual
who has given dedicated service to the International Institute of Welding, and enabled the objectives of the Institute
to be significantly advanced. Recipients will be individuals
who have contributed to the activities of the
Institute for a significant number of years,
particularly in the work of the Commissions.
Sossenheimer Software Innovation
Award is open to modelling and simulation
software documents covering any aspect of
joining and allied processes (brazing, thermal
spraying, thermal cutting, etc.) which significantly contributes to improve quality and
safety of joining, cutting or surfacing operations.
The Thomas Medal is awarded to an individual who has been involved in IIW/ISO international standards activities, and requires
the presentation of a lecture that illustrates the incorporation of global studies in the standardisation of welding
technology.
The Houdremont Lecture is the introductory Lecture of
the IIW International Conference held every even year in
connexion with the IIW Annual Assembly.
The Jaeger Lecture is the introductory Lecture of any
IIW Regional Congress.
The Portevin Lecture is the introductory Lecture of the
IIW International Conference held every odd year in connexion with the IIW Annual Assembly.
IIW-EWF Notizie
NEWSLETTER
News & Information about the EWF and the IAB/IIW
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Mr.
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Chairmanship. IAB members will miss
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IIW-EWF Notizie
(852-2,1
(852-2,1
6HYHQWK(XURSHDQ
6HYH
HQWK (XURSHDQ
&RQJUHVVRQ-RLQLQJ
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Technology
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Distance Learning Courses
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Welding
Engineers
course for W
elding Engi
neers according to the
IAB-002-2000/EWF-409.
predecessor-guideline IAB
B-002-2000/EWF-409.
According to that guideline
e (item 2.1 and item 2.3)
learning
guideline,
and to the distance learnin
ng guid
eline, all lectures
International
of part 1 of the Internati
ional Welding
Welding Engineer
to be taught by
Course (83 hours) are allowed
a
learning..
distance learning
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examination
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Welding.
Distance Learning Courses
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2003. Authorization to run such courses were given
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course in English language
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han 150 participants. From 2009
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w also be available in English language.
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he flexibility of distance lear
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The present
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be held on
o 21 - 22 May 2009 in Lido
Venice
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Centre of
o the old Casinò Palace.
The Congress
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structures
and struc
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Welding
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Automation,
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systems
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components
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and
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he Italian
Italian Institute
Institute of
of Welding
Welding
already
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the 2nd
2nd edition
edition of
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EWF, and since then other
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IIW-EWF Notizie
The International Certification Scheme add value
Interview with the Working Group Chairman: Stefano Morra
Q. What are the major benefits for the Manufactures regarding the implementation of the ISO 3834 EWF/IIW Companies
Certification Scheme?
7KHSULPDU\LQWHQWLRQRI,62(:),,:&RPSDQ\FHUWLILFDWLRQ
scheme is to ensure that manufacturers are competent and exercise
DGHTXDWH FRQWURO RI WKH VSHFLDO SURFHVV ³ZHOGLQJ´ VR WKDW FXVWRPers and others can have confidence that the welded products they
SURGXFH ZLOO FRPSO\ ZLWK WKH DJUHHG UHTXLUHPHQWV DV UHODWHG WR
TXDOLW\LQZHOGLQJ
,Q WKH ILHOG RI TXDOLW\ PDQDJHPHQW LQ IDEULFDWLRQ WKH LQWHUQDWLRQDO
trend is clearly moving toward a product/process approach. EWF/
IIW have produced specific supplementary guides to the implePHQWDWLRQRI,62IRUWKHSURFHVVHVSURGXFWVFRQVLGHUHGHJ
railway components, pressure vessels and construction products),
taking into consideration the applicable international standards and
the best practice manufacturing procedures already shared by the
main international manufacturers and customers.
)XUWKHUPRUHWKURXJKWKHLPSOHPHQWDWLRQRI,62UHTXLUHPHQWV
supported by a competent third party assessment, Manufacturer
can easily improve the level of efficiency of their production management control, with a significant chance to reduce costs and
ZDVWHZLWKRXWGHFUHDVLQJWKHOHYHORITXDOLW\
Q. What are the major differences between the IIW companies
Certification scheme and the EWF Integrated Manufacturers
Certification Scheme.
The major difference between the two schemes is definitely related
WR(QYLURQPHQWDQGWR+HDOWKDQG6DIHW\,QIDFWLIIURPRQHKDQG
WKHTXDOLW\RIZHOGHGSURGXFWVLVHDVLO\PDQDJHGE\PHDQVRI,62
3834, a well known international standard on the other hand no
European or International standards dealing with Environment and
+HDOWKDQG6DIHW\VSHFLILFDOO\UHODWHGWRZHOGLQJDUHFXUUHQWO\DYDLOable.
%DVHGRQWKHDERYHWKH(XURSHDQ)HGHUDWLRQIRU:HOGLQJ-RLQLQJ
DQG &XWWLQJ (:) E\ YLUWXH RI LWV XQLTXH LQWHUQDWLRQDO H[SHUWLVH KDV GHYHORSHG VSHFLILF UHTXLUHPHQWV IRU WKH 0DQDJHPHQW RI
(QYLURQPHQWDODQGRI+HDOWKDQG6DIHW\LQ:HOGLQJ
7KH 0DQXIDFWXUHU KDV WKH RSSRUWXQLW\ WR LPSOHPHQW WKH (:) ,62
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6FKHPHDQGRUWKH(:)+HDOWKDQG6DIHW\0DQDJHPHQW6FKHPH
7KH HIIRUW ZKLFK D 0DQXIDFWXUHU LV UHTXLUHG WR PDNH LQ DGRSWLQJ
the three schemes together is undoubtedly reduced, because the
structures of the three schemes are harmonized so that many of the
management procedures can be considered valid for all.
Q. What is the add value of the EWF/IIW Companies Certification
Scheme when comparing to the other Certification systems
based only in ISO 3834, and the doc. EA 06/02.
The real added value of the EWF/IIW Companies Certification
6FKHPHLVWKHRSSRUWXQLW\IRUPDQXIDFWXUHUVWRUHDOO\JLYHHYLGHQFH
of their own technical capabilities.
The EWF/IIW Certificate indicates the scope of certification achieved
DQGWKHFRPSDQ\¶VGDWDDUHUHSRUWHGLQD6FKHGXOHZKHUHWHFKQLcal information like reference product standards, materials, welding
processes, are specified and the welded products manufactured
are detailed together with the name of the responsible welding
co-ordinator. Furthermore it must be borne in mind that great care
KDVEHHQWDNHQWRGHWDLOWKHLQWHUSUHWDWLRQRIWKH,62LQWHUPV
of third party assessment, to specify and register properly trained
scheme assessors, and to devise an operational structure so that
certification of companies will be consistent wherever the scheme
rules are applied.
A database with the relevant information of all companies certified
by IIW or EWF under the companies’ certification system is kept
continuously updated and is available for consultation on the EWF
:HESDJH7KLVZHEVLWHUHJLVWHULVPDGHIUHHO\DYDLODEOHWRHQTXLUers worldwide. This provides an important sales benefit to the IIW/
EWF Certified Companies.
Q. Does the EWF/IIW Personnel Certification Scheme address
the market needs in terms of Qualification and Certification of
personnel in the Welding field?
Certainly it is. Key staff in all welding related activities needs to have
an appropriate level of competence in welding technology and its
application. In addition to employing competent and tested welders,
manufacturers should ensure that engineers, designers, technicians,
and inspectors who deal with welding matters have proven relevant
FRPSHWHQFH7KLVLVLQFUHDVLQJO\EHFRPLQJDFRQWUDFWUHTXLUHPHQW
D WUHQG ZKLFK LV H[SHFWHG WR DFFHOHUDWH DV QHZ 6WDQGDUGV IRU
ZHOGLQJFRPHLQWRIRUFH,62³:HOGLQJ&RRUGLQDWLRQ7DVNV
DQG5HVSRQVLELOLWLHVÚHTXLUHVSHRSOHZLWKZHOGLQJRUZHOGLQJUHODWHG
responsibilities to be able to demonstrate that they are competent to
carry out those responsibilities.
(:),,:&HUWLILFDWLRQ6FKHPHSURYLGHVDZD\WRDVVHVVDQGUHFRJnize job competence. It defines the profile of education, knowledge,
H[SHULHQFHDQGUHVSRQVLELOLW\UHTXLUHGIRUDUDQJHRIZHOGLQJWDVNV
and provides a professional assessment procedure. Certification is
concerned with current competence rather than historical attainment
DQGSHULRGLFUHQHZDOLVUHTXLUHG7KHUHIRUHWKHVFKHPHSURYLGHVD
convincing way of supporting companies seeking to achieve compliDQFHZLWK,62
Q. What makes this EWF/IIW Personnel Certification Scheme
different from other existing ones, like the American or
Japanese?
(:),,: 3HUVRQQHO &HUWLILFDWLRQ 6FKHPH LV QRZDGD\V D ZRUOGwide recognized system. In any country, worldwide, an EWF/IIW
Personnel certificate can be considered as evidence of job compeWHQFH7KHMRENQRZOHGJHUHTXLUHGIRUDFKLHYLQJWKHFHUWLILFDWLRQLV
EDVHGRQWKH,,:4XDOLILFDWLRQ6\VWHPZKLFKLVLQSODFHVLQFHORQJ
ago.
,W LV EDVHG RQ DQ LQWHUQDWLRQDO VWDQGDUG ,62 ZKLFK LV D
NH\FRPSRQHQWRI,627KDWPHDQVWKDW(:),,:3HUVRQQHO
&HUWLILFDWLRQ6FKHPHLVWKHEHVWZD\WRVXSSRUWWKHZHOGLQJFRRUGLQDWLRQUHTXLUHPHQWRI,62
Project Updates
The UNIVERSITY OF GAZI from Turkey is the coordinator of the Leonardo da Vinci project entitled WELDICTION-TR: Transfer of Welding Multimedia
SoftwareDSSURYHGRQ7KH(:)6HFUHWDULDWDQGWKH,VWLWXWR,WDOLDQRGHOOD6DOGDWXUDDPRQJRWKHURUJDQL]DWLRQVIURP7XUNH\5RPDQLDDQG*HUPDQ\
are partners in this consortium.
7KHPDLQJRDORI:HOGLFWLRQ75LVWRXSGDWHDQGWUDQVODWHWKHSUHYLRXV:HOGLFWLRQ0XOWLPHGLD'LFWLRQDU\LQWR7XUNLVK,WDOLDQDQG5RPDQLDQ
&KHFNPRUHDWZZZZHOGLFWLRQRUJ
1RZ D QHZ SURMHFW YHUVLRQ SUHVHQWHG WR WKH /HRQDUGR GD 9LQFL 1DWLRQDO $JHQF\ LQ 6ORYDNLD ZLWKLQ WKH &DOO ZDV DOVR DSSURYHG ,W LV FDOOHG
WELDICTION PLUSDQGWKHFRRUGLQDWRULVWKH(:)PHPEHUDQG$1%LQ6ORYDNLDVyskumny Ustav Zvaracsky-Priemyselny Institut SR. The project consortium is fully constituted by EWF members&]HFK5HSXEOLF3RUWXJDODQG6SDLQDQGEWF Secretariat. By the end of the project, Weldiction will also be available
LQWZRRWKHUODQJXDJHV6ORYDNLDQDQG&]HFK
7HFK7LPHV,VVXH0RQWK<HDU
Economia
e
Finanza
Prezzi e Costi
I Prezzi
I prezzi sono determinati dal mercato,
sulla base di un sistema di valori calcolati o percepiti, in funzione del tipo di
prodotto o servizio, ma comunque
sempre accettati dal mercato stesso.
Nel caso di prodotti o servizi di cui esiste
una quantità rilevante o nel caso in cui il
mercato è di tipo controllato (forniture
di utilities, pedaggi autostradali, ecc.), il
prezzo viene calcolato sulla base del capitale investito per realizzarli, dei costi
interni ed esterni all’organizzazione che
li ha realizzati, nonché dell’utile che se
ne intende ricavare.
Nel caso di prodotti o servizi di cui esiste
una quantità limitata (pietre preziose,
oro, petrolio, ecc.) e/o con notevoli caratteristiche di marchio (prodotti
firmati, ecc.), il prezzo viene definito,
invece, sulla base della necessità e/o del
desiderio di acquisizione percepito.
Tuttavia, l’offerta di prodotti o servizi
non è neutrale nei confronti dei prezzi,
avendo a disposizione strumenti virtuosi
che possono aiutare a sostenerli (definizione del “prezzo strategico”).
I principali fra questi strumenti afferiscono alla tipologia del prodotto e/o servizio in offerta, sono tipici soltanto di
alcune aziende e riguardano:
• la specializzazione, ovvero la capacità di realizzare prodotti o servizi
non comuni;
• il valore aggiunto, ovvero la capacità
di realizzare prodotti o servizi utilizzando un “know-how” specifico.
Altri strumenti a sostegno dei prezzi afferiscono direttamente al mercato, sono
condivisibili da tutte le aziende e riguardano:
• il marketing, ovvero lo studio descrittivo del mercato e delle sue interazioni con l’impresa;
• la promozione, ovvero la proposizione al mercato dei prodotti o servizi
realizzati;
• il commerciale, ovvero la gestione
complessiva dell’interazione impresaclienti (compresa la valutazione dei
margini di profitto di fornitori e
clienti) .
La capacità di sostenere i prezzi è certamente maggiore nelle aziende specializzate e con elevato valore aggiunto, i cui
“assets” principali spesso non sono
neppure tangibili, ma costituiti, invece:
• dalla competenza;
• dalla reputazione;
• dalla capacità di soddisfare le esigenze del cliente, in genere disposto a
pagare un sovrapprezzo per vederle
soddisfatte.
Nel caso, invece, delle aziende che rea-
lizzano prodotti e servizi standardizzati,
la concorrenza può comprimere in modo
significativo i prezzi e, conseguentemente, i margini di contribuzione.
