Scarica la rivista in formato pdf - Istituto Italiano della Saldatura
Transcript
Scarica la rivista in formato pdf - Istituto Italiano della Saldatura
Istituto Italiano della Saldatura – Lungobisagno Istria, 15 – 16141 Genova (I) - Tariffa regime libero: “Poste Italiane SpA - Sped. A.P. 70%, DCB Genova” Tassa Pagata - Taxe Perçue ordinario - Contiene IP + Supplemento - Bimestrale Maggio - Giugno 2012 ISSN:0035-6794 Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LXIV - N. 3 * 2012 Rampa di varo del Castorone di Saipem Per gentile concessione Saipem S.p.A EFFICIENZA Nuovo disegno dei consumabili, la ERGOCUT S65 sostiene velocità di taglio elevate riducendo i tempi e i costi di produzione. PRESTAZIONI Costruzione semplice, il progetto della ERGOCUT S65 garantisce prestazioni di taglio ottimizzate e lunga durata dei consumabili. Innesco rapido, qualità del taglio assoluta e velocità di esecuzione balzano subito all’occhio! La ERGOCUT S65 è particolarmente adatta a tutti coloro che desiderano una torcia professionale e di semplice utilizzo, è disponibile nelle configurazioni STANDARD e DRAG. SICUREZZA Design ergonomico e grip sicuro, l’impugnatura della Ergocut S65 protegge l’operatore grazie alla distanza maggiorata fra il punto di contatto e la mano. La ERGOCUT S65 è la nuova torcia Trafimet per taglio Plasma senza alta frequenza, grazie al suo progetto innovativo diventa lo standard di riferimento per le torce da 60 A. TORCIA PER TAGLIO PLASMA ERGOCUT S65 ADAPTIVE POWER S65 ERGOCUT COMPETITORS ERGOCUT S65 40 A 230 CICLI 250 CICLI 50 A 50 CICLI 160 CICLI 105 CICLI 60 A 60 CICLI Trafimet Distribution | Tel. +39 0444 739800 | Fax +39 0444 739899 | info@trafimetdistribution.com DURATA RICAMBI YOUR WELDING PARTNER trafimetdistribution.com Tecnologia Superiore Commersald è da anni conosciuta come produttrice di impianti con tecnologia P.T.A. per riporti saldati ed eccelle nella progettazione ed assistenza post-vendita in tutto il mondo degli impianti realizzati. Esperienza, innovazione e Àessibilitj garantiscono un servizio vincente per una tecnologia superiore. PROGETTAZIONE SERVIZIO TECNICO FORNITURA MATERIALI ASSISTENZA POST VENDITA LOGISTICA Commersald Impianti S.R.L. via Labriola, 39 41123 Modena - Italy Tel.: +39.059.822374 Fax: +39.059.333099 C Comm Co omm mmer ersa er sald sa ld S.P.A. S.P P.A .A. A. Commersald via Bottego, 245 41126 Modena - Italy Tel.: +39.059.348411 Fax: +39.059.343297 www.commersald.com Filiale Commersald Group via E. De Marchi, 4 20125 Milano - Italy Tel.: +39.02.67382348 Fax: +39.02.66710308 Articoli 311 Utilizzo di laser in fibra ad elevata focalizzazione per la saldatura: vantaggi e proprietà (J. P. Bergmann et al.) Come noto agli addetti ai lavori, i laser a fibra vantano, rispetto ad altre tipologie, condizioni di focalizzazione più favorevoli, con la possibilità di ottenere maggiori densità di energia anche per potenze ridotte e migliorare la velocità di avanzamento, per pari spessori. A fronte di ciò, tuttavia, va considerata la minore larghezza della saldatura, in senso trasversale, con le conseguenze che questo comporta durante la fabbricazione, a partire dalle fasi di assiemaggio. Jean Pierre Bergmann conduce un’analisi del problema, tanto sul piano teorico che su quello pratico, senza dimenticare di confrontare i risultati ottenuti con le specifiche delle altre sorgenti. 323 Nuovi materiali d’apporto sviluppati per i nuovi acciai ad alto snervamento (P. Bonalumi et al.) Dalla sinergia di due colossi come voestalpine AG e Böhler Welding nasce una collaborazione di interesse assoluto nel settore della saldatura di acciai ad elevata ed elevatissima resistenza, il cui snervamento può superare i 1100 MPa, i quali pongono per tradizione difficoltà rilevanti nella fabbricazione mediante saldatura. Sono molti i settori che possono essere interessati a questi acciai, come ad esempio i mezzi di sollevamento, il navale, l’offshore e le condotte forzate, per i quali può essere interessante approfondire con l’autore, Pierangelo Bonalumi, la conoscenza dei fili animati dell’ultima generazione, fabbricati con tecnologia seamless e ridottissimi valori di idrogeno diffusibile. 331 Evoluzione della normativa tecnica internazionale per la progettazione, la produzione e la fabbricazione di manufatti e di pipelines per il trasporto di idrocarburi onshore ed offshore (M. Celant) Parlare di normativa tecnica non è mai semplice: con il rischio permanente di annoiare il lettore, si è spesso indotti a non approfondire l’argomento, senza cogliere di conseguenza gli obiettivi previsti. Con questo articolo, Mario Celant, riesce indubbiamente nell’intento di conciliare la fruibilità della presentazione con il necessario grado di dettaglio, presentandoci un quadro certamente esaustivo afferente al settore delle pipeline, argomento peraltro di assoluta attualità, che viene affrontato partendo dai criteri di progettazione, passando dalle fasi di fabbricazione sino ai controlli ed ai collaudi finali. 339 Controllo qualità della placcatura di reattori per hydrocracking: procedure e criteri di accettabilità applicabili (G. Zappavigna) La fabbricazione di reattori per il settore Oil & Gas è uno dei casi di maggiore criticità per il costruttore, tali e tante sono le tematiche da considerare, dalla fase di progettazione a quella di controllo e di collaudo. Nel caso dei reattori per servizio hydrocracking, la presenza di una placcatura e di materiali base come il grado 2 ¼ Cr 1 Mo ¼ V (ormai, praticamente lo standard) contribuiscono certamente ad aumentare la complessità della sfida, in presenza di difettologie potenzialmente insidiose (si pensi, al riguardo, a fenomeni come il reheat cracking o l’under clad cracking). Giovanni Zappavigna ci fornisce un quadro esaustivo ed aggiornato sullo stato dell’arte, mettendo a nostra disposizione tutta l’esperienza di uno dei più affermati costruttori nazionali. 351 L’affidabilià degli assemblaggi elettronici (L. Moliterni) Il mondo della microelettronica è certamente un settore adiacente a quello in cui opera la cosiddetta saldatura convenzionale (sempre che ve ne sia una che risponda ad una simile definizione). La velocità con cui evolvono le tecnologie, in questo ambito, è indubbiamente elevata e cerca di fare fronte a richieste sempre più variegate e specifiche, provenienti da settori particolarmente critici, come ad esempio le telecomunicazioni ed il militare. Luca Moliterni, responsabile - tra l’altro - delle attività di microelettronica per IIS, ci guida alla scoperta dello stato dell’arte dei circuiti stampati, senza dimenticare, ovviamente, le specifiche relative alle tecnologie di brasatura, integrando la propria testimonianza con alcune significative failure analysis. Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto Italiano della Saldatura, di IIS SERVICE e di IIS CERT nel 2011 365 International Institute of Welding (IIW) Non-destructive inspection of ITER PF jacket welds (L. Silva et al.) 379 ANNO NNO LXIV Maggio M - Giugno 2012 Periodico Bimestrale DIRETTORE RESPONSABILE: Ing. Mauro Scasso REDATTORE CAPO: Ing. Michele Murgia; [email protected] Attorno al progetto internazionale ITER ruotano rilevanti interessi economici e considerevoli sforzi, a livello ingegneristico, per fornire ai progettisti le soluzioni più aggiornate e performanti. La saldatura e le materie ad essa correlate, ovviamente, non sfuggono a questa necessità: in questo articolo, Liliana Silva ed altri affrontano l’argomento delle prove non distruttive delle giunzioni relative ai jacket, per i quali le valutazioni ad oggi condotte non sembrano consentire, tuttavia, una probabilità di rilevazione del 100%. Più in particolare, sono analizzati i risultati sperimentali relativi all’esame radiografico convenzionale, alla computer radiography (CR) ed alla tomografia computerizzata, che sembrano in grado di fornire i risultati attesi una volta opportunamente integrati tra loro. IIS Didattica Introduzione alle leghe a memoria di forma (Shape Memory Alloys) ed alla loro saldabilità (IIS-FOR) 3 2012 REDAZIONE: Isabella Gallo; [email protected] Maura Rodella; [email protected] PUBBLICITÀ: Franco Ricciardi; [email protected] Cinzia Presti; [email protected] ABBONAMENTI: Francesca Repetto; [email protected] 387 Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura Direzione - Redazione - Pubblicità: Lungobisagno lstria, 15 ∙ 16141 Genova Telefono: 010 8341475 ∙ Fax: 010 8367780 [email protected] ∙ www.iis.it La tradizionale rubrica curata dalla Divisione Formazione ci illustra, questa volta, le caratteristiche fondamentali delle leghe a memoria di forma (o Shape Memory Alloys, SMA). Come il lettore potrà notare, non si tratta di una novità nel panorama industriale ma molti rimarranno sicuramente sorpresi nella scoperta delle singolari proprietà di questi materiali, ormai profondamente radicati in alcuni settori (come quello medicale, ad esempio). Non poteva mancare una panoramica dedicata alla loro saldabilità, che presenta aspetti di particolare complessità, data la spiccata tendenza alla formazione di composti fragili di tipo intermetallico. Abbonamento annuale 2012 Italia: ……………..……€ 100.00 Estero: ………….……...