I Costi
Talvolta, all’interno dell’organizzazione, i costi tendono a godere di un’attenzione minore di quella dedicata ai
prezzi. La ragione di questo atteggiamento, quando presente, risiede nella
percezione di una minor valenza della
gestione dei costi, vista come un’attività
interna di contenimento, a confronto con
la gestione dei prezzi, vissuta come
un’attività espansiva rivolta all’esterno.
E tuttavia la gestione dei costi è altrettanto rilevante di quella dei prezzi, ai
fini dell’ottenimento di un margine di
contribuzione convenuto, e presenta
possibilità d’intervento spesso maggiori.
Infatti, mentre i prezzi sono determinati
dal mercato (pur nello scenario rappresentato in precedenza), i costi sono,
invece, essenzialmente dipendenti dalle
scelte aziendali, nel contesto interno ed
esterno di riferimento.
Dal punto di vista della loro natura, i
costi (variabili e non) sono riconducibili
a tre gruppi diversi, ovvero:
• i costi relativi al personale;
• i costi relativi agli acquisti di prodotti
e servizi;
• i costi relativi al processo operativo.
Dal punto di vista della loro qualità, i
costi (variabili e non) sono riconducibili
a due categorie:
Economia e Finanza
• i costi necessari al perseguimento
degli obiettivi di “mission”;
• gli extracosti.
Al fine di consentire una redditività congruente con gli obiettivi aziendali, a
fronte di un “prezzo strategico” proposto al mercato, occorre definirne il
“costo derivato” o “target cost” (al cui
raggiungimento l’organizzazione tende)
sottraendo al prezzo stesso il margine di
contribuzione previsto.
In questo processo di ottimizzazione dei
costi, con riferimento alla loro natura e
qualità, può risultare utile, quando non
necessaria, l’applicazione di strumenti
gestionali e organizzativi specializzati,
quali:
• l’Activity Based Costing / Management e
• il Process Re-engineering
la cui efficacia, pur nella loro gradualità, è stata largamente dimostrata in
moltissime occasioni.
L’Activity Based Costing è un metodo di
analisi che fornisce informazioni sull’effettiva incidenza dei costi associati a
ciascuna attività svolta da un’impresa;
esso risponde a domande quali:
• dove sono stati spesi i soldi?
• come è stato impiegato il tempo?
e pertanto risulta particolarmente utile
nell’individuazione dei costi nascosti
(hidden costs).
L’Activity Based Costing si sviluppa attraverso:
• la definizione delle attività messe in
atto, per far sì che il processo aziendale di cui fanno parte venga realizzato;
• la scomposizione delle attività, di per
sé complesse, in una sequenza di
azioni elementari;
• l’analisi degli elementi distintivi di
ciascuna azione elementare, quali:
gli strumenti utilizzati, il tempo di
realizzazione (che tende naturalmente ad occupare tutto il tempo
disponibile), eventuali ripetizioni dell’azione stessa, il livello di professionalità del personale, l’estensione dell’ambito operativo, ecc.;
• la rilevazione delle risorse economiche, dirette ed indirette, associate con
ciascuna azione elementare.
L’Activity Based Management, che
prende l’avvio dalle informazioni di
origine contabile prodotte dall’Activity
Based Costing, è un approccio gestionale che fonda la propria teoria sulla
considerazione che i prodotti e/o servizi
assorbono attività e le attività producono costi.
In altri termini, l’Activity Based Management sostiene che quote rilevanti dei
costi aziendali non dipendono dai
volumi di produzione e neppure dall’efficacia dei fattori produttivi ma, piuttosto,
da come sono svolte le attività.
Pertanto, e conseguentemente, l’Activity
Based Management:
• focalizza la propria attenzione sui
processi;
• pone al centro della sua analisi il
concetto di attività (lo svolgimento
delle quali è, in ultima analisi, la
ragione per la quale un’organizzazione sostiene dei costi);
• distingue le attività che generano
valore (che il mercato è disposto a
pagare) da quelle che generano extracosti (che il mercato non è disposto a pagare), quelle che sono necessarie (e devono essere comunque
svolte) da quelle discrezionali (che
possono anche non essere svolte),
ecc;
• valuta il rapporto costi/benefici delle
attività (ottimizzato o non ottimizzato).
Al termine del processo di valutazione
vengono decise ed applicate le opportune correzioni, volte a rendere efficaci
ed efficienti le attività e, pertanto, i processi che le contengono.
Il Process Re-engineering è un percorso
invasivo di rifondazione dei processi
aziendali, che vanno “ri-individuati” e
ricostruiti “ex novo”, senza cercare di
riadattare quelli in essere; esso si
applica qualora si ritenga non più sufficiente un normale percorso di miglioramento, magari già basato sull’Activity
Based Management.
Il “Process Re-engineering” fonda i
propri criteri di azione su diversi principi, che attengono sia all’organizzazione che alla gestione, di cui quelli riportati di seguito vengono ritenuti
fondanti:
• corretta allocazione delle attività, là
dove nascono le esigenze: all’interno
della organizzazione, ma anche all’esterno (fornitori, consulenti, clienti,
ecc.) quando, ad esempio ma non
solo, le attività stesse non appartengono al “core business” caratteristico dell’impresa (allocazioni sconvenienti, lontane dalle esigenze e/o
ingiustificatamente mantenute all’interno dell’organizzazione, allungano
la catena operativa, danno luogo ad
attività senza valore aggiunto, impediscono risparmi e, pertanto, inducono extracosti);
• sequenza diretta e naturale delle operazioni (sequenze forzate inducono
extracosti);
• diversificazione dei percorsi operativi (operazioni semplici richiedono
percorsi semplici);
• accorpamento delle mansioni (l’eccesso di specializzazione richiede un
eccesso di coordinamento e, pertanto,
induce extracosti);
• controllo in misura adeguata (l’eccesso di controllo dà luogo ad attività
senza valore aggiunto e, pertanto,
induce extracosti);
• impiego estensivo delle tecnologie
disponibili (sostituzione, non duplicazione, delle tecnologie obsolete con
quelle avanzate);
• libera circolazione delle informazioni
(filtri gerarchici e/o burocratici riducono la qualità dell’informazione e,
quindi, inducono extracosti);
• responsabilizzazione e conseguente
potere decisionale opportunamente
allocati per qualità e quantità
(eccessi di gerarchia e/o di burocrazia inducono extracosti, così come la
libertà di azione non responsabile);
• elevato grado di coinvolgimento e di
proposizione a tutti i livelli, da intendersi non come opportunità da offrire
ma come precisa responsabilità da
conferire, nell’ottica che il proprio
lavoro non solo va fatto ma va anche
migliorato (atteggiamenti appartati
non danno luogo a miglioramenti, riducono l’efficienza e inducono extracosti).
Il “Process Re-engineering”, dato il suo
carattere fortemente invasivo, che non
tollera resistenze alla ricostruzione, richiede dosi massicce di comprensione
del processo in sé e di determinazione
da parte del vertice aziendale; certamente al termine di questo percorso di
rifondazione, l’azienda si ritrova profondamente modificata.
Dott. Ing. Mauro Scasso
Segretario Generale IIS
Salute,
Sicurezza
e
Ambiente
Cosa nascondono le parole ?
Nel nuovo testo normativo sulla sicurezza,
D.lgs. 81/2008, ci imbattiamo (art. 28 e
art. 30) in due locuzioni: organizzazione
aziendale e modello di organizzazione, di
cui è possibile intuire il significato, ma
che esplicitamente non rimandano l’una
all’altra. È solo un’assonanza o vi è in
realtà una vera collimazione ?
Siamo di fronte a due espressioni che
forse per la prima volta nella dialettica
della sicurezza aziendale vengono accostate, ma che, pur non ritenendo esaustivo e determinante il dire che sono
“buone vicine” perché allocate ad un
solo articolo di distanza, in realtà sottendono qualcosa cui obiettivamente
non siamo adusi.
Prendendo spunto dalla prima e cioè
dall’impiego, nell’art. 28, comma 2,
lettera d), del riferimento ai “ruoli dell’organizzazione aziendale…” possiamo
serenamente intendere che la norma si riferisca ad un organigramma di sicurezza
dal quale e nel quale traspaiono e si evidenziano dei compiti o delle collocazioni
funzionali di soggetti particolarmente selezionati e dotati di correlati poteri (decisionali e attuativi), al fine, esposto in
esordio di paragrafo, di individuare le
procedure per l’attuazione delle misure
da realizzare; ruoli o posizioni individuabili in esclusiva per le pregresse valutate competenze ed esperienze.
La considerazione collaterale ci tranquillizza in ordine alla significazione attribuita alla prima delle locuzioni: non è
forestiero rispetto al linguaggio della sicurezza il correlare usualmente attribuzioni e funzioni in relazione alla formazione e all’esperienza operativa del
soggetto prescelto.
Diverso è invece, e per certi versi più
elaborato, l’approccio al significato che
nell’art. 30 ricordato si intende attribuire ai modelli di organizzazione. Vi è
infatti da dire che l’ espressione usata
non è propria del linguaggio della sicurezza quanto piuttosto di quello della
qualità, in quanto la novella legislativa,
per assicurare efficacia e deterrenza alle
proprie statuizioni, si è avvalsa di strumenti tratti da altre normative, istituite e
mirate a fini sanzionatori per fattispecie
diverse da quelle della tutela di salute e
sicurezza sul lavoro.
In effetti la trasposizione della disciplina
di cui al D.lgs. 231/2001 (ispirata alla
responsabilità amministrativa delle
imprese di fronte a taluni illeciti resi
possibili dal malgoverno apicale) alla
salvaguardia dei beni protetti dalla normativa di salute e sicurezza in azienda,
ha portato con sé alcuni degli strumenti
propri della originaria finalizzazione,
adattandoli, pur con le limitazioni e gli
adattamenti coerenti, al campo, comunque non coincidente, della tutela generale dei lavoratori.
I modelli di organizzazione e di gestione
di cui all’art. 30, proprio perché importati dalla normativa antecedente ricordata, in realtà potrebbero con semplificazione essere considerati, come è lecito
ritenere, “organigrammi 231” con ripartizione funzionale ai fini di verifica,
valutazione e gestione del rischio, caratterizzati da vincoli di registrazione e di
controllo (tipici del sistema di gestione
della qualità) sfocianti nel riesame da
parte della direzione in caso di accidenti
o di mutazioni nell’attività e nell’organizzazione produttiva.
Ancora pochi mesi prima dell’edizione
del nuovo testo ci si chiedeva da parte di
autorevoli commentatori quale potesse
essere il contributo di un SGS (certificazione di sistema) alla conformità legislativa , argomentando dalla innovazione
introdotta dalla legge 123/2007 in tema
di responsabilità amministrativa delle
imprese e relative esenzioni per quelle
virtuose, attuative di modelli organizzativi e di gestione idonei a prevenire reati
contro la sicurezza sul lavoro. La legge
delegata era imminente e con essa si
preannunciava l’estensione-adattamento
della norma 231/01, talché si raccoglievano i capisaldi da trasporre (sistema organizzativo formalizzato e chiaro, linee
di dipendenza, procedure formalizzate
con opportuni punti di controllo, poteri
autorizzativi e di firma coerenti con le responsabilità organizzative e gestionali,
controllo delle situazioni di criticità).
Dal che non poteva non derivare, come
in oggi si sottende al pur elaborato paragrafato dell’art. 30, l’organizzazione del
sistema di gestione, l’istituzione dell’organismo di vigilanza, l’implementazione
riguardante l’analisi dei rischi, la gap
analysis per valutare lo scostamento dai
requisiti della legge, la verifica nel tempo
del funzionamento del modello.
Il che consente di trarre le conclusioni:
le pur diverse espressioni letterali, apparenti nell’art. 28 e nell’art. 30, in
realtà non sono divergenti o del tutto indipendenti. Il tenore della introduzione
della organizzazione come garanzia di
sicurezza è il connotato caratterizzante
il nuovo approccio, a valere tanto ai fini
della formalizzazione del DVR quanto
per predisporre una efficace esimente in
presenza dei reati infortunistici colposi.
Prof. Avv. Tommaso Limardo
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I
Dalle
Aziende
Nuova generazione di macchine
per taglio termico ESAB SUPRAREX
Massima versatilità: è la caratteristica
saliente ricercata dai progettisti ESAB
che hanno sviluppato la nuova generazione di questa fortunata serie di macchine, che da anni costituiscono la
pietra di paragone di tutte le macchine
da taglio termico di alta qualità.
La SUPRAREX può essere infatti configurata per rispondere ad una vastissima
gamma di esigenze produttive e può
essere equipaggiata per vari tipi di processi, comprese le combinazioni di
taglio ossigas / taglio plasma, cianfrinatura plasma / ossigas, taglio di grigliati,
marcatura / etichettatura.
La SUPRAREX può essere realizzata
con larghezza utile di taglio da 3000 a
8500 mm per adattarsi a diverse dimensioni delle lamiere e può funzionare
come impianto a sé stante oppure integrato in un sistema automatizzato di
produzione.
Dalle macchine per movimento terra
alle costruzioni navali, dall’ingegneria
civile alla carpenteria, la SUPRAREX
SXE dell’ultima generazione si adatta
perfettamente ad ogni applicazione. Una
serie modulare di apparecchiature può
essere combinata per costituire il
sistema personalizzato per ogni utente,
come ad esempio vari tipi di banchi da
taglio, generatori plasma, torce con le
relative parti di consumo, sistemi di
estrazione dei fumi, ecc.
Per la gestione automatizzata della produzione, il sistema di controllo numerico
Vision 55 NC ed il software di programmazione Columbus sollevano l’operatore dai compiti più critici ed assicurano
risultati ottimi e ripetibili. Per il taglio
tridimensionale al plasma di smussi,
ESAB offre il sistema VBA-Expert PRO
con testa rotante.