€ 170.00 Un numero separato:... € 26.00 La Rivista viene inviata gratuitamente ai Soci dell’Istituto Italiano della Saldatura. Rivista associata Rubriche Editoriale Periferia 309 Scienza e Tecnica Proprietà del nuovo acciaio inossidabile duplex LDX 2404® 399 Incontro con... Rezia Molfino 409 Abbiamo provato per voi Filo metal cored Fileur AMC 01 415 Normativa Tecnica Nascono le “prassi di riferimento”. Una risposta tempestiva per mercati che cambiano 429 Dalle Associazioni Assemblea Generale ANASTA nell’incertezza del periodo 2011-2012, G. Maccarini 433 Dalle Aziende 437 Notiziario Letteratura Tecnica / Codici e Norme / Corsi / Mostre e Convegni 443 Ricerche Bibliografiche da IIS-Data Trattamento termico dopo saldatura 451 Elenco degli Inserzionisti 458 Registrazione al ROC n° 5042 - Tariffa regime libero: “Poste Italiane SpA - Spedizione in Abbonamento Postale 70%, DCB Genova” Fine Stampa Giugno 2012 Aut. Trib. Genova 341 – 20.04.1955 Stampa: ALGRAPHY S.r.l. - Genova - www.algraphy.it L’Istituto non assume responsabilità per le opinioni espresse dagli Autori. La riproduzione degli articoli pubblicati è permessa purché ne sia citata la fonte, ne sia stata concessa l’autorizzazione da parte della Direzione della Rivista, e sia trascorso un periodo non inferiore a tre mesi dalla data della pubblicazione. La collaborazione è aperta a tutti, Soci e non Soci, in Italia e all’Estero. La Direzione della Rivista si riserva di accettare o meno, a suo insindacabile e privato giudizio, le inserzioni pubblicitarie. Ai sensi del D. Lgs. 196/2003, i dati personali dei destinatari della Rivista saranno oggetto di trattamento nel rispetto della riservatezza, dei diritti della persona e per finalità strettamente connesse e strumentali all’invio della pubblicazione e ad eventuali comunicazioni ad esse correlate. In copertina Rampa di varo del CASTORONE, il nuovo Pipeline DP Vessel di Saipem Costruttore: Hollandia b.v.; Cliente: Saipem Struttura tubolare subacquea installata a poppa del CASTORONE per il varo di tubazioni in acque profonde. La struttura è costituita da 3 sezioni articolate per una lunghezza complessiva di 120 m. E’ realizzata in acciaio termomeccanico ad alta resistenza tipo S460 EN 10225 ed ha un peso complessivo di circa 1200 t. Nel prossimo numero parleremo di... Articoli Applicazione del sistema di riporto in Inconel 625 su acciaio al carbonio mediante tecnologia laser Proprietà meccaniche di giunti in acciaio DP600 saldati a fascio elettronico Valutazione della tenacità di giunti saldati con prove di meccanica della frattura: criteri di estrapolazione dei risultati Applicazione della metodologia RCM per la riduzione del Life Cycle Cost di sistemi Oil & Gas Modelli di organizzazione e di gestione della sicurezza 4 'DJOLDQQLVHVVDQWDO·LPSHJQRGL,,6H,,6&(57QHOODTXDOLÀFD]LRQH FHUWLÀFD]LRQHHDSSURYD]LRQHGHOSHUVRQDOH31' International Institute of Welding (IIW) 9HULÀFDGHOODVROLGLWjGHOOHSLOHGLSRQWLLQDFFLDLR Didattica Le manauriti: caratteristiche fondamentali e saldabilità 6e Yuoi inYiare un articolo una riÁessione un Tuesito o altro Pateriale che ritieni Sossa essere di interesse Ser la coPunitj di esSerti e di aSSassionati di saldatura della Rivista, puoi inviare il tuo gradito contributo all’indirizzo: [email protected] Istruzioni per la presentazione degli articoli L’ articolo pervenuto sarà sottoposto all’esame del Comitato di Redazione che ne vaglierà i contenuti per l’accettazione. Gli Autori saranno prontamente informati delle decisioni del Comitato di Redazione. /·DUWLFRORDSSURYDWRSHUODSXEEOLFD]LRQHGRYUjSHUYHQLUHDOOD5HGD]LRQHHQWURLWHUPLQLÀVVDWLFRPSOHWRGL WLWRORGHÀQLWLYR breve curriculum dell’Autore/i abstract in italiano ed in inglese WHVWRLQÀOH:RUGFDUDWWHUH7LPHV/76WGSW WDEHOOHHGLPPDJLQLDGDOWDGHÀQL]LRQHRJQLVLQJRODWDEHOODHRÀJXUDGHYHHVVHUHFRUUHGDWDGDOODUHODWLYDGLGDVFDOLD VHHVLVWHQWHODELEOLRJUDÀDGHYHHVVHUHULSRUWDWDQHOORVWHVVRRUGLQHGLFLWD]LRQHQHOWHVWRFRPHGDHVHPSLR >@/H]]L)H0XUJLD0©5LVFKLFRQQHVVLDOODVDOGDWXUDHSURFHGXUHGLSURWH]LRQHª5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQSS Editoriale Periferia L’ economia politica (quella che si occupa, non solo ma anche, della ricchezza delle Nazioni) utilizza talvolta termini gergali derivati da altri ambienti. Un paio di questi termini sono “centro” e “periferia” che, acquisiti dalla cartografia, acquistano nell’economia politica un significato particolare. Individuati i termini, possiamo passare alle definizioni: “centro” rappresenta il contesto (non soltanto fisico) in cui vengono prese le decisioni e vengono svolte le attività a più alto valore aggiunto, “periferia” rappresenta, per contro, il contesto dove si attuano le decisioni prese da altri e vengono svolte le attività a più basso valore aggiunto. In breve, al “centro” si comanda, si guadagna molto e si campa bene, mentre in “periferia” si ubbidisce, si guadagna poco e si campa male. Risulta chiarissima, pertanto, l’importanza di posizionarsi quanto più vicini al “centro” e, conseguentemente, quanto più lontani dalla “periferia”. Nello scenario in considerazione gli attori sono i “sistemi Paese” che si posizionano in funzione delle scelte effettuate nel tempo e, pertanto, delle caratteristiche possedute a seguito delle medesime. Poiché il “sistema Paese” è un’entità inclusiva considera gli aspetti (praticamente tutti) che possono intervenire sull’“efficacia” e sull’“efficienza” del sistema medesimo e, conseguentemente, sulla sua capacità di produrre valore. La scuola (che dovrebbe costruire competenze utili), la giustizia (che dovrebbe consentire la certezza del diritto, in tempi di cronaca), la sanità (che dovrebbe mantenere sana e attiva la popolazione), la burocrazia (che dovrebbe costituire il supporto operativo dell’organizzazione dello Stato), la fiscalità (che dovrebbe acquisire le risorse necessarie al funzionamento del sistema, in modo giusto ed equo), ecc., ecc., ecc.. Ma anche, ovviamente, aspetti più specifici, come quelli attinenti il mondo dell’impresa e del lavoro, il sistema bancario, le infrastrutture, ecc., ecc., ecc.. Quanto più tutti questi aspetti sono correttamente e sinergicamente gestiti ai fini dell’interesse generale, tanto più il “sistema Paese” è in grado di meglio posizionarsi sulla direttrice “centro” / “periferia”. Se, al contrario, gli aspetti medesimi sono gestiti ai fini di interessi diversi (di gruppi di potere più o meno forti, di categorie e di “lobbies”, personali, ecc.), allora il “sistema Paese” scivola irrimediabilmente, nel suo insieme, verso la “periferia”, non utilizzando convenientemente le risorse a disposizione. Purtroppo le scelte ed i comportamenti che caratterizzano il “sistema Paese” non sono di breve respiro e hanno, pertanto, tempi di attuazione lunghi, non appartenendo neppure più alla dimensione puramente economica, bensì alla più ampia dimensione sociologica. Non saranno, quindi, le “technicalities” fiscali e finanziarie (e poco d’altro) adottate nel breve che risolveranno i problemi di fondo. Eviteranno, forse, il disastro immediato, ma non allontaneranno un “sistema Paese” inefficace ed inefficiente dal suo meritato posto in “periferia”. Per allontanarsi dal quale occorrerebbero progettualità, competenza, moralità ed impegno. Un’impresa da far impallidire la resurrezione di Lazzaro ! Ogni collegamento con fatti reali è da considerarsi puramente casuale. Dott. Ing. Mauro Scasso Segretario Generale IIS Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 309 È a Thermal Dynamics® che i professionisti guardano quando, dovendo tagliare acciaio dolce e materiali non ferrosi, vogliono qualità di taglio, facilità d’uso, velocità di taglio e in una parola produttività. Tra i nostri sistemi al plasma ci sono le soluzioni che servono: Taglio di alta precisione | Robotica e taglio inclinato Sistemi al plasma d’aria | Kit di potenziamento e retrofit Per ogni esigenza di taglio al plasma, la linea di sistemi al plasma di Thermal Dynamics offre straordinarie soluzioni in grado di far migliorare la produttività e risparmiare danaro. E con la nostra tecnologia di taglio al plasma assolutamente d’avanguardia e l’alta qualità dei consumabili, ogni taglio è davvero il taglio giusto. Ogni macchina utilizza la torcia XT™ che offre la comodità e rapidità di montaggio della sua cartuccia, e porta con sé un eccezionale servizio di assistenza. Ultra-Cut Una gamma completa di sistemi per taglio al plasma di alta precisione. http://europe.thermadyne.com [email protected] 8tili]]o di laser in ÀEra ad elevata focalizzazione per la saldatura: vantaggi e proprietà (°) J. P. Bergmann * A. Patschger ** A. Bastick *** Sommario / Summary Lo sviluppo di laser in fibra porta con sé un miglioramento delle condizioni di focalizzazione del raggio laser. Ciò significa che, anche per elevate potenze (superiori ad 1 kW), è possibile realizzare spot per la lavorazione fino a 50 μm. Piccoli diametri focali significano una elevata intensità (anche per basse potenze) e quindi la possibilità di realizzare elevate velocità di lavorazione e di saldare anche lamiere con spessori inferiori a 50 μm. Piccoli diametri focali significano però anche che la larghezza della zona saldata e così la larghezza della sezione resistente siano, con riferimento