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RESALE 2009: 15ª Fiera
Internazionale di Macchine e
Impianti Usati - Fiera di Karlsruhe,
22-24 Aprile 2008
Giunto al suo quindicesimo anno,
RESALE, il salone internazionale di
macchine e impianti usati, si presenta
per l’edizione 2009 con un’offerta di
servizi ancora più ampia, sia per gli
espositori sia per i visitatori. Per questi
ultimi, in particolare, gli organizzatori
hanno ulteriormente aumentato il
numero di lingue in cui viene svolta l’attività di comunicazione verso gli operatori del settore. È l’ucraino l’ultima aggiunta alle 18 lingue già disponibili,
Dalle Aziende
dall’ungherese al farsi, dall’albanese al
croato, oltre naturalmente alle lingue
più diffuse fra cui l’italiano. “L’Ucraina
è un mercato importante al centro degli
interessi di diversi partner di RESALE,
pertanto abbiamo deciso di rivolgerci in
maniera molto diretta agli acquirenti di
quel paese,” ha sottolineato Florian
Hess, organizzatore di RESALE. “Sia
per la documentazione cartacea sia sul
sito Internet, tutta l’offerta di RESALE è
disponibile ora anche in lingua ucraina.
Inoltre, le informazioni sul Web sono
state ampliate anche in altre lingue
come il farsi e l’albanese”, ha dichiarato Hess. “Essere al centro del mercato
per noi significa essere vicini ai clienti e
quindi comunicare nelle loro lingue di
appartenenza.”
L’offerta di servizi online è stata ampliata anche per gli espositori. Dallo
scorso Aprile, ad esempio, il catalogo
online di RESALE è esattamente identico nei contenuti al catalogo stampato:
le funzioni per la ricerca di macchine e
impianti in offerta speciale consentono
una ricerca ancor più mirata. Con
questo strumento è possibile inviare in
tutto l’arco dell’anno richieste per macchinari direttamente agli espositori in
maniera diretta e mirata. RESALE
diventa così una sorta di “fiera virtuale” per le macchine usate, un salone
sempre aperto che si affianca alla manifestazione più importante del settore a
livello mondiale.
Se nei padiglioni della Fiera di Karlsruhe giungono normalmente operatori
da 118 paesi, nel resto dell’anno sono
oltre 150 le nazioni da cui i visitatori
“virtuali” si collegano al sito Web di
RESALE. Da Settembre 2008 il sito di
RESALE www.resale-germany.com è già
pronto per la prossima edizione ad
Aprile 2009: più informazioni, un
Download-Center rivisitato e più contenuti multimediali rispetto al passato.
Mentre è in corso l’attività di promozione internazionale per RESALE 2009,
numerosi espositori si sono già assicurati lo spazio espositivo per la prossima
edizione. L’area espositiva assegnata
per RESALE 2009 è già consistente,
poiché molti espositori hanno richiesto
una superficie maggiore rispetto al
2008. Le associazioni di settore EAMTM
e FDM, i partner più importanti di
RESALE, garantiscono i contingenti più
numerosi, con numerose aziende associate che presentano in fiera le loro mac-
chine, molte delle quali in funzione. Fra
gli espositori già registrati per RESALE
2009 si segnalano ABB, A+B, Ammann,
Axel, Bruderer, BS Forklifts, Coiltec,
Deutsche Leasing, DMG, EKW, Ermo,
Feyen, Geiger, Hammel, Jungheinrich,
Lenzing, Liebherr, Muller Machines,
Putzmeister, Reimelt Henschel, Sanders,
Teco, Volvo.
Profilo di RESALE
RESALE è la principale fiera internazionale nel campo delle macchine e degli impianti usati, dove si trovano macchine
usate, contatti con i principali costruttori,
rivenditori ed esportatori, e informazioni
aggiornate sul mercato. Le categorie
merceologiche del salone comprendono:
macchine per la lavorazione dei metalli,
macchine per la lavorazione del legno,
macchine per la lavorazione della plastica e della gomma, macchine per edilizia, macchine per imballaggio e confezionamento, macchine per l’industria
alimentare, robotica e automazione,
tecnica di azionamento e trasporto.
KM-Expo
Via Magellano, 6 - 20049 Concorezzo (MI)
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Saldatura di impianti offshore Prospettiva digitale
I costruttori di impianti per gru e macchine pesanti registrano, a fronte del-
l’attuale e duraturo boom di richieste,
dati positivi in termini di flusso di commesse, soprattutto nel settore della costruzione di macchine per la produzione
di energia. Chi desidera approfittare di
questa tendenza necessita di sistemi di
saldatura che offrano prestazioni e disponibilità elevate, perché la saldatura
costituisce una delle tecnologie fondamentali per la fabbricazione dei componenti strutturali, ad esempio negli impianti per piattaforme offshore. Per le
gru offshore gli standard qualitativi e di
sicurezza sono elevatissimi: i giunti
saldati devono essere in grado di sopportare carichi dinamici elevati anche in
caso di mare in burrasca. Rendimento di
metallo depositato e disponibilità dei
sistemi di saldatura sono fattori determinanti per il risultato economico e per
questo motivo il moderno processo con
arco voltaico a impulsi acquista un’importanza sempre maggiore. Gli esperti
di saldatura di Liebherr presso la sede
britannica di Sunderland hanno pertanto deciso di convertire, o meglio ammodernare, in “digitale” la loro dotazione tecnica di saldatura, e dopo più di
due anni di utilizzo sul campo sono incredibilmente soddisfatti dei sistemi prodotti dall’austriaca Fronius.
Le colonne e i bracci delle gru devono
essere in grado di sopportare carichi
estremi e di mantenersi stabili anche in
presenza di condizioni del mare difficili:
i tubi e i profilati saldati tra loro garantiscono la stabilità e la flessibilità della
struttura. L’acciaio speciale ad alta resistenza STE 6PO QL è importantissimo
Dalle Aziende
come materiale da saldare, gli spessori
delle lamiere dei vari componenti sono
compresi tra 15 e 120 mm e sono necessari centinaia di giunzioni e fino a 200
strati di saldatura.
Gli esperti di Sunderland mantengono
continuamente aggiornati i loro preziosi
sistemi di saldatura ai livelli tecnologici
più avanzati. Inoltre, la dotazione
tecnica di saldatura deve essere caratterizzata dalla massima flessibilità d’impiego possibile.
I lavori di saldatura impegnativi, come
l’unione di elementi tubolari, sono eseguiti utilizzando l’arco voltaico a
impulsi. Rispetto ai tradizionali processi
MAG, questo processo di saldatura innovativo presenta il vantaggio di una penetrazione più profonda e di una qualità
delle cuciture notevolmente più elevata.
Inoltre, si producono meno spruzzi con
conseguente riduzione dei costi per gli
interventi di rifinitura. La regolazione e
il controllo digitali dell’arco voltaico, e
più precisamente degli “impulsi”, costituiscono un presupposto fondamentale.
Attualmente sono 15 gli apparecchi
Fronius che completano il “parco macchine” di Liebherr a Sunderland. Al
centro dell’investimento effettuato dall’azienda nel 2004 vi sono 7 sistemi raffreddati ad acqua del tipo TransPuls
Synergic 5000, con intensità di corrente
massima di 500 A. La loro introduzione
è risultata particolarmente efficiente in
quanto la fornitura comprendeva già
tutti i componenti del sistema, il fascio
cavi, l’alimentazione del filo e la torcia.
“Rispetto alla soluzione adottata in precedenza abbiamo notevolmente aumentato la velocità e di conseguenza le prestazioni di saldatura, così come la
disponibilità degli impianti da saldare e
la qualità dei nostri risultati”, sintetizza
Ralph Saelzer, Managing Director.
FRONIUS
Via Monte Pasubio, 137 - 36010 Zanè (VI)
Tel. 0445 804444 - 0362 545564
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Alumotive: a Brescia la IV edizione
del grande evento sui trasporti.
Dal 2 al 4 Aprile 2009: nuova sede,
stessa specializzazione
Sarà il prestigioso Centro Fiera del
Garda di Montichiari, Brescia - secondo
polo espositivo della Lombardia - ad
ospitare la 4ª edizione di Alumotive,
Mostra Internazionale della Componentistica, della Subfornitura e delle Soluzioni Innovative in Alluminio, Metalli e
Materiali Tecnologici per l’Industria dei
Trasporti.
Ideata e promossa da AD Expo, arriva a
Brescia dopo l’edizione d’esordio nel
2003 a Bologna e due tappe - nel 2005 e
nel 2007 - a Modena.
Una location ben nota a livello internazionale e baricentrica rispetto a uno dei
principali poli industriali e metallurgici
europei - quello lombardo - che, insieme
alle aree limitrofe di Veneto ed Emilia
Romagna, è tra i primi mercati al mondo
nella produzione, trasformazione e
riciclo dei metalli e nella produzione di
componenti in buona parte destinati
proprio all’industria dei trasporti. Alumotive 2009 rappresenta la vetrina di
queste eccellenze, un patrimonio industriale unico dall’indiscussa valenza internazionale, in grado di attrarre progettisti, tecnici, decision makers dei più
importanti produttori europei di veicoli
(auto, moto, trasporto pesante, trasporto
di massa, navale, aerospaziale).
Protagonisti i materiali tecnologici
Accanto ad una completa e qualificata
esposizione di estrusi laminati e getti in
ghisa, acciai altoresistenziali, alluminio,
magnesio e titanio, componenti in materiali compositi e polimeri, componentistica diversa per auto, moto, veicoli
commerciali, mezzi pubblici e nautici,
veicoli speciali ed applicazioni aeronautiche, Alumotive mette in mostra le tecnologie di trasformazione e di giunzione, le lavorazioni meccaniche di
precisione, le finiture, l’engineering e la
progettazione, la prototipazione, la produzione di modelli e stampi, la simulazione, la ricerca applicata e di sviluppo,
l’innovazione tecnologica e di prodotto,
i nuovi materiali.
La subfornitura dei trasporti a
convegno
Come avvenuto con eccezionale successo di pubblico nelle precedenti edizioni, anche per il 2009 ad Alumotive affiancherà l’esposizione un ricco
programma di sessioni convegnistiche
tecniche altamente specializzate organizzate grazie al prezioso contributo e
coordinamento delle tante associazioni
di settore che supportano l’evento e che
focalizzeranno l’attenzione su materiali,
processi, tecnologie, ricerca e innovazione.
La forza di fare sistema
Alumotive vanta l’appoggio e il supporto delle principali istituzioni, associazioni, enti e gruppi a livello nazionale
e internazionale, che garantiscono all’evento una eco e una visibilità notevoli e
che gli hanno permesso di affermarsi
come momento di incontro e confronto
privilegiato per la subfornitura dei trasporti. Non a caso la maggior parte
delle associazioni che hanno patrocinato l’evento nel 2007 hanno già riconfermato il loro appoggio ad Alumotive
2009.
“Grazie al forte interessamento delle
principali realtà aziendali insediate nel
territorio e delle istituzioni locali - dichiara con soddisfazione Mario Bertoli,
amministratore delegato di AD Expo Brescia si è assicurata l’edizione 2009
della manifestazione, oggi affermata
come il principale osservatorio internazionale sull’industria dei trasporti e
sulle sue evoluzioni tecnologiche, unico
evento fieristico che permette un raffronto fra subfornitura, applicazioni e
materiali nei diversi comparti dell’automotive, del trasporto pesante, del ferroviario, della nautica, dell’aeronautica,
dell’aerospaziale”.
EDIMET S.p.A.
Via Brescia, 117 - 25018 Montichiari (BS)
Tel. 030 9981045 - Fax 030 9981055
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Thermal Dynamics presenta il
nuovo generatore Cutmaster®
A120 per il taglio automatico ad
aria compressa
Cutmaster A120 è il generatore più
potente nella gamma Thermal Dynamics
di sistemi per taglio automatico ad aria
compressa.
Lo spessore di taglio in produzione è di
15 mm, mentre la capacità di foratura
raggiunge 20 mm ed il taglio di separazione 40 mm.
Dalle Aziende
La corrente massima in uscita è di 120 A
con ciclo di lavoro dell’80% e di 100 A
al 100%, circa il doppio del Cutmaster
151, la macchina più potente della
nostra serie precedente.
Cutmaster A120 viene fornito completo
di torcia SL100-SV1 e può utilizzare le
parti di consumo standard degli altri
modelli Cutmaster, oltre ai nuovi componenti appositamente sviluppati per tagliare a 120 A.
L’elettrovalvola è integrata nella torcia,
per ridurre i tempi di risposta ed aumentare la produttività. Inoltre, l’esclusiva
tecnologia di innesco elimina le interferenze elettroniche che possono verificarsi con altre soluzioni.
Sebbene questo generatore sia il maggiore della serie Cutmaster Automation
in termini di potenza, ha una struttura
compatta e pesa meno di 30 kg. Supporti
appositi rendono facile l’installazione
per ogni applicazione.
La connessione per l’interfaccia CNC si
trova sul retro della macchina, con le indicazioni “Start/Stop” e “OK to move”,
mentre il software di automazione ottimizza i tempi di ciclo e le prestazioni in
ogni applicazione.
La garanzia copre il generatore per 3
anni e la torcia per 1 anno.
chiave a brugola. Ruotando una vite di
regolazione zigrinata montata lateralmente è possibile regolare la tolleranza
del sistema esente da manutenzione
“DryLin W”. La regolazione ha luogo a
steps con un “click” percepibile ed
udibile. L’accoppiamento sede-albero
risulta così secondo le esigenze del
cliente. In caso di usura basterà correggere la regolazione. Stefan Niermann,
responsabile alla Igus per le tecnologie
lineari: “L’obbiettivo era quello di dare
ai progettisti ancora più libertà e affinare ulteriormente la precisione”.
THERMADYNE ITALIA S.r.l.
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20098 San Giuliano Milanese (MI)
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Ancora più flessibilità grazie alla funzione “turn-to-fit”
Al principio della nuova funzione “turnto-fit” si è arrivati in un modo semplice
quanto logico, spiegano alla Igus. Con il
sistema “DryLin W” è stata sviluppata
già da anni una nuova generazione di
guide con un design che consente una
struttura flessibile e modulare e quindi
un facile montaggio. Alle molte possibilità di realizzazione di questo sistema
(guide singole o doppie in alluminio
anodizzato, elementi di scorrimento
singoli o slitte complete) si aggiunge
adesso un ulteriore fattore che ne giustifica la scelta: la possibilità di regolare i
giochi. Al momento questa soluzione è
disponibile nella taglia 10. In seguito
verranno proposte anche le altre taglie
(06, 16 e 20).
Guide lineari registrabili - Novità:
guide “DryLin W” adesso con gioco
regolabile
Gioco regolabile, assenza di lubrificazione e insensibilità allo sporco, sono
questi gli ultimi trend della tecnologia
lineare. La Igus, specializzata in cuscinetti a strisciamento, ha sviluppato una
nuova guida lineare “DryLin W” con
funzione “Turn-to-Fit” finalizzata alla
regolazione manuale del gioco. “Turn”
significa “ruotare” e “Fit” “adatto”,
una regolazione quindi su misura. La
nuova unità lineare è stata presentata
alla recente fiera “Motek 2008” e sta
per essere introdotta sul mercato internazionale.
Se si desidera un gioco definito o se
l’unità deve essere senza gioco, lo
decide il cliente stesso con una semplice
Tribologia ottimizzata
Il sistema è composto da un elemento in
pressofuso e da una lamina di scorrimento in tribopolimero di propria produzione. Oltre alla semplice struttura e
ai materiali continuamente sottoposti a
test, altre caratteristiche sono “gli ingombri costruttivi ridotti e gli ottimi
valori di attrito e usura”, sostiene Stefan
Niermann. Inoltre c’è da considerare
l’assenza di manutenzione, il peso
ridotto e l’alta resistenza a sporcizia e
umidità. La regolazione del gioco può
essere inoltre applicata anche alle slitte
complete con movimentazione a cinghia
dentata o a vite a filetto trapezoidale.
IGUS® S.r.l.
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L’innovazione “corre” a MECSPE.
Protagonista della Piazza del
Veicolo da Competizione la
subfornitura “high-tech” a Parma
dal 19 al 21 Marzo 2009
Fervono i lavori per l’edizione 2009 di
MECSPE, la fiera internazionale della
meccanica specializzata che si terrà a
Parma dal 19 al 21 Marzo 2009, che
quest’anno ospiterà anche la nuova iniziativa “Piazza del Veicolo da Competizione - dall’engineering alla finitura”:
un’area interamente dedicata a rappresentare l’eccellenza raggiunta dall’industria italiana in questo particolare
comparto.
Un’iniziativa nata dalla collaborazione
di Senaf, la società che organizza la manifestazione, con il supporto strategico
di “Assomotoracing” - Associazione
culturale storia e tecnica del motorismo
da competizione - che rappresenta un
appuntamento di particolare importanza
per tutti gli operatori della meccanica. Il
settore dei veicoli da competizione si distingue infatti per l’elevata attività di
“ricerca e sviluppo” e per gli alti contenuti di innovazione, che trovano spesso
applicazione, in un’ottica di “trasferimento tecnologico”, anche in altri comparti, dal biomedicale all’industria tecnologica delle macchine alimentari.
La Piazza del Veicolo da Competizione
rappresenta un’iniziativa culturale di
primo piano che grazie al contributo di
Assomotoracing si caratterizza per
l’alto livello qualitativo delle aziende
coinvolte, selezionate scientificamente
secondo rigorosi criteri di eccellenza e
alto tasso di innovazione.
Indiscussi protagonisti della Piazza
saranno proprio alcuni veicoli da competizione, realizzati dai più importanti
costruttori del settore, che verranno
esposti al centro dell’area e accompagnati, con un proprio spazio espositivo,
da tutte le realtà produttive che hanno
fattivamente contribuito alla loro realizzazione. Saranno presenti quindi tutte le
realtà che compongono la filiera:
aziende che si occupano di prototipazione rapida, reverse engineering, processi di finitura (su nanosuperfici, shot
peening), produttori di leghe di titanio,
cobalto, super leghe, materiali a matrice
metallica e polimerica, ceramica.
«Ci è sembrato importante che Assomotoracing fosse presente all’appuntamento con MECSPE perché rappresenta
Dalle Aziende
una fiera di primaria importanza per
l’intero comparto della meccanica specializzata - dichiara Alfonso Galvani,
Presidente di Assomotoracing.
Inoltre trovandosi in una posizione geografica strategica per la filiera della subfornitura delle auto e delle moto da competizione in Italia, MECSPE è soprattutto
un’occasione per promuovere il confronto e l’incontro tra diverse realtà, favorendo il procedere dell’innovazione».
«Lavorare in team e collaborare con più
partner sono asset sempre più strategici
per ottenere risultati efficienti soprattutto
in tempi di crisi - dichiara Emilio
Bianchi, Direttore di Senaf -. Per questo
abbiamo deciso di strutturare anche la
Piazza del Veicolo da Competizione in
modo da mostrare e dimostrare ai visitatori come solo dalla cooperazione tra
aziende con specializzazioni tra loro
complementari e dall’esportazione delle
innovazioni tecnologiche da un settore all’altro, si realizzino circoli virtuosi in
grado di portare a risultati d’eccellenza».
Tutte le informazioni sulla fiera su
www.mecspe.com.
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Salgono a cinque i concorsi
promossi dal settimo Seatec
L’edizione targata 2009 del Seatec,
settima Rassegna Internazionale di Tecnologie, Subfornitura e Design per Imbarcazioni, Yacht e Navi in programma a
CarraraFiere dal 5 al 7 Febbraio prossimi, vede i concorsi, sempre più attesi e
qualificati, ricoprire un ruolo assolutamente significativo nel ricco panorama
degli eventi in calendario.
Alla qualificata e sempre più vasta
offerta espositiva del Seatec - la settima
Rassegna Internazionale di Tecnologie,
Subfornitura e Design per Imbarcazioni,
Yacht e Navi in programma a CarraraFiere dal 5 al 7 Febbraio - si affianca un
altrettanto interessante e quanto mai
atteso calendario di concorsi. L’edizione targata 2009 ne conterà cinque: il
sesto MYDA - Millennium Yacht Design
Award -, la quindicesima Targa Rodolfo
Bonetto, il terzo Abitare la Barca, il
sesto Qualitec Technology Award e,
novità del settimo Seatec, il primo Qualitec Design Award. Il filo conduttore
resta, e non poteva essere altrimenti visti
lo spessore e l’attualità dei temi, l’innovazione tecnologica in tutte le sue forme.
Sesto MYDA - Millennium Yacht Design
Award: il concorso internazionale di
design di imbarcazioni da diporto a vela
o a motore prevede che i partecipanti "Professionisti" ed "Esordienti" - concorrano presentando nuovi progetti di imbarcazioni da diporto completate per la parte
progettuale, ma non ancora realizzate.
Quindicesima Targa Rodolfo Bonetto:
due categorie - Innovazione Tecnologica
e Infrastrutture - per due rispettivi temi:
“La barca piccola” (misura massima 12
metri), vela o motore, cabinata o non e
“Il porto turistico”. Il bando è riservato
agli studenti di qualsiasi età e nazionalità delle Facoltà di Architettura, Design
e Design Industriale e delle Scuole di
Design.
Terzo Abitare la Barca: concorso di progettazione riservato agli studenti delle
Facoltà di Architettura, Ingegneria
Navale e Disegno Industriale, che svolgeranno in fiera il tema “La barca aperta,
vela o motore, per l’acquisto o l’affitto,
misura massima otto metri, con particolare attenzione, nella definizione configurale, al basso impatto ambientale”.
Sesto Qualitec Technology Award:
premio riservato alle aziende espositrici
distintesi per il contributo sostanziale
apportato allo sviluppo delle tecnologie
innovative del settore.
Primo Qualitec Design Award: premio
riservato agli oggetti - componentistica
e arredo - selezionati e proposti dalle
aziende espositrici che meglio concorrono, nell'eccellenza del design, alla
qualità della vita a bordo.
CarraraFiere
Viale G. Galilei, 133
54033 Marina di Carrara (MS)
Tel. 0585 787963 - Fax 0585 787602
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Rettificatrice per elettrodi in
tungsteno
A seguito di un altro anno di grandi successi commerciali per Huntingdon
Fusion Techniques Limited (HFT), le
vendite delle rettificatrici per elettrodi in
tungsteno hanno toccato vette mai rag-
giunte. Mike Dunn, responsabile marketing della società, ha riferito di aver ricevuto ordini da tutto il mondo perché i
clienti sono diventati più consapevoli dei
vantaggi di questo utensile da officina
con caratteristiche superiori e ne hanno
sfruttato le diverse funzioni e i tanti vantaggi. Probabilmente il più importante
tra questi è il motore a elevata potenza
garantito a vita.
Questo motore consente la rettifica degli
elettrodi in tungsteno da 0.25 mm a
6 mm e oltre, se necessario, senza spegnersi o bruciarsi.
Questo motore ad alta velocità utilizza
un’alimentazione monofase di 110 V o
220 V a 50 Hz.
Una caratteristica nuova nel design di
HFT Techweld™ TEG-3 è la testa
montata nella posizione a ore 6. In
questo modo la polvere viene espulsa
verso il basso, direttamente verso il
punto di raccolta del vuoto, consentendo
all’operatore di vedere chiaramente
come procede la rettifica.
TEG - 3 rettifica gli elettrodi in senso
longitudinale per eliminare le linee che
corrono lungo la circonferenza e le ondulazioni che fanno scattare e deviare
l’arco, in modo da ottenere risultati
identici e ripetibili, in particolare con la
saldatura automatizzata.
La forma della punta prodotta dalla rettificatrice consente il posizionamento
preciso dell’arco per la saldatura
manuale senza la creazione di archi e
scintille che tipicamente si generano con
le punte dalla forma scadente rettificate
a mano.
Una pinza a trazione in più collegata per
il blocco di fissaggio consente l’affilatura di elettrodi corti fino a 12 mm di
lunghezza.
In dotazione con TEG -3 si riceve una
mola diamantata molto solida e facilmente sostituibile.
Le polveri pericolose vengono risucchiate nell’apposito sistema di estrazione disponibile come optional, sia
insieme alla rettificatrice sia a parte per
retrofitting successivo.
Huntingdon Fusion Techniques Limited
Stukeley Meadow - Burry Port
Carmarthenshire - SA16 0BU
(United Kingdom)
Tel. +44 (0) 1 554 836836
Fax +44 (0) 1 554 836837
www.huntingdonfusion.com
Centro Fiera del Garda
Montichiari, Brescia
2 - 4 Aprile 2009
Organizzata da
ADExpo Srl
Platinum Sponsor
Gold Sponsor
Sede commerciale ed amministrativa:
Via Brescia 117 - 25018 Montichiari, Brescia
Tel. 030 9981045 - Fax 030 9981055 - [email protected]
Sede legale: Viale della Mercanzia 142, Bl 2B, Gall. B - 40050 Funo Centergross, Bologna
In collaborazione con: Edimet Spa
w w w . a l u m o t i v e . i t
Mostra Internazionale della Componentistica,
della Subfornitura e delle Soluzioni Innovative in Alluminio,
Metalli e Materiali Tecnologici per l’Industria dei Trasporti
Notiziario
Letteratura Tecnica
High-Temperature Corrosion and
Materials Applications
Lai G.Y., Materials Park, OH (USA)
2007, 182X260 mm, 461 pagine,
13: 978-0-87170-853-3, $ 211.00
Scopo fondamentale del volume è
quello di fornire
una rassegna completa ed aggiornata sugli aspetti
tecnologici e metallurgici, riguardanti il controllo
della corrosione in
tutti quei settori
industriali che operano in condizioni di
servizio ad alta temperatura.
Gli argomenti trattati comprendono
principalmente l’analisi delle reazioni
termodinamiche dei processi di corrosione ed il loro impatto sull’andamento
produttivo degli impianti operanti in
condizioni severe di temperatura; fornisce inoltre un’interessante ed approfondita trattazione sui risultati ottenuti, in
laboratorio ed in campo, sul comportamento di numerosi materiali, leghe ed
acciai di particolare interesse pratico e
scientifico per una appropriata scelta, in
queste particolari condizioni.
Dopo una breve introduzione sull’argomento, i numerosi capitoli riguardano:
l’ossidazione, la nitrurazione, la carburizzazione, la corrosione da alogenuri e
da zolfo, l’erosione e l’erosione/corrosione, la corrosione a caldo
delle turbine a gas, la corrosione in caldareria, la criccabilità da tensocorrosione, la corrosione da sali fusi, l’infragilimento e la corrosione da metalli fusi
ed infine l’attacco da idrogeno.
ASM International, 9639 Kinsman
Road, Materials Park OH 44073 (USA).
Tel. +1 800 336 5352
Telefax +1 440 338 4634
http://www.asminternational.org
Friction Stir Welding and
Processing IV
Rajiv S. M. et al., Warrendale, PA (USA)
2007, 230 x 150 mm, 472 pagine, ISBN
978-0-87339-661-5, $ 83.00
Il processo di saldatura “Friction
Stir Welding” brevettato nel 1991
dal TWI (The
Welding Institute)
inglese, in questi
ultimi 15 anni ha
visto uno sviluppo
tecnologico ed applicativo significativo, permettendo con la progettazione e
la realizzazione di impianti altamente
avanzati, l’impiego di questo, relativamente recente, processo di saldatura in
molti campi industriali, impensabile sino
a pochi anni fa.
Questo volume raccoglie tutte le
memorie presentate e discusse durante i
lavori della quarta edizione del convegno internazionale, dedicato al “Friction
Stir Welding”, organizzato dal “Forming
Committee della Materials Processing &
Manufacturing Division della TMS (The
Minerals, Metals & Materials Society)
ad Orlando (USA) nel Marzo del 2007.
Il grande interesse e la folta partecipazione a questa manifestazione è stata la
testimonianza diretta dell’importanza e
del valore scientifico ed ingegneristico
di questo processo di saldatura.