allo spessore della lamiera, molto più piccole. Nell’articolo sono presentati i risultati della lavorazione di saldatura con laser in fibra e diametri focali di molto inferiori ai 600 μm. Un esame delle condizioni di saldatura sia dal punto di vista pratico che teorico viene qui riportato. Un confronto con una strategia di saldatura laser tradizionale (fibra 600 μm) è parte inte- (°) * ** *** Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 6 Workshop: “Processi di giunzione”, Genova 26-27 Maggio 2011. Technische Universität Ilmenau, Ilmenau (Germania) Fachhochschule Jena, Jena (Germania) JENOPTIK Automatisierungstechnik GmbH, Jena (Germania) grante della trattazione. Infine vengono presentati risultati riguardanti la saldatura di fogli metallici con spessori inferiori ai 100 μm. Laser processing increases in interest thanks to high brillance laser sources. These allow low BPP and high efficiency as well. Even though efficiency increase is possible in process design as well. Increasing welding speed increases efficiency, as the dissipated heat in the base material is not linear proportional to speed. In this paper practical as well as theoretical aspects of welding of steels sheets with low foki diameter are presented. In an overview results of welding of foils till 15 μm are depicted as well. IIW Thesaurus Keywords: Fibre lasers; focusing; laser welding; process conditions; efficiency. Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 311 -. 3. %ergmann et al. - 8tilizzo di laser in ÀEra ad elevata focalizzazione per la saldatura: vantaggi e proprietà Introduzione La lavorazione con laser di potenza per taglio e saldatura si è largamente instaurata nell’applicazione industriale in particolare per la lavorazione dei metalli. In particolare, il taglio laser è oggigiorno la parte di mercato del laser che registra il maggiore fatturato. Lo sviluppo di laser industriali segue a tutt’oggi due filoni principali: r miglioramento della qualità del raggio laser e del rendimento energetico; r miglioramento delle caratteristiche di modulabilità del laser per raggiungere elevate energie nel giro di pochi ps o fs. Per i risultati qui presentati nel campo del taglio e della saldatura verranno discussi solamente i concetti per elevata focalizzazione e la loro utilizzabilità. Laser ad elevata qualità sono laser che permettono una elevata focalizzazione del raggio ed allo stesso tempo una elevata distanza focale. Per quanto riguarda la saldatura si usa utilizzare il cosiddetto “Beam Parameter Product” (BPP) come parametro per una quantitativa definizione della qualità del raggio. Il BPP è proporzionale al prodotto tra il diametro del raggio e l’angolo di divergenza. Col diminuire del diametro del raggio diminuisce così il BPP, mentre con l’aumentare dell’angolo di divergenza cresce il BPP e così diminuisce la qualità del raggio laser. Con l’avvento di nuovi concetti laser come il laser in fibra ed il laser a disco si è provveduto a diminuire gli effetti dovuti al riscaldamento degli elementi ottici e così a diminuire il BPP. La Tabella 1 riassume tipici BPP per laser industriali di potenza presenti sul mercato oggi. Con i nuovi concetti si è provveduto anche ad aumentare il rendimento (Wall-Plug-Efficiency, WPE) delle sorgenti ed a rendere ancora più interessante la tecnologia laser. Dal punto di vista pratico le sorgenti ad elevata qualità risultano interessanti, poiché rendono possibile la lavorazione ad elevate distanze (piccoli angoli di divergenza, remote processing [1]) e poiché rendono possibile raggiungere elevate densità di potenza per piccole potenze ([2], [3]), cioè ridurre gli investimenti e le spese correnti per energia elettrica. Ed è proprio il rendimento che in questo ultimo caso può essere ulteriormente migliorato. I valori di WPE dati nella Tabella 1 hanno un valore rappresentativo per ciò che concerne le sorgenti laser in sé, non considerano però l’intero processo di saldatura. In effetti durante la saldatura solo una parte del calore generato viene utilizzato per riscaldare e fondere il materiale nella zona di saldatura, mentre una parte viene dissipata per conduzione termica nel materiale base. Un’ultima parte viene dispersa per irraggiamento termico. Riassumendo, la radiazione emessa dalla sorgente laser, ipotizzando un indice ideale di assorbimento pari a 1, viene suddivisa nel pezzo da saldare come segue: PTot = PR + PF + PC + PI cioè l’energia totale (PTot) si suddivide in energia necessaria per riscaldare e fondere il materiale nella zona di saldatura (PR + PF), in energia dissipata per conduzione di calore nel materiale base (PC) ed energia dissipata per irraggiamento (PI). Il rendimento del processo in sé sarà quindi pari a: K = (PR + PF) / PTot In [4] vengono analizzati i termini sopra indicati per un processo di lavorazione laser. Considerando alcune semplificazioni si possono rappresentare i termini in relazione alla velocità di lavorazione come indicato nella Figura 1 [5]. Dal punto di vista pratico la Figura 1 deve essere discussa come segue: r aumentando la velocità diminuisce in relazione la parte di calore dissipata nel materiale e quindi aumenta il rendimento del processo, cioè il processo diventa di per sé più economico; r aumentando la velocità diminuisce in relazione la parte di calore che viene condotta per conduzione termica nel materiale base e che contribuisce quindi ad un surriscaldamento, in particolare per lamiere sottili con spessori inferiori a 100 μm. Il modo per raggiungere elevate velocità di lavorazione con moderate potenze delle sorgenti termiche è in particolare fare uso di una elevata focalizzazione del raggio laser, cioè fare uso di laser con elevata focalizzazione. TABELLA 1 - Tipici valori di WPE e BPP (informazioni dei produttori di sorgenti laser) 312 Sorgente laser Tipici valori WPE [%] Tipici valori BPP [mm * mrad] Laser CO2 8 - 12 4 Laser a corpo solido con pompaggio con lampade <3 25 Laser a corpo solido pompato a diodi > 12 > 12 Laser in fibra > 25 - 30 >2 Laser a diodi > 30 > 30 Laser a disco > 25 - 30 >2 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 -. 3. %ergmann et al. - 8tilizzo di laser in ÀEra ad elevata focalizzazione per la saldatura: vantaggi e proprietà Figura 1 - Rappresentazione energia velocità rapportata ad un processo di saldatura laser (l’irraggiamento non viene considerato, con riferimento a [5]) Figura 2 - Giunto di testa a testa per le prove di rendimento del processo (b = larghezza zona saldata, s = spessore lamiera) Condizioni sperimentali e strategia delle prove Le prove sperimentali sono state eseguite con diverse sorgenti laser in fibra. Buona parte dei risultati rappresentati sono stati ottenuti con una sorgente laser in fibra da 1 kW con una fibra di trasporto da 50 μm. Il raggio laser è confluito poi in una fibra di processo con diametri da 100 a 600 μm. Tramite ottiche di focalizzazione sono stati poi raggiunti diversi diametri di focalizzazione. Il BPP è di 1,7 mm * mrad (per fibra da 50 μm) e cresce fino a 16,2 mm * mrad (per fibra da 400 μm). Il materiale utilizzato è un acciaio basso legato DC01 con spessore da 0,88 ed 1 mm. In questo articolo vengono riportati risultati di prove su giunti di testa a testa e giunti a sovrapposizione. Per quanto riguarda le lamiere con spessori inferiori ai 100 μm sono stati utilizzati fogli di acciaio inossidabile del tipo 1.4310 (secondo DIN) con spessori da 15 μm, 25 μm, 50 μm e 100 μm. In questo caso si è fatto uso di un laser in fibra ad elevata qualità (BPP < 1 mm * mrad) e di uno scanner con la possibilità di focalizzare il raggio tra 20-76 μm (diametro). In primo luogo sono state effettuate prove su giunti di testa a testa su materiale DC01 da 1 mm per effettuare considerazioni sul rendimento del processo (Fig. 2). In secondo luogo sono rappresentati a scopo pratico i limiti nella sperimentazione Figura 3 - Velocità di saldatura in relazione a potenza del laser in dipendenza del diametro focale [5] del processo per giunti di testa a testa per poi presentare risultati su giunti a sovrapposizione, in cui sono visibili i vantaggi dell’alta focalizzazione. In conclusione sono presentati risultati ottenuti su fogli metallici. Risultati e discussione La Figura 3 rappresenta in primo luogo i risultati ottenuti alla geometria in Figura 2 con una potenza da 1 kW e diversi diametri di focalizzazione. Come da aspettarsi, è possibile riconoscere che, con il diminuire della densità di potenza, la massima velocità raggiungibile (definita in questo caso come completa penetrazione) diminuisce. In particolare è possibile concludere che tra le saldature effettuate con un diametro focale da 100 μm ed un diametro focale da 600 μm vi è un rapporto di velocità pari a 6 (Fig. 3). La Figura 4 rappresenta invece la larghezza b del cordone (Fig. 2) in dipendenza della potenza laser. E’ possibile riconoscere che per diametri focali più grandi, cioè 400 e 600 μm, al di sotto di una potenza critica (e di conseguenza Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 313 -. 3. %ergmann et al. - 8tilizzo di laser in ÀEra ad elevata focalizzazione per la saldatura: vantaggi e proprietà Figura 4 - a) larghezza del cordone; b) foto del giunto di una velocità critica) la larghezza del cordone aumenta considerevolmente, mentre per un diametro con valore più piccolo è possibile contenere la larghezza del cordone e quindi dell’apporto termico per un intervallo più largo di valori. In particolare è possibile riconoscere che anche per piccoli diametri (200 μm) è possibile avere larghezze del giunto pari a 1 mm. In termini di efficienza e cioè di rendimento di processo è possibile rappresentare i risultati, dopo aver misurato la larghezza del cordone e la zona fusa. Nella Figura 5 viene riportata la valutazione al riguardo. In particolare si nota che il rendimento cresce di ca. 10% con l’aumentare della velocità. Ciò è dovuto al fatto che la parte di calore dissipata nel materiale base diminuisce, grazie alla elevata velocità di processo. In particolare la Figura 5 - Rendimento del processo in dipendenza della velocità di saldatura per 1000 W [5] Figura 6 - Rapporto (PC / PR + PF) in dipendenza della velocità di saldatura Figura 7 - a) tolleranze di processo per interstizio tra le lamiere; b) per spostamenti in z per potenza da 1 kW 314 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 -. 3. %ergmann et al. - 8tilizzo di laser in ÀEra ad elevata focalizzazione per la saldatura: vantaggi e proprietà Figura 9 - Parte a vista del manufatto saldato (con riferimento a [5]) Figura 10 - Aspetto superficiale di cordoni di saldatura per giunti a sovrapposizione con lamiere da 15 μm fino a 100 μm Figura 8 - Saldatura del giunto a sovrapposizione con laser da 1 kW (con riferimento a [5]) Figura 6 riporta il rapporto (PC / PR + PF) e dimostra che con l’aumentare della velocità questo rapporto diminuisce. I risultati qui espressi hanno valore qualitativo, dovuto al criterio per la determinazione della velocità di saldatura, che ha valore puramente pratico e cioè piena penetrazione. I vantaggi rappresentati dalle elevate velocità di saldatura per piccoli diametri riguardano in primo luogo l’efficienza del processo. In effetti per quanto concerne il giunto di testa a testa, l’interstizio tra le lamiere può essere tollerato nel caso considerato solamente fino ad un diametro focale di 400 μm con una riduzione della velocità di un fattore attorno a 3 (Fig. 7 a). Con diametri focali inferiori a 200 μm è possibile ottenere, sotto condizioni industriali, un cordone di saldatura continuo solo con afferraggi massivi e molto costosi. Diametri inferiori danno però la possibilità di un’ampio spazio di tolleranze per ciò che concerne la distanza tra piano focale e lamiera (Fig. 7 b). Si era in fase di introduzione detto che, la riduzione del calore dissipato nel materiale base può essere di vantaggio anche per applicazioni pratiche, senza considerare poi l’aumento del rendimento. In particolare, possono essere evitate le difficoltà del giunto di testa a testa con un giunto di sovrapposizione, dove la riduzione del diametro porta il vantaggio di una sensibile riduzione della “marcatura termica” sulla parte posteriore della lamiera. La Figura 8 rappresenta una saldatura a sovrapposizione su lamiere da 0,88 mm in acciaio, dove si è sostituita la saldatura a punti a resistenza con una saldatura laser in forma di linea. In questo caso le tolleranze di lavorazione sono di vantaggio per la saldatura laser e grazie alle tolleranze focali (Fig. 7) è possibile ottenere buoni risultati sotto Figura 11 - Fogli metallici saldati da a) 15 μm, b) 25 μm e c) 50 μm [5] Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 315 -. 3. %ergmann et al. - 8tilizzo di laser in ÀEra ad elevata focalizzazione per la saldatura: vantaggi e proprietà alle nuove sorgenti termiche. In questo caso si è usato un laser da 1 kW di potenza ed i risultati dei cordoni in superficie per giunti a sovrapposizione sono visibili nella Figura 10. Nella Figura 11 è possibile riconoscere la zona saldata ed il giunto in sé in una micrografia. Le saldature sono state eseguite muovendo il raggio con uno scanner, che rende possibile, elevate velocità di processo. La Figura 12 rappresenta un tipico diagramma di lavoro con diametro focale da 35 μm. Per fogli da 15 μm vengono raggiunte velocità di 6 m/s con una potenza di soli 300 W. Conclusione Figura 12 - Diagramma di lavoro per la saldatura di fogli metallici condizioni industriali. Ancor più interessante è però il fatto che sulla parte posteriore del giunto, che è la parte a vista del manufatto, non sia più visibile la saldatura, aumentando così la qualità estetica del giunto, per tempi di produzione paragonabili (Fig. 9). Una riduzione dell’apporto termico è in particolare interessante per quanto riguarda la saldatura di fogli metallici. Spesso in questi casi si ricorre a laser con un regime pulsato per limitare l’apporto termico ed evitare surriscaldamenti del materiale che portano a discontinuità del processo di saldatura. Piccoli diametri focali ed elevate velocità limitano tali inconvenienti e sono possibili grazie L’articolo presenta risultati sperimentali di interesse pratico e teorico sulla saldatura con laser ad elevata focalizzabilità. Il concetto preliminare è la relazione tra rendimento e velocità. Un incremento della velocità porta sì in primo luogo ad una riduzione dei tempi, ma molto più interessante è la riduzione della parte di calore dissipata nel materiale base in confronto al calore necessario per il processo di fusione del materiale nella zona di saldatura. Così è possibile contenere l’apporto termico nelle zone adiacenti al cordone di saldatura stesso e quindi ridurre effetti di tipo estetico nel manufatto oppure facilitare la saldatura di fogli metallici (fino a 15 μm) senza usare modulazione o pulsazione. BibliograÀa [1] [2] [3] [4] [5] Kessler B.: Remote laser-cutting as a high-speed method for trimming ultra-high-strength steels, Proc. of EALA 2009, Bad Nauheim, Germany A. Bastick, J. P. Bergmann, A. Patschger: “High Brilliancy - Which Effects Do Small Foci Have On Secure And Efficient Welding?”, Laser Assisted Net Shape Engineering 6, Proceedings of the 6th LANE, (2010), S. 147 Patschger A., Bergmann J. P.: Bewerten der Zusammenhänge zwischen Prozessgrößen beim Schweißen mit Laserstrahlen höherer Brillianz [Analysis of the correlation between different parameters when welding with high brightness lasers], Proc. of Lasertage 2008, Jena, Germany Franke J. W.: Modellierung und Optimierung des Laserstrahlbrennschneides niedriglegierter Stähle, PhD. Thesis, RWTH Aachen, 1994 Bergmann J. P., Patschger A., Bastick A.: Enhancing Process Efficiency due to high Focusing with high Brightness Lasers - Applicability and constraints. Physics Procedia, (2011). Jean Pierre BERGMANN, laureatosi con lode in ingegneria meccanica presso l’Università di Ancona nel 1998 si è qualificato International Welding Engineer nel 1999. È stato ingegnere capo fino al 2003 presso l’Università di Bayreuth (Germania) e poi fino al 2007 presso l’Università Tecnica di Ilmenau (Germania). In seguito è stato responsabile del settore Automotive/Packaging presso la Jenoptik Automatsierungstechnik GmbH in Jena (Germania), dover si occupa dello sviluppo di processi laser e la costruzione di sistemi di lavorazione laser industriali (polimeri, metalli, tessuti ecc.). Dalla fine del 2010 è professore ordinario di tecnologie meccaniche presso l’Università di Ilmenau (TU). Ha conseguito il dottorato di ricerca nel 2003 presso l’Università di Bayreuth. È autore e coautore di oltre 130 pubblicazioni. Andreas PATSCHGER ha conseguito dapprima il diploma in ingegneria meccanica e poi il titolo di Master of Engineer presso la Fachhochschule di Jena (Germania). E’ poi entrato in Jenoptik Automatisierungstechnik in Jena dapprima nel service e poi nel centro applicazioni del settore Automotive / Packaging. Dal 2010 è ricercatore a contratto nell’area di tecnologie meccaniche della Fachhochschule Jena (Germania). È autore e coautore di circa 10 pubblicazioni riguardanti l’utilizzo di laser in fibra e di laser a diodi. Andrè BASTICK ha conseguito la laurea in ingegneria meccanica presso l’Università di Ilmenau. Dal 2008 è ingegnere nel centro applicazioni della Jenoptik Automatisierungstechnik nel settore Automotive / Packaging. È autore e coautore di circa 10 pubblicazioni riguardanti l’utilizzo di laser in fibra e di laser a diodi. 