Le 69 memorie, tutte interamente pubblicate nel volume, illustrano gli sviluppi più recenti e rilevanti; in particolare descrivono tutti gli aspetti del
processo comprendendo: i principi fondamentali, le variabili del processo, il
comportamento metallurgico e le caratteristiche microstrutturali, non solo
della saldatura dell’alluminio e delle
sue leghe, applicazione tipica del Friction Stir Welding, ma anche degli acciai
tipici da costruzione e di altre leghe
come ad esempio il titanio, dimostrando come questo processo di saldatura può ormai essere utilizzato in tutti i
settori.
Infine, alcuni documenti tracciano i risultati dei più recenti lavori di ricerca nel
campo e forniscono un panorama esaustivo sul programma delle future attività
di indagine, volte ad individuare meto-
Notiziario
dologie ed applicazioni sempre più
avanzate allo scopo anche di migliorare
e di ridurre i costi di gestione.
The Minerals, Metals & Materials
Society (TMS), 184 Thorn Hill Road,
Warrendale PA 15086 (USA).
Tel. +1 724-776-9000
Telefax +1 724-776-3770
http://www.tms.org
Codici e Norme
Norme nazionali
Italia
UNI EN 473 - Prove non distruttive Qualificazione e certificazione del personale addetto alle prove non distruttive
- Principi generali (2008).
UNI EN 506 - Prodotti di lastre metalliche per coperture - Specifiche per prodotti autoportanti di lastre di rame o
zinco (2008).
UNI EN 508-1 - Prodotti di lastre metalliche per coperture - Specifiche per prodotti autoportanti in lastre di acciaio, alluminio o acciaio inossidabile - Parte 1:
Acciaio (2008).
Alluminio (2008).
Acciaio inossidabile (2008).
UNI EN 1090-2 - Esecuzione di strutture
di acciaio e di alluminio - Parte 2: Requisiti tecnici per strutture di acciaio (2008).
UNI EN 10084 - Acciai da cementazione
- Condizioni tecniche di fornitura (2008).
UNI EN 10111 - Lamiere e nastri a
basso tenore di carbonio laminati a caldo
in continuo per formatura a freddo Condizioni tecniche di fornitura (2008).
UNI EN 10340 - Getti di acciaio per impieghi strutturali (2008).
UNI EN ISO 12732 - Corrosione dei
metalli e loro leghe - Misurazione della
riattivazione elettrochimica potenziocinetica con il metodo del doppio anello
(basato sul metodo di Cihal) (2008).
UNI EN 12020-2 - Alluminio e leghe di
alluminio - Profilati di precisione estrusi
di leghe EN AW-6060 e EN AW-6063 Parte 2: Tolleranze dimensionali e di
forma (2008).
UNI EN 13121-3 - Serbatoi e contenitori di materie plastiche rinforzate con
fibre di vetro (PRFV) per utilizzi fuori
terra - Parte 3: Progettazione e lavorazione (2008).
UNI EN 14025 - Cisterne per il trasporto di merci pericolose - Cisterne metalliche a pressione - Progettazione e costruzione (2008).
UNI EN ISO 15012-2 - Salute e sicurezza in saldatura e nelle tecniche affini Requisiti, prove e marcatura delle attrezzature per il filtraggio dell’aria - Parte 2:
Determinazione della minima portata in
volume d’aria necessaria per le bocche
di captazione (2008).
metalli e loro leghe - Prova anodica per
la valutazione della suscettibilità alla
corrosione intergranulare di leghe di alluminio trattabili a caldo (2008).
metalli e loro leghe - Prove cicliche accelerate con esposizione a spruzzo
salino acidificato, in condizioni di
“Asciutto” e di “umido” (2008).
UNI EN 1173 - Rame e leghe di rame Designazione dei materiali (2008).
metalli e loro leghe - Corrosione in atmosfera artificiale - Prova di corrosione
accelerata comprendente l’esposizione
in condizioni controllate a cicli umidi
con vaporizzazione intermittente di una
soluzione salina (2008).
UNI EN ISO 5817 - Saldatura - Giunti
saldati per fusione di acciaio, nichel,
titanio e loro leghe (esclusa la saldatura
a fascio di energia) - Livelli di qualità
delle imperfezioni (2008).
UNI EN ISO 17081 - Metodo di misurazione della permeazione di idrogeno e di
determinazione con una tecnica elettrochimica dell’assorbimento e del trasporto dell’idrogeno nei metalli (2008).
UNI EN 1090-3 - Esecuzione di strutture di acciaio e di alluminio - Parte 3:
Requisiti tecnici per le strutture di alluminio (2008).
USA
API SPEC 12D - Specification for field
welded tanks for storage of production
liquids (2008).
API SPEC 12F - Specification for shop
welded tanks for storage of production
liquids (2008).
API RP 581 - Risk-based inspection
technology (2008).
ASTM A 312/A 312M - Standard specification for seamless, welded, and
heavily cold worked austenitic stainless
steel pipes (2008).
ASTM A 456/A 456M - Standard specification for magnetic particle examination of large crankshaft forgings (2008).
ASTM A 554 - Standard specification
for welded stainless steel mechanical
tubing (2008).
ASTM A 709 - Specification for structural steel for bridges (2008).
ASTM A 1008/A 1008M - Standard
specification for steel, sheet, cold-rolled,
carbon, structural, high-strength lowalloy, high-strength low-alloy with improved formability, solution hardened,
and bake hardenable (2008).
ASTM A 1018/A 1018M - Standard
specification for steel, sheet and strip,
heavy-thicknesscoils, hot-rolled, carbon,
commercial, drawing, structural, highstrength low-alloy, high-strength lowalloy with improved formability, and
ultra-high strength (2008).
STM C 692 - Standard test method for
evaluating the influence of thermal insulations on external stress corrosion
cracking tendency of austenitic stainless
steel (2008).
AWS D1.2/D1.2M - Structural welding
code - Aluminum (2008).
Norme europee
EN
EN 485-2 - Aluminium and aluminium
alloys - Sheet, strip and plate - Part 2:
Mechanical properties (2008).
Notiziario
EN ISO 3834-5 - Quality requirements
for fusion welding of metallic materials
- Part 5: Documents with which it is necessary to conform to claim conformity to
the quality requirements of ISO 3834-2,
ISO 3834-3 or ISO 3834-4 (2008).
EN 10213 - Steel castings for pressure
purposes (2008).
EN ISO 12004-1 - Metallic materials Sheet and strip - Determination of
forming-limit curves - Part 1: Measurement and application of forming-limit
diagrams in the press shop (2008).
EN ISO 12004-2 - Metallic materials Sheet and strip - Determination of
forming-limit curves - Part 2: Determination of forming-limit curves in the laboratory (2008).
EN 12517-2 - Non-destructive testing of
welds - Part 2: Evaluation of welded
joints in aluminium and its alloys by radiography - Acceptance levels (2008).
EN ISO 13680 - Petroleum and natural
gas industries - Corrosion-resistant alloy
seamless tubes for use as casing, tubing
and coupling stock - Technical delivery
conditions (2008).
EN ISO 14113 - Gas welding equipment - Rubber and plastics hose and
hose assemblies for use with industrial
gases up to 450 bar (45 MPa) (2008).
EN ISO 14172 - Welding consumables Covered electrodes for manual metal arc
welding of nickel and nickel alloys Classification (2008).
ISO 10952 - Plastics piping systems Glass-reinforced thermosetting plastics
(GRP) pipes and fittings - Determination
of the resistance to chemical attack for
the inside of a section in a deflected condition (2008).
ISO 11961 - Petroleum and natural gas
industries - Steel drill pipe (2008).
EN ISO 15548-1 - Non-destructive
testing - Equipment for eddy current examination - Part 1: Instrument characteristics and verification (2008).
ISO 13680 - Petroleum and natural gas
industries - Corrosion-resistant alloy
seamless tubes for use as casing, tubing
and coupling stock - Technical delivery
conditions (2008).
testing - Equipment for eddy current examination - Part 2: Probe characteristics
and verification (2008).
ISO 14172 - Welding consumables Covered electrodes for manual metal arc
welding of nickel and nickel alloys Classification (2008).
testing - Equipment for eddy current examination - Part 3: System characteristics and verification (2008).
ISO 24394 - Welding for aerospace applications - Qualification test for welders
and welding operators - Fusion welding
of metallic components (2008).
Norme internazionali
ISO
ISO 3821 - Gas welding equipment Rubber hoses for welding, cutting and
allied processes (2008).
ISO 26304 - Welding consumables Solid wire electrodes, tubular cored
electrodes and electrode-flux combinations for submerged arc welding of high
strength steels - Classification (2008).
ISO/TR 29381 - Metallic materials Measurement of mechanical properties
by an instrumented indentation test - Indentation tensile properties (2008).
Corsi IIS
Luogo
Data
Titolo
Mogliano Veneto
(TV)
19-22/1/2009
Legnano (MI)
19-22/1/2009
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per
il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Genova
19-23/1/2009
Corso teorico di specializzazione sull’incollaggio (adhesive
bonding)
40
Genova
19-23/1/2009
16-20/2/2009
16-20/3/2009
Corso per International Welding Engineer - Parte I
Ore
--
Organizzatore
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FOR
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
Tel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - [email protected]
--
Notiziario
Corsi IIS (segue)
Luogo
Genova
Data
Titolo
Ore
19-23/1/2009
16-20/2/2009
16-20/3/2009
Corso per International Welding Technologist - Parte I
Genova
26-30/1/2009
Corso celere in saldatura
32
Messina
2-5/2/2009
--
Legnano (MI)
2-6 e
16-20/2/2009
Corso per International Welding Technologist - Parte III - Fabbricazione
80
Legnano (MI)
2-6, 16-20 e
23-26/2/2009
Corso per International Welding Engineer - Parte III - Fabbricazione
110
Genova
9-10/2/2009
Corso per International Welding Specialist - Parte III - Progettazione e calcolo
18
Genova
9-12/2/2009
--
Genova
9-13/2/2009
Corso teorico-pratico per operatori sull’incollaggio (European
Adhesive Bonder)
40
Genova
11-13/2/2009
9-13/3/2009
Corso per International Welding Specialist - Parte III - Fabbricazione
53
Genova
Marzo-Giugno
2009
Corso per International Welding Engineer - Parti I e II - Corso di
Specializzazione
--
Legnano (MI)
Marzo-Giugno
2009
Specializzazione
--
Mogliano Veneto
(TV)
Marzo-Giugno
2009
Specializzazione
--
Genova
Marzo-Giugno
2009
Corso per International Welding Technologist - Parti I e II Corso di Specializzazione
--
Legnano (MI)
Marzo-Giugno
2009
--
Mogliano Veneto
(TV)
Marzo-Giugno
2009
--
--
Genova
9-12/3/2009
--
Mogliano Veneto
(TV)
16-19/3/2009
--
Roma
17-20/3/2009
--
Genova
23-24/3/2009
Corso teorico-pratico di incollaggio di tubi e/o raccordi di PVCC, PVC-U o di ABS per la qualificazione secondo UNI 11242
16
Legnano (MI)
23-26/3/2009
--
Legnano (MI)
23-27/3/2009
Corso celere in saldatura
32
Organizzatore
Notiziario
Corsi di qualificazione per personale addetto alle PND di livello 1, 2 e 3
Esame visivo (VT)
Genova
19-20/1/2009
Modulo Specifico saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
12
Priolo (SR)
20-21/1/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Priolo (SR)
22/1/2009
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
8
Mogliano
Veneto (TV)
27-28/1/2009
16
Priolo (SR)
27-28/1/2009
12
Mogliano
Veneto (TV)
29/1/2009
8
Legnano (MI)
3-4/2/2009
12
Legnano (MI)
10-11/2/2009
16
Legnano (MI)
12/2/2009
8
12
16
8
Mogliano
Veneto (TV)
26-27/2/2009
Genova
3-4/3/2009
Genova
5/3/2009
Esame radiografico (RT)
Priolo (SR)
20-21/1/2009
16
Mogliano
Veneto (TV)
27-28/1/2009
16
24
Genova
3-5/2/2009
Legnano (MI)
10-11/2/2009
16
Genova
24-27/2/2009
Modulo Specifico Operatore Tecniche Convenzionali per livello 2
UNI EN 473/ISO 9712
32
Genova
3-4/3/2009
16
Legnano (MI)
10-12/3/2009
24
Genova
24-27/3/2009
Modulo Specifico Operatore Tecniche Speciali per livello 2 UNI
EN 473/ISO 9712
32
Esame ultrasonoro (UT)
Priolo (SR)
20-21/1/2009
16
Mogliano
Veneto (TV)
27-28/1/2009
16
Legnano (MI)
10-11/2/2009
16
Genova
10-12/2/2009
24
Genova
17-20/2/2009
Modulo Specifico Operatore Tecniche Convenzionali per livello 2
UNI EN 473/ISO 9712
32
Genova
3-4/3/2009
16
Legnano (MI)
3-5/3/2009
24
17-19/3/2009
24
Mogliano
Veneto (TV)
Notiziario
Corsi di qualificazione, ecc (segue)
Esame con particelle magnetiche (MT)
Priolo (SR)
20-21/1/2009
16
Genova
21-22/1/2009
16
Mogliano
Veneto (TV)
27-28/1/2009
16
Legnano (MI)
10-11/2/2009
16
Mogliano
Veneto (TV)
17-18/2/2009
16
16
16
Genova
3-4/3/2009
Priolo (SR)
10-11/3/2009
Esame con liquidi penetranti (PT)
Priolo (SR)
20-21/1/2009
16
Mogliano
Veneto (TV)
27-28/1/2009
16
16
Genova
5-6/2/2009
Legnano (MI)
10-11/2/2009
16
Mogliano
Veneto (TV)
19-20/2/2009
16
16
16
Genova
3-4/3/2009
Priolo (SR)
17-18/3/2009
Esame per rivelazione di fughe (LT)
Genova
31/3/2009
8
Corsi di altre Società
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Milano
26/1/2009
Validazione dei metodi di prova e delle procedure