316 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 . www.grafocom.it Struttura solida, qualità costante TECNOELETTRA S.p.A. via Naz Nazionale, 50a-70 - 23885 Calco [LC] Italy - tel. +39 039 9910429 - fax +39 039 9910431 - [email protected] - www.tecnosa.it Sistemi orbitali per tubi taglio + smusso + saldatura. > Una unica soluzione completa. saldatura: SERIE ORBIWELD TP AVC/OSC taglio e smusso: Saldatrici orbitali a testa aperta di nuova generazione. Lavorazioni con filo freddo e complete di controllo tensione d‘arco (AVC) e pendolamento (OSC). SERIE GF La nuova Serie GF fissa i punti di riferimento per le taglia tubi orbitali! Numerose funzioni innovative di ultima generazione combinate ad una nuova ergonomia creano significativi vantaggi per l’impiego nella prefabbricazione e montaggio di piping industriale. saldatura: SERIE ORBIMAT CA AVC/OSC Generatore compatto a comando computerizzato per saldatura orbitale, controllo della tensione d‘arco (AVC) e del pendolamento (OSC). saldatura: SERIE ORBIWELD Saldatrici orbitali a camera chiusa ad ingombro ridotto e massimo rendimento. smusso: SERIE REB & BRB La soluzione più potente per la smussatura e l’intestatura di tubi. Consente di realizzare smussi per saldatura di alta precisione su estremità di tubi per mezzo del sistema placchetta-portaplacchette QTC®. Orbitalum Tools GmbH | An IT W Company Josef-Schuettler-Str. 17, 78224 Singen, Germania Tel. +49 (0) 77 31 792-0, Fax +49 (0) 77 31 792-524 [email protected], www.orbitalum.com Vs. contatto in Italia: [email protected] Nuovi materiali d’apporto sviluppati per i nuovi acciai ad alto snervamento (°) R. Schnitzer * G. Posch * M. Fiedler * C. Strauß * R. Rauch ** T. Fössl *** B. Böck *** P. Bonalumi **** Sommario / Summary voestalpine AG ha sviluppato un’ampia gamma di acciai ad elevata resistenza con valori di snervamento che possono arrivare fino a 1100 MPa. Questa tipologia di acciai trova impiego principalmente nella costruzione di gru per il sollevamento, ma anche in settori quali il navale, la costruzione di strutture per impiego offshore e nella costruzione di condotte forzate dove si utilizzano acciai con valori snervamento fino a 690 MPa. Per poter ottenere requisiti meccanici così elevati, oltre ad ottimi livelli di tenacità e una buona saldabilità, questi acciai necessitano di una metallurgia particolarmente sofisticata e di una tecnologia produttiva molto accurata. La saldatura di questa famiglia di acciai si pone come un’interessante sfida: sviluppare materiali d’apporto con una composizione chimica perfettamente bilanciata in relazione a quella del materiale base, scegliere il giusto procedimento al fine di garantire una buona produttività e contenuti apporti termici e non da ultimo limitare il più possibile il contenuto di idrogeno diffusibile nel metallo depositato. Böhler Welding ha raccolto questa sfida mettendo a punto una nuova tecnologia di produzione dei fili animati – chiamata LaserSealedTM technology – che permette l’ottenimento di fili animati che coniugano i vantaggi dei fili animati “seamless” con quelli a piattina quali il bassissimo contenuto di idrogeno, la protezione dall’umidità, un alto grado di riempimento e caratteristiche di saldabilità ottimali. La fattiva cooperazione tra voestalpine AG e Böhler Welding ha portato ad avere una perfetta armonizzazione tra materiale base e materiale d’apporto ad esso dedicato. Il presente articolo descrive i nuovi fili animati metal cored sviluppati da Böhler Welding, il loro processo produttivo, le loro caratteristiche meccaniche e l’influenza dei diversi parametri di saldatura. (°) * ** *** **** Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 6 Workshop: “Metallurgia e saldabilità”, Genova 26-27 Maggio 2011. Böhler Schweißtechnik - Austria voestalpine Stahl - Austria Montanunversität Leoben - Austria Böhler Welding Group - Italia voestalpine AG has developed a broad range of high strength steels up to yield strengths over 1100 MPa. These steels have their primary application in crane building, but also for shipbuilding, offshore construction and penstocks the high strength steels with a yield strength over 690 MPa get more and more into focus. It is clear that such steels need a “high-sophisticated” metallurgy combined with a very precise production technology to achieve the construction goal of high strength combined with a very good toughness behavior and good weldability. Welding of these steels is an additional challenge: very well balanced chemistry of the filler material in respect to the base metal, high and efficient welding processes with limited heat input and strongly restricted hydrogen contents in the weld. That is why Böhler Welding has developed a new cored-wire production technology – called LaserSealedTM technology – which allows a production of more or less “seamless” cored wire with lowest hydrogen content and a very stable arc. The cooperation between voestalpine AG and Böhler Welding enables additionally a harmonized combination of parent material and filler material. The present paper gives an overview of the high strength metal cored wires developed at Böhler Welding, their production route, their mechanical properties and demonstrates the influence of different welding parameters. IIW Thesaurus Keywords: Cored filler wire; cranes; diffusible hydrogen; electrode production; energy input; FCA welding; filler materials; GMA welding; high strength steels; hydrogen embrittlement; influencing factors; mechanical properties; offshore structures; penstocks; process parameters; shielding gases; shipbuilding. Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 323 P. Bonalumi et al. - Nuovi materiali d’apporto sviluppati per i nuovi acciai ad alto snervamento 2. Processo di produzione 1. Introduzione Lo sviluppo di acciai in grado di sostenere carichi sempre più elevati è essenziale per il miglioramento dei livelli di sicurezza ed affidabilità. Inoltre si rende possibile la realizzazione di strutture più leggere che permettano una sensibile riduzione di costi ed energia. Per la saldatura di acciai ad elevata resistenza è richiesto un materiale d’apporto idoneo. I nuovi fili animati metal cored sviluppati da Böhler Schweißtechnik Austria GmbH possiedono i requisiti necessari a questo scopo. Essi sono fabbricati con un nuovo processo produttivo chiamato LaserSealedTM technology. Tale tecnologia permette l’ottenimento di fili animati da piattina ma sigillati, con bassissimo idrogeno diffusibile e un arco di saldatura molto stabile. Il progetto di sviluppo è stato chiamato “alform welding system” ed è stato condotto da Böhler Welding in collaborazione con voestalpine AG. La sinergia tra un produttore di materiali d’apporto e una acciaieria mette a disposizione della clientela una soluzione globale, dal giusto materiale di consumo alla procedura di saldatura più corretta. Nel corso dello studio è stata investigata anche l’influenza di differenti tipologie di gas di protezione su saldature effettuate con diversi apporti termici. A tal fine sono stati condotti test su giunti di tutto metallo d’apporto e giunzioni operative su materiale base avente snervamento nominale pari a 690 MPa (alform 700 M). Questo è un acciaio microlegato avente struttura ferritico/bainitica. La produzione di fili animati per saldatura può essere effettuata con due differenti processi produttivi, ognuno dei quali presenta vantaggi e svantaggi peculiari. 1. Fili animati tubolari (seamless): un tubo viene riempito con una miscela di polveri che possono essere solo polveri metalliche pure o contenere anche composti atti a formare la scoria. Il tubo è poi trafilato fino al diametro voluto. Il vantaggio di questo processo produttivo è di generare un filo sigillato che protegge il riempimento da eventuali riprese di umidità dall’ambiente. Uno svantaggio è senz’altro la discontinuità tipica di questo processo produttivo e il rischio di avere irregolarità nel riempimento del tubo che in fase di utilizzo generano difettosità sul cordone di saldatura. 2. Fili animati a piattina: il processo inizia con un nastro metallico che viene piegato a formare una U e contestualmente riempito con la miscela di polveri metalliche desiderata. Successivamente una serie di rulli chiudono il nastro; ne risulta così un filo che viene poi trafilato al diametro voluto. Svantaggio tipico di questa tipologia di fili animati è che la chiusura della piattina metallica, per quanto accurata, non è completamente ermetica e un eventuale riassorbimento di umidità è da tenere in considerazione. Uno dei principali vantaggi è la regolarità di riempimento che il filo garantisce, nonché la possibilità di ottenere rapporti di riempimento superiori rispetto ai tubolari. La tecnologia LaserSealedTM coniuga i vantaggi di entrambi i processi sopra descritti. Si parte anche in questo caso da un nastro metallico che viene piegato ad U e riempito in maniera continua con polveri metalliche ed eventualmente altri elementi; successivi rulli chiudono il nastro in modo da formare un tubo con una piccola fenditura. A questo punto il tubo è chiuso completamente attraverso una saldatura effettuata da una sorgente laser (Fig. 1a). Per evitare che lo shock Figura 1 - a) LaserSealed processo produttivo; b) Sezione trasversale di un filo LaserSealed 324 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 P. Bonalumi et al. - Nuovi materiali d’apporto sviluppati per i nuovi acciai ad alto snervamento b) a) Figura 2 - a) Simulazione FEM della formatura tramite rulli; b) Saldatura laser del filo termico indotto dalla sorgente laser possa in qualche modo modificare le caratteristiche delle polveri di riempimento, solo il 30% dello spessore del nastro di partenza viene saldato (Fig. 1b). Questo è un processo produttivo in continuo, affidabile e veloce, che dà come prodotto finale un filo animato sigillato e con rapporto di riempimento ottimale. Per ottenere un ottimale processo produttivo del filo LaserSealed sono stati condotti molti studi dettagliati, anche attraverso l’utilizzo della simulazione ad elementi finiti (FEM) che ha