di taratura (nelle prove chimiche e microbiologiche)
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Bologna
26/1/2009
La Direttiva Macchine: marcatura CE e progettazione meccanica
CERMET - Servizio Formazione (Bologna)
Tel. 051 764811; fax 051 764902
[email protected]
Milano
26/1-6/2/2009
Programma di addestramento raccomandato per
l’esame di ultrasuoni di 2° livello secondo EN 473
CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano)
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Milano
27/1/2009
Calcolo dell’incertezza di misura nelle prove chimiche
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Napoli
28-30/1/2009
Corso pratico sull’interpretazione e l’applicazione
della norma UNI EN ISO 9001: 2008
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Notiziario
Corsi di altre Società (segue)
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Torino
Bologna
Roma
3-4/2/2009
12-13/2/2009
12-13/2/2009
Le ISO 9000:2008: come gestire i processi, la documentazione e le performance aziendali
CERMET - Servizio Formazione (Torino)
Tel. 011 2258681; fax 011 2258680
[email protected]
Tel. 051 764811; fax 051 764902
[email protected]
CERMET - Servizio Formazione (Roma)
Tel. 06 7626001; fax 06 76968124
[email protected]
Milano
9-13/2/2009
l’esame con particelle magnetiche di 2° livello
secondo EN 473
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Napoli
10/2/2009
Corso per addetti e responsabili della sicurezza
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Bologna
11-12/2/2009
Il sistema di gestione della sicurezza nelle aziende
con pericoli di incidenti rilevanti
AICQ Emilia Romagna (Bologna)
Tel. 051 2960294; fax 051 0544854
Milano
16-20/2/2009
l’esame visivo di 2° livello secondo EN 473
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Bologna
Torino
Roma
17-18/2/2009
23-24/2/2009
24-25/2/2009
Auditor interno del sistema gestione qualità
Tel. 051 764811; fax 051 764902
[email protected]
Tel. 011 2258681; fax 011 2258680
[email protected]
Tel. 06 7626001; fax 06 76968124
[email protected]
Bologna
19-20/2/2009
Taratura pratica degli strumenti di misura
Tel. 051 764811; fax 051 764902
[email protected]
Torino
23-24/2/2009
I contenuti della nuova ISO 9001:2008 in una prospettiva applicativa
AICQ Piemonte (Torino)
Tel. 011 5183220; fax 011 537964
[email protected]
Milano
2-13/3/2009
l’esame di radiografia di 2° livello secondo EN 473
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Bologna
10-11/3/2009
Qualità e sicurezza nei laboratori di prova
AICQ Emilia Romagna (Bologna)
Tel. 051 2960294; fax 051 0544854
Roma
Torino
11/3/2009
25/3/2009
Auditor interno del sistema di gestione ambientale
Tel. 06 7626001; fax 06 76968124
[email protected]
Tel. 011 2258681; fax 011 2258680
[email protected]
La norma UNI CEI EN ISO/IEC 17025
AQM (Provaglio d’Iseo - BS)
Tel. 030 9291781; fax 030 9291782
[email protected]
La metrologia e la gestione della strumentazione di
misura in ambito ISO 9000:2000
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Il sistema di gestione della sicurezza
AQM (Provaglio d’Iseo - BS)
Tel. 030 9291781; fax 030 9291782
[email protected]
Provaglio d’Iseo (BS)
Napoli
Provaglio d’Iseo (BS)
11,13,18,20,25 e 27/3/2009
1/4/2009
12-13/3/2009
19 e 26/3/2009
2, 9 e 16/4/2009
Notiziario
Mostre e Convegni
Luogo
Data
Titolo
28-30/1/2009
1st Int’l Automotive Electronics Technology Expo
Reed Exhibitions Japan Ltd (Tokyo - J)
Tel. +81 3 3349 8502; fax +81 3 3349 4900
[email protected]
Marina di Carrara
(MS)
5-7/2/2009
SEATEC - 7a Rassegna Internazionale di Tecnologie, Subfornitura e Design per Imbarcazioni,
Yacht e Navi
CarraraFiere (Marina di Carrara - MS)
Tel. 0585 787963; fax 0585 787602
[email protected]
Padova
6-9/2/2009
VENMEC - Salone delle Tecnologie Meccaniche
per l’Industria
PadovaFiere SpA (Padova)
Tel. 049 840594; fax 049 840570
[email protected]
Berlino
(Germania)
2-3/3/2009
10th International Aluminium Recycling Congress
OEA (Düsseldorf - D)
Tel. +49 211 451933; fax +49 211 431009
[email protected]
Barcellona
(Spagna)
10-13/3/2009
40° Simposio Internazionale sulla Robotica
Fira de Barcelona (Barcelona - E)
Tel. +34 93 2332541; fax: +34 93 2332198
[email protected]
Monaco di Baviera
(Germania)
11-14/3/2009
METALL München - European Trade Fair for
Metal Working in Industry and Trade
GHM (München - D)
Tel. +49 089 94955160; fax +49 089 94955169
[email protected]
Brescia
18-20/3/2009
Made in Steel 2009
Made in Steel Srl (Flero - BS)
Tel. 030 2548520; fax 030 2549833
[email protected]
Parma
19-21/3/2009
MECSPE - Salone della meccanica specializzata
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
[email protected]
Parma
19-21/3/2009
EUROSTAMPI - Fiera internazionale del mondo
degli stampi
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
[email protected]
Parma
19-21/3/2009
SUBFORNITURA - Salone delle lavorazioni industriali per conto terzi
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
[email protected]
Parma
19-21/3/2009
CONTROL ITALY - Fiera specializzata per l’assicurazione della qualità
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
[email protected]
Parma
19-21/3/2009
MOTEK ITALY - Fiera specializzata per la tecnologia di montaggio, assemblaggio e manipolazione
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
[email protected]
Parma
19-21/3/2009
PLASTIX EXPO - Fiera specializzata per la lavorazione delle materie plastiche
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
[email protected]
Rho (MI)
24-28/3/2009
PLAST 2009 - Salone internazionale delle materie
plastiche e della gomma
Promaplast srl (Assago - MI)
Tel. 02 8228371; fax 02 57512490
[email protected]
Kielce
(Polonia)
25-27/3/2009
STOM - Tecnologia e Lavorazione dei Metalli
Targi Kielce (Kielce - PL)
Tel. +48 41 3651220; fax +48 41 3456261
[email protected]
Dubai
(Emirati Arabi Uniti)
29-31/3/2009
Aluminium Dubai 2009
Reed Exhibitions Deutschland GmbH (Düsseldorf - D)
Tel. +49 211 90191265; fax +49 211 90191193
[email protected]
Tokyo
(Giappone)
Organizzatore
ASPIRMIG
Welding&Safety
Web: www.aspirmig.com E-mail: [email protected]
......la saldatura senza fumo
ASPIRMIG srl
Ricerche
Bibliografiche
Dati IIS-Data
Saldatura laser
(2008)
Numerical welding simulation of an aluminium automotive
component (IIW-1818-07, ex-doc. X-1599-06) di SIEGELE D.
et al. «Weld. World», Gennaio-Febbraio 2008, pp. 27-33.
Analisi con elementi finiti; apporto termico specifico; carrozzeria di autoveicoli; deformazione; distorsione; generatori di corrente per saldatura; industria automobilistica; leghe d’alluminio; metalli leggeri; modelli di calcolo; provini, saggi; saldatura
laser; simulazione; tensioni residue.
Simulation of quasi-simultaneous and simultaneous laser
welding (IIW-1815-07, ex-doc. XVI-857-06) di WILKE L. et
al. «Weld. World», Gennaio-Febbraio 2008, pp. 56-66.
Analisi con elementi finiti; calcolo; condizioni di processo; confronti; materie plastiche; materie plastiche termoplastiche; modelli
di calcolo; parametri di processo; saldatura laser; simulazione.
Effects of temporal pulse shaping on cracking susceptibility
of 6061 - T6 aluminum Nd:YAG laser welds di ZHANG J. et
al. «Wdg. J.», Gennaio 2008, pp. 18s-30s.
Apparecchiature elettroniche; criccabilità a caldo; criccabilità
di ritiro; cricche di liquazione; fattori di influenza; impulsi;
laser YAG; leghe Al-Mg-Si; leghe d’alluminio; metallografia;
microstruttura; parametri di processo; saldabilità; saldatura
guaine di contenimento; saldatura laser.
Laser cladding basics di PENN W. «Wdg. J.», Febbraio 2008,
pp. 47-51.
Applicazioni; bagno di fusione; fascio laser; materiali d’apporto;
placcatura; proprietà termiche; riparazione; saldatura laser.
Saldabilità al fascio laser di leghe alluminio-magnesio per
l’industria navale di BRANDIZZI M. et al. «Lamiera», Marzo
2008, pp. 102-110.
Costruzioni navali; durezza; laser CO2; leghe Al-Mg; leghe d’alluminio; proprietà meccaniche; prove di durezza; prove di saldabilità; prove di trazione; prove meccaniche; saldabilità; saldatura laser.
Qualification of Nd:YAG and CO 2 laser plasma hybrid
welding with filler material powder di STELLING K. et al.
«Sudura», Gennaio-Marzo 2008, pp. 5-10.
Acciai inossidabili austenitici; inconel; laser CO 2 ; laser YAG;
leghe di nichel; materiali d’apporto; parametri di processo;
polvere; procedimenti combinati; saldatura al plasma; saldatura
laser.
Application of laser welding to stainless steel light rail
vehicle di CERRONE C. et al. «Weld. World», Luglio-Agosto
2008, pp. 27-32.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; confronti;
materiale rotabile; proprietà meccaniche; prove di fatica; prove
meccaniche; resistenza a fatica; saldatura a fascio di fotoni; saldatura a resistenza; saldatura a resistenza a punti; saldatura
laser; saldatura mediante energia di radiazioni; terre rare;
vetture ferroviarie.
Share of spot welding and other joining methods in automotive production di JANOTA M. e NEUMANN H. «Weld.
World», Marzo-Aprile 2008, pp. 12-16.
Brasatura forte; brasatura forte laser; industria automobilistica; saldatura a fascio di fotoni; saldatura a resistenza; saldatura a resistenza a punti; saldatura a rilievi; saldatura ad arco;
saldatura con filo fusibile in gas protettivo; saldatura dei prigionieri; saldatura in gas protettivo; saldatura laser; saldatura
MAG; saldatura mediante energia di radiazioni; saldatura MIG.
Reduction cracking in laser welding using hypereutectic AISI
filler wire di VOLLERTSEN F. et al. «Weld. World», MaggioGiugno 2008, pp. 3-8.
Criccabilità; criccabilità a caldo; criccabilità di ritiro; fili
pieni; leghe Al-Si; leghe d’alluminio; materiali d’apporto;
metalli leggeri; metodi di rivestimento; prove meccaniche; saldatura a fascio di fotoni; saldatura laser; saldatura mediante
energia di radiazioni; spruzzatura a caldo.
Ricerche Bibliografiche
Pulsed laser micro-welding in industrial applications di BIRDEANU V. «Sudura», Gennaio-Marzo 2008, pp. 12-19.
Applicazioni; componenti; impulsi; microgiunzione; parametri
di processo; saldatura laser; tantalio.
Humping effect in welding of steel with single-mode fibre
laser di THOMY C. et al. «Weld. World», Maggio-Giugno 2008,
pp. 9-18.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; difetti di penetrazione; fascio laser; fattori di influenza; fibre; modelli di
calcolo; parametri di processo; penetrazione; saldatura a fascio
di fotoni; saldatura laser; saldatura mediante energia di radiazioni; tensione superficiale; velocità.
Panorama sulle applicazioni laser nel campo aeronautico di
PENASA M. «Riv. Sald.», Gennaio-Febbraio 2008, pp. 43-53.
Fascio laser; foratura; lavorazione dei metalli; leghe d’alluminio; leghe di nichel; leghe di titanio; martellatura laser; recensione, rassegna; saldatura laser; strutture aerospaziali.
Una unità di misura per il calcolo dell’efficienza nel processo
di saldatura a laser: il Dau di DAURELIO G. «Riv. Sald.»,
Maggio-Giugno 2008, pp. 387-399.
Fascio laser; laser CO 2 ; laser YAG; produttività; saldatura
laser; unità di misura.
Zinc transport phenomena in laser welding of coated sheet
steel in overlap configuration di PIETERS R.R.G.M. et al.
«Weld. World», Luglio-Agosto 2008, pp. 33-41.
Acciai zincati; deposito ad immersione a caldo; distacco tra i
lembi; giunti a sovrapposizione; lamierini; porosità; preparazione dei giunti; rivestimenti; saldatura a fascio di fotoni; saldatura laser; saldatura mediante energia di radiazioni; spessore;
zinco.
Analysis of different laser welding processes for joining
hardmetals to steel di MIRANDA R.M. et al. «Weld. World»,
Luglio-Agosto 2008, pp. 42-51.
Acciai; acciai ad alta resistenza; analisi con elementi finiti; materiali dissimili; microstruttura; modelli di calcolo; parametri di
processo; proprietà meccaniche; saldatura a fascio di fotoni;
saldatura laser; saldatura mediante energia di radiazioni.
Laser and laser-MAG hybrid welding of high strength steel
using fiber laser and CO 2 laser di ZHONGJIE L. et al. «Weld.
Int.», Gennaio 2008, pp. 23-28.
Acciai ad alta resistenza; acciai basso-legati; apparecchiature;
fattori di influenza; forma della saldatura; laser CO 2 ; laser
YAG; parametri di processo; penetrazione; procedimenti combinati; proprietà meccaniche; saldatura laser; saldatura MAG.
Modern methods of laser-welding of plastics di WEGLOWSKA A. «Weld. Int.», Febbraio 2008, pp. 100-104.
Laser a diodo; laser CO 2; laser YAG; materie plastiche; materie
plastiche termoplastiche; saldatura laser.
Examples of metal and resin processing using high
power diode lasers di ISOBE Y. «Weld. Int.», Febbraio 2008,
pp. 105-109.