permesso di ottimizzare le caratteristiche dei rulli formatori e di individuare la forma e la posizione più conveniente dei lembi del nastro prima che avvenga la saldatura al laser (Fig. 2a). Inoltre i successivi step di trafilatura sono stati ottimizzati con la simulazione FEM al fine di ridurre al minimo le tensioni sul filo durante le varie fasi di produzione. La Figura 2b illustra la fase di saldatura al laser del filo. 3. L’idrogeno negli acciai ad elevato limite elastico Figura 3 - Meccanismo di infragilimento da idrogeno negli acciai [1] L’idrogeno diffusibile è molto pericoloso in saldatura perché aumenta la probabilità di formazione di cricche a freddo (Hydrogen Assisted Cold Cracking). L’idrogeno è un elemento di piccole dimensioni e soprattutto quando si trova allo stato ionico (H+) ha la capacità di diffondere per lunghe distanze all’interno della matrice metallica. Per avere un termine di paragone si pensi che il coefficiente di diffusione dell’idrogeno nel ferro a temperatura ambiente è uguale a quello del carbonio nella stessa matrice ma a 1000 °C [1]. L’effetto dannoso si esplica quando 2 ioni H+ si ricombinano a formare una molecola di idrogeno gassoso (H2) che occupando un volume maggiore, genera un aumento di pressione localizzato e contribuisce alla formazione di una cricca. I differenti meccanismi dell’infragilimento da idrogeno sono descritti nella Figura 3. Tipicamente, le cricche a freddo nell’acciaio sono favorite da tre fattori principali [2]: r alta concentrazione localizzata di idrogeno; r microstrutture suscettibili; r alti livelli di tensione / deformazione localizzati. Questi tre fattori sono tra loro correlati e l’eliminazione di uno riduce il rischio di cricche a freddo considerevolmente. Negli acciai ad alta resistenza la zona termicamente alterata presenta una microstruttura particolarmente soggetta allo sviluppo di cricche; tale rischio si presenta anche nei cordoni di saldatura. Inoltre i cicli termici indotti dal processo di saldatura possono risultare in elevate tensioni residue. Pertanto la concentrazione di idrogeno nel materiale depositato e nel materiale base deve essere accuratamente controllata. Particolare attenzione deve essere posta alle condizioni di stoccaggio delle lamiere di materiale base, del materiale d’apporto ed ai parametri di saldatura che si andranno ad utilizzare. In accordo a quanto prescritto dalla norma EN ISO 3690 il contenuto di idrogeno del materiale d’apporto deve essere inferiore a 5ml/100g. Dato che il rischio di infragilimento da idrogeno aumenta all’aumentare dello snervamento del materiale base ne consegue che per la saldatura di acciai con snervamento maggiore di 700 MPa un livello di idrogeno ancora inferiore è raccomandabile. 4. 9antaggi dei Àli animati rispetto ai Àli pieni I fili animati offrono una serie di vantaggi quando comparati con i fili pieni ed a testimonianza di ciò il loro utilizzo è andato crescendo nel tempo e tale tendenza è destinata a perdurare anche in futuro [3]. In questo periodo si stanno Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 325 P. Bonalumi et al. - Nuovi materiali d’apporto sviluppati per i nuovi acciai ad alto snervamento TABELLA 1 - Analisi chimica del metallo depositato con alform 700 MC-LaserSealed alform 700-MC C Si Mn Mo Cr 0,08 0,62 1,72 0,36 0,40 Ni 2,0 (più microleganti) conducendo molti sforzi nello sviluppo di fili animati idonei alla saldatura dei materiali base ad alto snervamento di recente introduzione. I superiori costi dei fili animati rispetto ai fili pieni sono sicuramente compensati da una serie di benefici che possono essere così riassunti: r Campana d’arco più ampia rispetto ai fili pieni la quale garantisce un’ottima bagnabilità, riducendo così il rischio di incollature. r Arco molto stabile in condizioni di short-arc e spray-arc. r Tassi di deposito maggiori rispetto ai fili pieni grazie ad una più elevata densità di corrente. r I fili animati metal cored possono essere utilizzati anche in corrente pulsata permettendo così la saldatura di spessori molto sottili. r Ampia finestra di parametri elettrici di funzionamento (facilità di regolazione dei parametri). r Arco dolce e controllabile, cordoni con pochissima scoria. r Cordoni molto ben raccordati e assenza di spruzzi. r Bassa suscettibilità al soffio magnetico rispetto ai fili pieni. r Eccellente saldabilità in posizione verticale ascendente. r Possibilità di essere utilizzati sia con la tecnica “a tirare” che “a spingere”. r I fili animati LaserSealed prevengono la ripresa di umidità del riempimento interno garantendo un basso contenuto di idrogeno lungo tutta la catena di processo (produzione, trasporto, stoccaggio, utilizzo presso il cliente). Test dinamici hanno evidenziato come la saldatura eseguita con fili animati presenti una resistenza a fatica più elevata rispetto ai fili pieni. Sono stati eseguiti dei test di comparazione utilizzando il materiale base alform 900 M saldato con filo animato metal cored alform 700-MC LaserSealed e con un filo pieno di corrispondente classe di carico. La forma dei Figura 4 - a) Provino per test a fatica; b) Risultati dei test di fatica 326 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 provini soggetti alla successiva prova di fatica è evidenziata nella Figura 4a ed i risultati dei test sono visibili nella Figura 4b. Ulteriori test hanno inoltre evidenziato come la resistenza a fatica possa essere ulteriormente aumentata attraverso l’utilizzo di miscele gassose ternarie. 5. Caratteristiche del puro apporto del Àlo animato alform 700-MC LaserSealed Nella Tabella 1 è descritta la composizione chimica del puro metallo d’apporto del filo animato metal cored alform 700MC LaserSealed, eseguita in accordo alla EN 1591-1. Le caratteristiche meccaniche sono presentate nella Tabella 2. Si vuole evidenziare come l’ottenimento di elevate caratteristiche tensili non sia avvenuto a detrimento della tenacità e come anche a -60 °C i valori di resilienza siano buoni. 6. Caratteristiche dei giunti 6.1 Influenza dei differenti tipi di gas di protezione Selezionando differenti tipologie di gas di protezione si possono modificare le caratteristiche di saldabilità, il profilo di penetrazione e le caratteristiche meccaniche del giunto [4]. Il nuovo filo animato metal cored alform 700-MC LaserSealed è stato testato su materiale base alform 700 M con diversi tipi di gas di protezione. Successivamente sono stati ricavati i provini di trazione trasversale e sono stati testati in accordo alla norma DIN EN 10002-5. I risultati sono evidenziati nella Figura 5. E’ dimostrato chiaramente come tutte le saldature evidenzino un carico di rottura superiore al minimo previsto per il materiale base in uso e che è possibile utilizzare il filo alform 700-MC LaserSealed con diverse tipologie di gas. Tutti i provini si sono rotti nel materiale base o nella ZTA. Nella Figura 6 sono evidenziati i risultati delle prove di resilienza (CVN). Come per le prove di trazione, anche in questo caso i requisiti minimi del materiale base sono raggiunti con tutti i tipi di gas, anche con il 100% CO2. Ai fini pratici, pur non escludendo la possibilità di utilizzarne altre, si consiglia l’impiego di miscela all’8% di CO2 e 92% Argon che risulta performante e di facile reperibilità. P. Bonalumi et al. - Nuovi materiali d’apporto sviluppati per i nuovi acciai ad alto snervamento TABELLA 2 - Caratteristiche meccaniche del puro apporto di alform 700 MC-LaserSealed Tensile Test Notched Impact Test Rp0,2 [MPa] Rm [MPa] Z [%] A [%] 769 832 66 18 Av +20 °C [J] Av -20 °C [J] 145 111 Av -40 °C [J] Av -60 °C [J] 98 63 Figura 5 - Risultati delle trazioni trasversali all’asse della saldatura (materiale base: alform 700 M; materiale d’apporto: alform 700-MC LaserSealed) saldato con differenti gas di protezione (rimanenza a 100%: Ar). BM: Base Metal, HAZ: zona termicamente alterata indicano dove è avvenuta la rottura del provino Figura 6 - Risultati della prova di resilienza (CVN), (materiale base: alform 700 M; materiale d’apporto: alform 700-MC LaserSealed) saldato con differenti gas di protezione (rimanenza a 100%: Ar) 6.2 Influenza dell’apporto termico Al fine di investigare l’influenza dell’apporto termico e conseguentemente di differenti gradienti di raffreddamento della saldatura, sono stati eseguiti appositi test. Il gradiente di raffreddamento è espresso con il tempo che la saldatura impiega nel passare da 800 °C a 500 °C (t8/5). I risultati dei test di trazione con t8/5 di 5,5s, 13s and 22s sono visibili nella Figura 7. Si rimanda alla Figura 8 per i risultati delle prove di resilienza (CVN) relativi ai medesimi valori di t8/5. Si evidenzia come i requisiti minimi tensili e di tenacità sono raggiunti con tutti i diversi valori di t8/5 testati. In generale gli acciai ad elevata resistenza sono molto sensibili agli elevati apporti termici in quanto si corre il rischio di creare delle zone “tenere” in ZTA. L’ampio range dei t8/5 (e quindi degli apporti termici) utilizzabili nella saldatura di questa “combinazione” materiale base/filo animato garantisce un beneficio significativo rispetto a materiali più convenzionali. Figura 7 - Risultati delle trazioni trasversali all’asse