Acciai; acciai inossidabili austenitici; apparecchiature; confronti; fascio laser; incollaggio; laser a diodo; materiali dissimili; materie plastiche; materie plastiche termoplastiche; poliammide; proprietà meccaniche; prove meccaniche; saldatura
ad ultrasuoni; saldatura laser.
Welding and joining of advanced materials di TSUKAMOTO
S. et al. «Weld. Int.», Marzo 2008, pp. 148-151.
Brasatura forte; congressi; Giappone; materiali ceramici; materiali compositi a matrice metallica; materiali dissimili; ricerche
e sviluppo; saldatura laser; saldatura TIG.
Technical gases in light alloys di BOSCHINI M. e MAGNABOSCO B. «Weld. Int.», Marzo 2008, pp. 158-162.
Conduttività termica; fumi; gas di protezione; metalli leggeri;
miscela; proprietà fisiche; saldatura ad attrito con utensile in
movimento; saldatura al plasma; saldatura laser; saldatura
MIG; saldatura TIG; salute e sicurezza.
Study on heat efficiency of laser-TIG double-side welding di
YUGANG M. et al. «China Weld.», Gennaio-Giugno 2008,
pp. 64-70.
Apporto termico specifico; leghe d’alluminio; procedimenti
combinati; produttività; saldatura da due lati; saldatura laser;
saldatura TIG.
NOTE PER UN CORRETTO UTILIZZO
DELLE UNITÀ DI MISURA DEL SISTEMA INTERNAZIONALE SI
- I nomi delle unità di misura vanno sempre scritti in carattere minuscolo, privi di accenti o
altri segni grafici.
- I nomi delle unità di misura non hanno plurale eccetto: metro, kilogrammo, secondo,
candela, radiante.
- I simboli delle unità di misura devono essere scritti in minuscolo tranne quelli derivanti da
nomi propri di persona che vanno scritti con la prima lettera maiuscola. L'unica eccezione è
permessa per il litro dove è accettabile sia la “l” minuscola che la “L” maiuscola.
- I simboli non devono essere seguiti dal punto, salvo che si trovino a fine periodo.
- I simboli devono sempre seguire i valori numerici.
- Il prodotto di due o più unità va indicato con un punto a metà altezza o con un piccolo
spazio tra i simboli.
- Il quoziente tra due unità va indicato con una barra obliqua o con esponenti negativi.
- L'unità se non accompagna la relativa misura deve essere espressa con il suo nome e non
con il simbolo.
Fonti dei riferimenti bibliografici
Riviste italiane e straniere analizzate per la Banca Dati IIS-Data
Titolo
Acciaio
Advanced Materials Processes
Alluminio e Leghe
Alluminio Magazine
Ambiente e Sicurezza sul Lavoro
Analysis Europa
Anticorrosione
ASTM Standardization News
ATA Ingegneria Automobilistica
Australasian Welding Journal
Australian Welding Research
Automatic Welding
Automazione Energia Informazione
Avtomaticheskaya Svarka
Befa - Mitteilungen
BID-ISIM
Biuletyn ISG
Boletin Tecnico Conarco
Bollettino Tecnico Finsider
Bollettino Tecnico RTM
Brazing and Soldering
Bridge Design & Engineering
British Corrosion Journal
China Welding
Chromium Review
Constructia De Masini
Costruzioni Metalliche
Czechoslovak Heavy Industry
De Qualitate
Deformazione
Der Praktiker
Elettronica Oggi
Elin Zeitschrift
Energia Ambiente Innovazione
Energia e Calore
Energia e Materie Prime
EPE International
Esa Bulletin
Eurotest Technical Bulletin
Fogli d’Informazione Ispesl
Fonderia
FWP Journal
GEP
Giornale del Genio Civile
Heron
Hightech
Hitsaustekniikka
Hybrid Circuits
Iabse Periodica
Il Filo Metallico
Il Giornale delle Prove non Distruttive
Il Giornale delle Scienze Applicate
Il Perito Industriale
Il Saldatore Castolin
Ilva Quaderni
Industrial Laser Rewiew
Ingegneria Ambientale
Ingegneria Ferroviaria
Inossidabile
Insight
International Construction
Interplastics
IPE International
ISO Bulletin
J. of Offshore and Polar Engineering
Joining & Materials
Joining of Materials
Joining Sciences
Journal of Bridge Engineering
Journal of the Japan Welding Society
Kunststoffe
L’Acciaio Inossidabile
Abbreviaz.
Acciaio
Mat. Processes
AL
Alluminio
Sicurezza Lav.
Analysis
Anticorrosione
ASTM Std.
ATA
Austr. Wdg. J.
Austr. Wdg. Res.
Aut. Weld.
AEI
Aut. Svarka
Befa Mitt.
BID-ISIM
Biuletyn
Conarco
Finsider
RTM
Braz. Sold.
Bridge
Br. Corr. J.
China Weld.
Chomium
Constr. Masini
Costr. Met.
Czech. Heavy
Qualitate
Deformazione
Praktiker
Elettronica
Elin
Enea E.A.I.
Energia
Energia
EPE
Esa Bulletin
Eurotest
ISPESL
Fonderia
FWP J.
GEP
Giornale G.C.
Heron
Hightech
Hitsaust.
Hybrid
IABSE
Filo Metallico
Giornale PND
Scienze Applic.
Perito Ind.
Castolin
Ilva
Ind. Laser
I.A.
Ing. Ferr.
Inossidabile
Insight
Int. Const.
Interplastics
IPE
ISO
Offshore
Joining
JOM
Join. Sciences
Jour. Bridge
Journal JWS
Kunststoffe
Acc. Inoss.
Titolo
Abbreviaz.
L’Allestimento
Allestimento
L’Elettrotecnica
Elettr.
L’Industria Meccanica
Ind. Mecc.
L’Installatore Tecnico
Installatore
La Meccanica Italiana
Mecc. Ital.
La Metallurgia Italiana
Met. Ital.
La Termotecnica
Termotecnica
Lamiera
Lamiera
Laser
Laser
Lastechniek
Lastech.
Lavoro Sicuro
Lav. Sic.
Lo Stagno ed i suoi Impieghi
Stagno
Macchine & Giornale dell’Officina
Officina
Macplas
Macplas
Manutenzione: Tecnica e Management
Manutenzione
Materialprüfung
Materialprüf.
Material and Corrosion
Mat. Cor.
Materials Evaluation
Mat. Eval.
Materials Performance
MP
Meccanica & Automazione
Mec. & Aut.
Meccanica & Macchine di Qualità
Mecc. & Macchine
Meccanica Moderna
Mecc. Moderna
Meccanica Oggi
Meccanica
Mechanical Engineering
Mech. Eng.
Metal Construction
Met. Con.
Metalli
Metalli
Metallurgical and Materials Transactions
Met. Trans.
Metallurgical B
Metallurgical B
Metallurgical Reports CRM
Met. Rep.
Metallurgical Transactions
Metallurgical T
Metalurgia & Materiais
Met. Materiais
Metalurgia International
Metalurgia
Modern Plastics International
Plastics Int.
Modern Steel Construction
Steel Constr.
NDT & E International
NDT & E Int.
NDT & E International UK
NDT & E Int.
NDT International
NDT Int.
Notagil S.I.
Notagil
Notiziario dell’ENEA Energia e Innovazione
ENEA E.I.
Notiziario dell’ENEA Sic. e Prot.
ENEA-DISP.
Notiziario Tecnico AMMA
AMMA
NRIM Research Activities
NRIM Research
NT Tecnica e Tecnologia AMMA
NT AMMA
Oerlikon Schweissmitteilungen
Oerlikon
PCB Magazine
PCB
Perito Industriale
Perito Ind.
Petrolieri d’Italia
Petrolieri I.
Pianeta Inossidabili
Inox
Plastic Pipes Fittings
Plastics
Prevenzione Oggi
Prevenzione
Produttronica
Produttronica
Protective Coatings Europe
PCE
Przeglad Spawalnictwa
Pr. Spawal.
Quaderni Pignone
Pignone
Qualificazione Industriale
Qualificazione
Qualità
Qualità
Rame e Leghe
CU
Rame Notizie
Rame
Research in Nondestructive Evaluation
Research NDE
Revista de Los Trat. Ter. y de Superficie
Tratersup
Revista de Metalurgia
Rev. Met.
Revista de Soldadura
Rev. Soldadura
Revue de la Soudure
Rev. Soud.
Revue de Metallurgie CIT
Revue Met. CIT
Revue de Metallurgie MES
Revue Met. MES
Ricerca e Innovazione
Ric. Inn.
Riv. Infortuni e Malattie Professionali
Riv. Inf.
Rivista di Meccanica
Riv. Mecc.
Rivista di Meccanica Oggi
Riv. Mecc. Oggi
Rivista di Meccanica International
Riv. Mecc. Inter.
Rivista Finsider
Riv. Finsider
Rivista Italiana della Saldatura
Riv. Sald.
Titolo
Schweissen & Pruftechnik
Schweissen und Schneiden
Schweisstechnik
Schweisstechnik
Science and Technology of W and J
Seleplast
Sicurezza e Prevenzione
Skoda Review
Soldadura e Construcao Metalica
Soldadura y Tecnologias de Union
Soldagem & Inspecao
Soldagem & Materiais
Soldering & Surface Mount Technology
Soudage et Techniques Connexes
Souder
Stahlbau
Stainless Steel Europe
Stainless Steel World
Stainless Today
Steel Research
Structural Engineering International
Sudura
Surface Engineering
Svarochnoe Proizvodstvo
Sveiseteknikk
Svetsaren
Svetsen
Technica/Soudure
Technical Diagnostics and NDT Testing
Technical Review
Technische Uberwachung
Tecnologia Qualidade
Tecnologie e Trasporti per il Mare
Tecnologie per il Mare
Teknos
The Brithis Journal of NDT
The European Journal of NDT
The International Journal of PVP
The Journal of S. and E. Corrosion
The Paton Welding Journal
The TWI Journal
The Welding Innovation Quarterly
Tin and Its Uses
Transactions of JWRI
Transactions of JWS
Transactions of NRIM
Ultrasonics
Unificazione e Certificazione
Università Ricerca
Unsider Notizie di Normazione
Varilna Tehnika
Westnik Maschinostroeniya
Welding & Joining
Welding & Joining Europe
Welding and Metal Fabrication
Welding Design and Fabrication
Welding in the World
Welding International
Welding Journal
Welding Production
Welding Review International
WRC Bulletin
WRI Journal
Zavarivac
Zavarivanje
Zavarivanje I
Zincatura a caldo
Zis Mitteilungen
Zis Report
Zvaracske Spravy
Zváranie
Abbreviaz.
Sch. Pruf.
Schw. Schn.
Schweisst.
Sch. Tec.
Weld. Join.
Seleplast
Sicurezza
Skoda
Soldadura
Sold. Tec.
Inspecao
Soldagem
Soldering
Soud. Tecn. Con.
Souder
Stahlhau
Stainless Eu.
Stainless World
Stainless
Steel
Engineering
Sudura
Surface
Svar. Proiz.
Sveiseteknikk
Svetsaren
Svetsen
Tech. Soud.
NDT Testing
Tech. Rev.
Techn. Uberw.
Qualidade
Tec. Tra. Mare
Tec. Mare
Teknos
Br. Nondestr.
European NDT
Journal PVP
Corrosion
Paton Weld. J.
TWI Journal
Weld. Innovation
TIN
Trans. JWRI
Trans. JWS
Trans. NRIM
Ultrasonics
Unificazione
Università
Unsider
Var. Teh.
–
Weld. Joining
Weld. J. Europe
Welding
Weld. Des.
Weld. World
Weld. Int.
Wdg. J.
Weld. Prod.
Weld. Rev.
WRC Bulletin
WRI J.
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Il repertorio delle pagine dei vari
numeri è il seguente:
Numero 1 pagg.
1 - 158
«
2
«
159 - 304
«
3
«
305 - 456
«
4
«
457 - 604
«
5
«
605 - 752
«
6
«
753 - 924
Indice 2008
La cifra in grassetto indica il
numero della Rivista.
EDITORIALE
•
Ritorno a casa?, 1, 24.
•
Globalizzazione e nuovo colbertismo, 2, 178.
•
La fattoria degli animali, 3, 324.
•
Sicurezza e lavoro, 4, 478.
•
Gli allegri compagni della foresta, 5, 624.
•
1000, 6, 772.
•
Applicazione industriale per la nastratura ad alto rendimento con acciai austenitici ad alto tenore di molibdeno
(L. Possenti, A. Volpi, G. Gallazzi), 2, 203-213.
•
Influenza dei parametri del processo di brasatura sulle
caratteristiche microstrutturali di giunti in leghe di rame
(M. Merlin et al.), 2, 217-227.
•
Saldatura EBW di 4 differenti tipologie di contatti a radiofrequenza per il “Large Hadron Collider” (LHC) del
CERN (G. Barbieri, F. Cognini, M. Moncada), 2, 231-239.
•
La metallografia ottica nello studio di cricche e tensioni nei
giunti saldati (P. Piccardo, R. Amendola), 2, 243-249.
ARTICOLI
•
Panorama sulle applicazioni laser nel campo aeronautico
(M. Penasa), 1, 43-53.
•
L’approccio RBI nel contesto delle verifiche periodiche di
legge (G. Canale), 3, 343-347.
•
Panoramica su applicazioni e problematiche legate all’impiego di acciai austeno-ferritici e di leghe di alluminio
nelle strutture saldate (S. Botta, F. Masetti, S. Scanavino),
1, 57-68.
•
Il processo di saldatura TIG Key-hole: una valida alternativa per la giunzione di materiali pregiati (C. Rosellini,
L. Jarvis), 3, 351-356.
•
•
Sistema di brasatura a induzione per giunzione di conduttori raffreddati (A. Laurenti et al.), 1, 71-77.
Materiali d’apporto per la saldatura di serbatoi LNG in
acciaio al 9% nickel (S. Angelotti, P. van Erk), 3, 359-368.
•
•
Acciai basso legati per la produzione di energia: i giunti
dissimili (G. Cumino et al.), 1, 81-88.
Uso innovativo del basso apporto termico in saldatura:
esperienze sul “Cladding” e brasatura col processo CMT®
(G. Lorenzin, G. Rutili), 3, 373-383.
•
Resistenza a fatica di strutture saldate in leghe di alluminio
(B. Atzori, B. Rossi), 1, 93-102.
•
Una unità di misura per il calcolo dell’efficienza nel processo di saldatura a laser: il Dau (G. Daurelio), 3, 387-399.
•
Il processo Synchronized Tandem Wire Welding applicato
alla saldatura di lamiere strutturali (M. Fersini, S. Matera),
2, 181-189.
•
Definizione dell’intervallo di test per le valvole di sicurezza: una analisi risk based per l’art. 10 del D.M. 329
(R. Cozza, P. Leone, M. Serra), 4, 481-485.
•
Esperienze nell’ispezione e nella manutenzione di serbatoi
di stoccaggio di prodotti petroliferi (F. Bresciani, F. Peri),
2, 191-200.
•
Confronto tra saldatura SAW e Laser applicate a strutture
in duplex per ponti (S. Sorrentino, M. Fersini, G. Zilli),
4, 487-498.
Indice 2008
•
Friction Stir Welding sui pannelli sandwich acciaio / alluminio (S. Mueller, L.M. Volpone), 4, 503-508.
•
Notes on power efficiency in welding (Select Committee
“Environment”), 2, 253-256.
•
Saldatura in arco sommerso Tandem Twin (A. Lord,
A. Eriksson, F. Vago), 4, 511-515.
•
Suitable corrosion test methods for stainless steel welds
(B. Holmberg, A. Bergquist), 3, 403-407.
•
Orientamenti ed evoluzioni nella tipologia delle fasi dure
da impiegare nei depositi di brasatura contro l’abrasione
(M. Azzoni), 4, 519-528.
•
Effect of various factors on toughness in P92 SAW weld
metal (C. Chovet, E. Galand, B. Leduey), 4, 547-553.
•
Extract from the Annual Report 2007, 5, 695-702.
•
Caratteristiche dei prodotti siderurgici impiegati per la costruzione delle linee ferroviarie (M. Raspolli, R. Bucci),
4, 533-543.
•
Welding of the high grade pipeline-steel X80 and description of different pipeline-projects (S. Felber), 6, 843-865.
•
I generatori AC/DC con il controllo della forma d’onda:
l’innovazione nella saldatura ad arco sommerso (G. Pedrazzo, C.A. Barone, G. Rutili), 5, 627-633.
IIS DIDATTICA
•
Qualificazione e verifica dei prodotti per il controllo con
liquidi penetranti, 1, 115-121.
•
Viblade™: Friction Stir Welding per materiali plastici
(A. Scialpi et al.), 5, 635-643.
•
Introduzione alle principali strutture cristalline dei metalli
puri, 2, 261-264.
•
Metodi e soluzioni per unire lamiere di materiali metallici
diversi tramite arco voltaico (J.P. Bergmann et al.),
5, 647-654.
•
Metallurgia e saldabilità degli acciai zincati, 3, 411-416.
•
Gli strappi lamellari, 4, 557-560.
•
Principi per lo studio dei costi di saldatura, 5, 705-711.
•
La saldatura ad arco elettrico delle leghe di alluminio con
protezione gassosa, 6, 869-878.
•
Ponti in duplex: risultati di un progetto di ricerca europeo
(E. Maiorana), 5, 657-668.
•
Applicazione dell’approccio “structural stress” ad un
giunto saldato di geometria complessa (C.M. Rizzo,
M. Codda), 5, 673-683.
•
Correlation between GMAW process and weld quality
parameters: a neural network approach applied in the automotive industry (F.A. Reyes-Valdés et al.), 5, 687-692.
•
Applicazioni delle nuove sorgenti laser in fibra alla lavorazione di acciai altoresistenziali per il settore automotive
(E. Capello, D. Colombo, B. Previtali), 6, 793-802.
•
Applicazione del processo di saldatura ad elettroscoria per
la placcatura interna di apparecchi a pressione (F. Foroni et
al.), 6, 805-815.
•
La costruzione del template per la gigantesca piattaforma
Tombua Landana (E. de Man, A. van Aartsen), 6, 821-828.
•
La criccabilità da solidificazione (M. Murgia), 6, 831-841.
ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA
•
GNS4: in 756 sotto la Lanterna per le Giornate Nazionali di
Saldatura 4, incontro biennale IIS sulla fabbricazione
saldata (G. Costa), 1, 27-41.
•
Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel
2007 e previsioni per il 2008, 3, 327-341.
•
In Austria a Graz nel Luglio 2008 il 61° Congresso Annuale
dell’Istituto Internazionale della Saldatura (G. Costa),
6, 775-790.
SCIENZA E TECNICA
•
Applicazioni della saldatura ad ultrasuoni per la sigillatura
e l’unione di materiali termoplastici (F. Lezzi), 1, 123-124.
•
L’importanza dei controlli ispettivi per la qualità e la
durata delle superfici pitturate (S. Botta), 2, 269-270.
•
Considerazioni sulle caratteristiche meccaniche e sulle
prove di laboratorio: la stima della tenacità reale
(M. Lanza), 3, 419-420.
•
Influenza dell’umidità su “Glass Transition Temperature”
(Tg) e “Time to Delamination” (Td) nei materiali base costituenti i circuiti stampati (G. Parodi), 4, 565-566.
•
Ricerca sperimentale per applicazioni della Friction Stir
Welding (FSW) su componenti aeronautici ed automobilistici (A. Lauro), 5, 715.
•
Importanti novità nel dimensionamento dei giunti flangiati
(F. Temporini), 6, 881-882.
IIS NEWS
Comitato Direttivo:
• Riunione del 29 Novembre 2007, 1, 125.
• Riunione del 26 Giugno 2008, 4, 567-568.
Consiglio Generale:
• Riunione del 29 Aprile 2008, 3, 423.
• Riunione del 21 Maggio 2008, 4, 567.
ISTITUTO INTERNAZIONALE DELLA
SALDATURA
Assemblea Generale:
• Riunione del 29 Aprile 2008, 3, 423-424.
•
Coinvolgimento dell’IIS in due nuovi Progetti Europei, 1, 125.
State of the art of inline non-destructive weld inspection
of pipelines by ultrasonics (G. Dobmann, O.A. Barbian,
H. Willems), 1, 105-111.
Una nuova serie di servizi per l’Ingegneria di Processo,
1, 125-126.
Indice 2008
Formalizzato l’accordo di collaborazione con la più grande
Agenzia per il lavoro italiana per il reclutamento di saldatori
qualificati provenienti dall’estero, 1, 126.
API RBI User Group Meeting, 3, 424.
ANCCP e IIS collaborano sul tema della sicurezza, 4, 568.
DALLE AZIENDE
1, 139-143; 2, 281-285; 3, 433-438; 4, 577-581; 5, 727-732;
6, 897-901.
NOTIZIARIO
La ricerca in saldatura: qualcosa si muove! (A. Lauro), 6, 883.
1 st International Conference on Welding Technologies ’09
(R. Russo), 6, 884.
LETTERATURA TECNICA
•
“Welding technology for engineers” (Raj B. et al. - Alpha
Science International Limited), 1, 145.
FORMAZIONE
•
“Fundamentos e prática da soldagem a plasma” (Reis R.P,
Scotti A. - Artliber Editora Ltda.), 1, 145-146.
•
“Welding Handbook - Volume 3: Welding Processes Part 2
- 9th Edition” (American Welding Society), 2, 289.
•
“Fatigue crack propagation in metals and alloys: microstructural aspects and modelling concepts” (Ukrupp U. Wiley - VCH Verlag GmbH & Co.), 3, 443.
•
“Ship-shaped offshore installations - Design, building, and
operation (Paik J.K. - Cambridge University Press), 4, 585.
•
“Steel Designers’ Manual” (Davison B., Owens G.W. Blackwell Publishing Ltd.), 5, 735.
•
“High-Temperature Corrosion and Materials Applications” (Lai G.Y. - ASM International), 6, 905.
•
Friction Stir Welding and Processing IV (Rajiv S.M. et al. TMS), 6, 905-906.
•
A Taranto la IIª edizione del Master Universitario di
Primo Livello in Ingegneria della Saldatura, 3, 427-428.
IIW-EWF NOTIZIE
1, 129-133; 2, 273; 6, 887-891.
LEGGI E DECRETI
•
Dal Dlgs. 81/2008 il traghetto dalla “certificazione di
sistema” alla conformità legislativa (salvagente per l’impresa?) (T. Limardo), 5, 717-718.
ECONOMIA E FINANZA
•
Prezzi e Costi (M. Scasso), 6, 893-894.
NORMATIVA TECNICA
•
L’edizione 2007 del Codice ASME VIII Divisione 2 (F. Lidonnici), 3, 429.
•
Il valore delle norme UNI 11024 e UNI 10761 come linee
guida per il processo di garanzia del progetto (M. Scasso),
4, 571-572.
•
•
•
Norme nazionali: 1, 146-147; 2, 289-290; 3, 443-444;
4, 585-586; 5, 735-737; 6, 906.
•
Norme europee: 1, 147; 2, 290; 3, 444-445; 4, 586; 5, 737;
6, 906-907.
•
Norme internazionali: 1, 147; 2, 290; 3, 445; 4, 586; 5, 737;
6, 907.
Gli Eurocodici (S. Giorgi), 5, 719-720.
SALUTE, SICUREZZA E AMBIENTE
•
CODICI E NORME
La normativa sull’esposizione professionale a campi elettromagnetici ed a radiazioni ottiche artificiali (T. Valente),
2, 275.
Il progetto di ricerca europeo ECONWELD (Economically
welding in a healthy way) Contract No: COLL-CT-2005516336 (C. Rosellini), 4, 573-574.
•
Dal dover essere al benessere lavorativo (E. Limardo),
5, 721-723.
•
Cosa nascondono le parole? (T. Limardo), 6, 895.
CORSI
•
Corsi IIS in saldatura e PND: 1, 147-150; 2, 291-293;
3, 445-446; 4, 586-589; 5, 738-740; 6, 907-910.
•
Corsi di altre società: 1, 150-151; 2, 293-294; 3, 447;
4, 589-591; 5, 741-742; 6, 910-911.
MOSTRE E CONVEGNI
•
1, 151-152; 2, 294-295; 3, 447-448; 4, 592-593; 5, 743; 6, 912.
RICERCHE BIBLIOGRAFICHE DA IIS-DATA
•
La saldatura del titanio e delle sue leghe, 1, 153-154.
•
Corrosione da H2S, 2, 299-300.
•
I fumi in saldatura, 3, 451.
•
Metallurgia e saldabilità dell’acciaio resistente al creep
grado P91, 4, 595-596.
DALLE ASSOCIAZIONI
•
Corrosione sotto tensione (Stress Corrosion), 5, 745-747.
•
•
Saldatura laser, 6, 915-916.
L’ OPINIONE
•
Luci ed ombre della standardizzazione in Europa (F. Lidonnici), 1, 135-137.
Costruire con l’Acciaio (I. Doniselli), 2, 277-278.
I SERVIZI A RETE
dedicato alle utilities ai comuni ed ai tecnici delle
imprese per la gestione del sottosuolo
I PLASTIC PIPES & FITTINGS
la distribuzione dei servizi con la materia
plastica: dalla casa alle grandi opere
I COMPOSITI MAGAZINE
un mondo in forte crescita per materiali
altamente tecnologici.
Organo ufficiale di Assocompositi
20144 Milano - Via delle Foppette, 6
Tel. 02 365171.15 - Fax 02 365171.16
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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
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Elenco
degli
Inserzionisti
756
769-770+819-820
--904
759
913
764
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-765
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816-817
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-4a cop
-758
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--902
-----804
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-880
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----842+903
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914
867
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----896
885
-879
3a cop
-----2a cop
---922
763
--892
3 M ITALIA
AEC TECHNOLOGY
AIPND
ANASTA
ANCCP
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
LINCOLN ELECTRIC ITALIA
MEDIAPOINT & COMMUNICATIONS
NDT ITALIANA
OGET
ORBITALUM TOOLS
OXYTURBO
PARODI SALDATURA
RIVISTA BELTEL
RIVISTA MECCANICA & AUTOMAZIONE
RIVISTA U & C
RIVOIRA
RTM
SACIT
SAF – FRO
SALTECO
SANDVIK ITALIA
SELCO
SEMAT CARPENTERIA
SEMAT ITALIA
SIAD
SOL WELDING
STUDIOBOOK
TEC Eurolab
TECNEDIT
TECNOELETTRA
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
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 – 41010 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 CARRARAFIERE – Viale Galileo Galilei, 133 – 54033 MARINA DI CARRARA (MS)
Via Vincenzo Monti, 8 – 20123 MILANO
c/o PIACENZA EXPO – S.S. 10 Loc. Le Mose – 29100 PIACENZA
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 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 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 Fratelli Canepa, 8 – 16010 SERRA RICCO’ (GE)
Corso Buenos Aires, 8 – Corte Lambruschini – 16129 GENOVA
Via del Lavoro, 28 – 20049 CONCOREZZO (MI)
Via Torino, 216 – 10040 LEINI’ (TO)
Freibühlstrasse, 19 – 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
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Via Circonvallazione, 7 – 10080 VICO CANAVESE (TO)
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Via Monte Bianco, 30/3 – 20043 ARCORE (MI)
Via S. Bernardino, 92 – 24126 BERGAMO
Via Meucci, 26 – 36030 COSTABISSARA (VI)
Viale Europa, 40 – 41011 CAMPOGALLIANO (MO)
Via delle Foppette, 6 – 20144 MILANO
Via Nazionale, 50a – 70 – 23885 CALCO (LC)
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Piazzale Santorre di Santarosa, 9 – 20156 MILANO
Via Mazzini, 69 – 35013 CITTADELLA (PD)

2008 - Istituto Italiano della Saldatura

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