della saldatura (materiale base: alform 700 M, materiale d’apporto: alform 700-MC LaserSealed) saldato con differenti apporti termici. BM: Base Metal, HAZ: zona termicamente alterata indicano dove è avvenuta la rottura Figura 8 - Risultati della prova di resilienza (CVN), (materiale base: alform 700 M, materiale d’apporto: alform 700-MC LaserSealed) saldato con differenti apporti termici Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 327 P. Bonalumi et al. - Nuovi materiali d’apporto sviluppati per i nuovi acciai ad alto snervamento 7. Conclusioni I nuovi fili animati metal cored nascono dal progetto di sviluppo “alform welding system” e sono il risultato di una intensa collaborazione tra l’acciaieria voestalpine AG e Böhler Welding. Questo approccio congiunto permette di ottimizzare l’abbinata materiale base / consumabile di saldatura. I nuovi fili animati sono prodotti con tecnologia LaserSealedTM sviluppata da Böhler Welding. In tal modo è stato reso possibile un processo continuo di produzione di filo ermeticamente chiuso, che tra gli innumerevoli vantaggi annovera la protezione contro la ripresa di umidità durante il trasporto e lo stoccaggio. Questa è condizione indispensabile per garantire bassissimi livelli di idrogeno diffusibile e prevenire quindi la formazione di cricche a freddo. Durante questo studio si sono ottenuti molti dati, solo una parte dei quali è riprodotta nel presente articolo al fine di evidenziare le elevate caratteristiche meccaniche e gli ottimi livelli di tenacità ottenibili con i fili animati alform 700-MC LaserSealed. E’ stato anche evidenziato come saldature eseguite con fili animati presentino una resistenza a fatica maggiore rispetto a quelle eseguite con fili pieni. I risultati delle prove di trazione e resilienza hanno evidenziato come i requisiti minimi del materiale base siano superati con un ampio range di apporti termici e con differenti tipologie di gas di protezione. Si consiglia l’utilizzo di una miscela composta da 8% CO2 e 92% Ar. Presso i laboratori di Böhler Welding sono attualmente in corso gli sviluppi di fili animati metal cored aventi snervamento di 900 MPa e 1100 MPa. Ringraziamenti Per il contributo economico alla realizzazione del presente studio si ringrazia l’Austrian Research Foundation “Österreichischen Forschungsförderungsgesellschaft (FFG)”. BibliograÀa [1] [2] [3] [4] M. Pohl, Prakt. Met. Sonderband 41 (2009) 3. P. Wongpanya, Effects of Heat Treatment Procedures on the Cold Cracking Behaviour of High Strength Steel Welds, Dissertation, University of the Federal Armed Forces, Hamburg, 2008. G. Posch et al., Proceedings join-ex, Vienna, 2010. D. J. Fahrenwaldt, V. Schuler; Praxiswissen Schweißtechnik, 3. Auflage, GWV Fachverlage GmbH, Wiesbaden, 2009. Ronald SCHNITZER, nato nel 1981 ad Eisenstad (Austria), ha studiato Scienza dei Materiali e conseguito il relativo dottorato presso l’Università di Leoben (Austria). Dall’aprile 2010 è impiegato presso il Dipartimento R&D della Böhler Welding Austria ed attualmente lavora principalmente allo sviluppo dei materiali d’apporto per la saldatura degli acciai ad alto carico. Gerhard POSCH, nato nel 1966, ha studiato Scienza dei Materiali presso l’Università di Leoben (Austria), prima di conseguire il dottorato in ingegneria meccanica presso l’Università Tecnica di Graz (Austria). Dal 1999 lavora presso la Boehler Welding Austria ed è attualmente responsabile per la ricerca applicata. Inoltre insegna tecnologia di saldatura presso le Università di Leoben, l’Università Tecnica di Graz e l’Università di Scienze Applicate di Wels in Austria. Michael FIEDLER, nato nel 1974, ha studiato ingegneria meccanica ed economia all’Università Tecnica di Graz (Austria) prima di conseguire il dottorato in metallurgia presso l’Università di Leoben (Austria). Dal 2003 lavora per la Boehler Welding Austria come ingegnere di sviluppo per i consumabili di saldatura non legati. E’ attualmente responsabile dello sviluppo dei nuovi prodotti. Christian STRAUSS, nato nel 1976 a Bruck sulla Mur (Austria) ha fatto il suo apprendistato nella lavorazione dei metalli e studi da EWT. Dal 2004 lavora per Boehler Welding Austria ed è dal 2009 nel Dipartimento R&D. E’ attualmente responsabile dello sviluppo dei fili animati metal cored e di quelli auto protetti. Rudolf RAUCH, nato nel 1954 a Scharten (Austria), è EWE ed ha studiato Scienze Sociali ed Economiche, laureandosi presso l’Università Johannes Kepler di Linz (Austria). Dal 1977 lavora nel Dipartimento R&D della società voestalpine ed è responsabile della saldatura dei nastri laminati a caldo. Thomas FOESSL, nato nel 1981 a Judenburg (Austria), ha studiato Tecnologie Minerarie presso l’Università di Leoben (Austria). Dal 2007 al 2011 ha lavorato per il suo dottorato, applicandosi al comportamento a fatica di acciai ad alto carico saldati. Da poco lavora per la Konrad Forsttechnik GmbH come supervisore tecnico per le macchine forestali. Barbara BOECK, nata a Innsbruck (Austria) nel 1983, ha conseguito il diploma in Scienze Naturali ad Innsbruck ed ha poi studiato metallurgia presso l’Università di Leoben (Austria), dedicandosi particolarmente alle tecniche di fusione ed ai materiali non ferrosi. Laureata nel 2008, per conseguire il dottorato sta attualmente lavorando sui fili animati LaserSealed presso l’Istituto di Formatura dei metalli ed in collaborazione con la Boehler Welding Austria. Pierangelo BONALUMI, nato a Sesto San Giovanni (MI) nel 1951, si è laureato in chimica con indirizzo inorganico metallurgico presso l’Università Statale di Milano. Dopo aver lavorato per otto anni presso Ansaldo Componenti di Milano come ingegnere di saldatura, dal 1989 è responsabile dell’assistenza tecnica per il mercato italiano del Gruppo Boehler Welding. 328 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 “Cerchiamo di rendere migliore il vostro lavoro e la vostra vita.” DELVIGO COMMERCIALE Supporti ceramici per la saldatura MATAIR )orni, aspirazione e riciclaggio dei Áussi CETh, trattamenti termici Loc. Cerri, 19020 Ceparana di Follo SP Tel. 0187931202; Fax 0187939094; E-mail [email protected]; www.delvigo.com La precisione è da sempre la chiave del nostro successo Gas e soluzioni per il taglio e l’unione dei metalli Rivoira offre soluzioni dedicate agli operatori del settore manifatturiero Metal Fabrication, in cui opera con successo dall’inizio del secolo scorso. L’offerta Rivoira comprende le linee di gas e miscele LaserStarTM e STARGAS®, dedicate rispettivamente alle applicazioni di taglio laser ed ai processi di saldatura. La qualità dei prodotti e dei servizi forniti, così come la volontà di soddisfare le esigenze e le aspettative dei propri clienti sono alla base del successo Rivoira. Rivoira S.p.A. - Gruppo Praxair Tel. 199.133.133* - Fax 800.849.428 [email protected] * il costo della chiamata è determinato dall’operatore utilizzato. www.rivoiragas.com Evoluzione della normativa tecnica internazionale per la progettazione, la produzione e la fabbricazione di manufatti e di pipelines per il trasporto di idrocarburi onshore ed offshore (°) M. Celant * Sommario / Summary I pipelines rappresentano il modo più economico per trasportare grandi quantità di prodotti petroliferi (olio e gas) per grandi distanze, virtualmente dai pozzi di produzione fino all’utilizzatore finale. L’economia ha spinto verso la costruzione di pipelines a diametro e pressioni di esercizio sempre maggiori, a sviluppare giacimenti in ambienti sempre più difficili ed ostili, a trasportare prodotti corrosivi, richiedendo la produzione di tubazioni ad elevata resistenza e qualità. Le problematiche occorse in fase di produzione, costruzione ed esercizio hanno richiesto studi e ricerche che hanno portato alla identificazione delle proprietà da richiedere ai materiali. Le normative si sono quindi evolute, anche specializzandosi per applicazioni particolari quali i pipelines offshore. I fabbricanti di tubi hanno progressivamente sviluppato le tecnologie di produzione necessarie per la produzione di tubi ad elevata qualità. Le varie problematiche sulla tecnologia di fabbricazione di tubazioni in acciaio al carbonio ed i requisiti richiesti dalla normativa internazionale sono discussi in dettaglio in questo articolo. Pipelines are the most economical method to transport large quantities of oil products for long distance, virtual(°) Memoria presentata al Convegno “La saldatura nella fabbricazione e nella manutenzione di oleodotti e gasdotti in acciaio: come stanno cambiando processi, materiali, tecnologie e normative”. Milano, 22 Marzo 2012 * Pipe Team Srl, Vizzolo Predabissi (MI) ly from wellheads to consumption sites. World economy pushed to realize pipelines with larger diameters and increased operating pressure, to develop reservoirs in hostile environments, to transport corrosive products, requiring manufacturing of pipes of increased resistance and overall quality. The occurred problems in production, construction and transportation had required studies and research activities which brought to the definition of enhanced properties required to pipes and relevant welding processes. Standards had thus developed, also with specialized standardization activities required to manufacture pipes with the required properties and quality. Pipe manufacturers had progressively developed manufacturing technologies to meet market demand. The various aspects and requirements about manufacturing technologies for carbon steel pipes and pipelines with reference to standards and specification requirements are discussed in the present paper. IIW Thesaurus Keywords: API; design; development; manufacturing; mechanical properties; nondestructive testing; offshore structures; oil industry; pipeline steels; pipelines; process conditions; production; sour gas; standards. Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 331 M. Celant - Evoluzione della normativa tecnica internazionale per la progettazione, la produzione e la fabbricazione di manufatti e di pipelines... Introduzione La storia dell’impiego di tubazioni per il trasporto di prodotti liquidi è certamente lunga ed ha visto le applicazioni modificarsi dalle condutture in epoca greca e romana per trasporto di acqua (in pratica erano dei canali più che dei pipelines), passando per applicazioni industriali a partire dalla fine del 1500 per trasporto di soluzioni saline (40 km di tronchi d’albero forati e incollati insieme, 1595, Austria), fino alla prima applicazione di trasporto di prodotti petroliferi quando la Oil Transport Association ha costruito una linea del diametro di 2” in ferro per una lunghezza di circa 10 km (Pennsylvania, USA) nel 1860. Da allora abbiamo vissuto uno sviluppo nelle tecnologie costruttive di tubi e nei processi di costruzione che è stato parallelo alle problematiche via via emergenti per soddisfare le richieste provenienti dal mondo degli utilizzatori. Le problematiche e, purtroppo, gli incidenti occorsi, hanno spinto l’industria a ricercare soluzioni attraverso lo sviluppo di criteri di progettazione di materiali sempre più sofisticati e di tecnologie costruttive ad elevata affidabilità per mantenere le proprietà dei materiali per servizi a pressioni sempre più elevate (dal trasporto di olio a quello di gas) in ambienti sempre più ostili (offshore, mari artici, mari profondi, ecc.) e garantendo la resistenza dei materiali a fluidi da trasportare sempre più corrosivi (presenza di CO2, H2S, zolfo elementare, acidi organici, ecc.). La necessità di soddisfare le esigenze dell’industria hanno portato a progettare e costruire tubazioni per trasporto di prodotti petroliferi sempre più di grande diametro (fino a 60”, come i pipeline per trasporto di gas in Russia), ad elevata resistenza (ad oggi impiegati acciai fino al grado X80, cioè 550 MPa di carico di snervamento), da onshore ad offshore, per trasporto di gas ad alta pressione (Nord Stream 220 bar, Blue Stream 250 bar), per applicazioni in mari artici (Shtokman, Mare di Barenz) o per trasporto di gas altamente corrosivi. Tali sviluppi hanno richiesto all’industria petrolifera lo sviluppo di materiali ad elevata resistenza meccanica, a migliorata resistenza alla corrosione, ad elevata saldabilità, con ottime caratteristiche dimensionali. L’industria si è resa immediatamente conto della necessità di dare delle regole alla fabbricazione dei tubi ed alla loro saldatura in campo, e si è osservato gradualmente lo sviluppo di normative interne alle Società petrolifere, quindi approdate in normative nazionali, poi internazionali, concordate tra fabbricanti ed utilizzatori. Tra tutte la prima, almeno storicamente, è stata la normativa preparata dall’American Petroleum Institute, denominata API 5L [1]. Tale normativa è stata progressivamente revisionata e migliorata, fino alla 43ma edizione, quando è stata fusa con la normativa prodotta da ISO - International Standard Organization e denominata ISO 3183 [2] nel frattempo sviluppata. La normativa congiunta API 5L / ISO 3183 [3] è oggi lo 332 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 standard di riferimento per la maggior parte dei pipelines per trasporto di prodotti petroliferi onshore. Questi standards sono inoltre tipicamente integrati da Company Specifications, laddove le condizioni operative specifiche di progetto richiedano requisiti più stringenti non coperti dalla normativa. L’esigenza di trasportare prodotti petroliferi attraverso il mare e lo sviluppo di giacimenti petroliferi offshore avvenuto a partire dalla metà degli anni ‘70 ha presto richiesto lo sviluppo di conoscenze sui materiali e sulla loro costruzione che permettessero il raggiungimento di profondità sempre più elevate con tubazioni di grande diametro (Blue Stream 24”OD 2100 m, Galsi 28”OD 2800 m, South Stream 32”OD 2100 m, Medgaz 24”OD 2200 m) garantendo il superamento delle problematiche di progettazione e costruzione di cui gradualmente la comunità scientifica veniva a conoscenza. In parallelo allo studio delle varie problematiche, si è visto lo sviluppo di normative dedicate a specifiche aree di impiego, atte ad indirizzare i requisiti specifici su componenti e tecniche di installazione e controllo non distruttivo ad una determinata applicazione. Nel mondo dei pipelines è da notare in tal senso lo sviluppo della normativa norvegese Det Norske Veritas - DNV [4] specificamente indirizzata alla progettazione ed alla specificazione di materiali, saldature e controlli non distruttivi per i pipelines offshore. Simili sviluppi sono stati necessari nelle tecniche di saldatura in campo, oltre che per l’esecuzione delle saldature longitudinali o elicoidali per la costruzione dei tubi. La saldatura deve idealmente essere tale da ottenere una giunzione che ha le stesse (o superiori) proprietà meccaniche del materiale base, essere resistente a fenomeni di criccatura durante la saldatura o in servizio, essere esente da difetti che potrebbero dar luogo a rotture in servizio. A fianco quindi di normative internazionali provenienti dal mondo dei serbatoi in pressione, come ad esempio la normativa ASME [5], si sono sviluppate normative specifiche per la costruzione di pipelines, quali la normativa API [6] e la British Standard [7], o le successive normative ISO [8] fino ad arrivare alla normativa DNV già citata. Tali normative contengono anche i requisiti per l’esecuzione delle prove non distruttive oppure semplicemente rimandano a codici internazionali. Alcune di queste normative includono anche la possibilità di esecuzione di analisi di dettaglio circa la tollerabilità dei difetti (Engineering Criticality Assessment - ECA). Problematiche e sviluppo delle normative Le normative, come detto, si sono sviluppate per dare risposte e proporre approcci normativi alla risoluzione di svariati problemi di costruzione delle tubazioni, di saldatura o di controllo non distruttivo dei pipelines. M. Celant - Evoluzione della normativa tecnica internazionale per la progettazione, la produzione e la fabbricazione di manufatti e di pipelines... Proprietà meccaniche L’innalzamento delle proprietà meccaniche delle tubazioni porta ad una possibile riduzione dello spessore dei tubi; questo in generale porta ad una riduzione di costi in quanto l’incremento di costo per la produzione di tubi con maggior resistenza è inferiore al risparmio legato alla riduzione del peso. Inoltre utilizzare tubi più sottili porta ad un risparmio nei costi della saldatura di costruzione. Una alternativa alla diminuzione dello spessore è il possibile aumento della pressione interna a pari diametro e spessore, con risparmi evidenti legati all’aumento della portata del prodotto trasportato. L’aumento delle proprietà meccaniche non può essere ottenuto con un semplice aumento degli elementi di lega nell’acciaio in quanto questi comprometterebbero la saldatura in campo, la quale è funzione della temprabilità del materiale, in genere espressa come Carbonio equivalente (Ceq) o altri parametri quali il Pcm: (1) applicabile per C > 0.12% (2) applicabile per C ≤ 0.12% Elevate proprietà meccaniche sono invece raggiunte (per i tubi prodotti da lamiera) mediante uno stretto controllo dei rapporti di laminazione durante la produzione delle lamiere e delle temperature a cui le riduzioni di spessore avvengono, eventualmente seguendo questa fase di “laminazione controllata” con una fase di “raffreddamento accelerato” in grado di far precipitare una microstruttura detta “ferrite aciculare”, dotata di elevate caratteristiche meccaniche ed elevata tenacità (Charpy-V) anche a bassa temperatura. L’ottenimento di elevate caratteristiche meccaniche per i tubi seamless è invece possibile mediante trattamenti termici (in generale di tempra e rinvenimento) una volta selezionata una opportuna analisi chimica tale da permettere l’indurimento senza un aumento eccessivo della temprabilità, quindi mantenendo una sufficiente saldabilità in campo. Per quanto riguarda l’analisi chimica, la normativa definisce il massimo contenuto di vari elementi di lega per i vari gradi di acciaio, lasciando ovviamente al fabbricante una sufficiente libertà di scelta all’iterno dei limiti proposti. Le normative oggi applicabili per i pipelines tendono a limitare soprattutto i parametri di temprabilità sopra indicati; per fare un esempio, la normativa API 5L per un grado X65 di qualità PSL2 limita il Ceq a 0,43 ed il Pcm a 0,25 (questi limiti valgono in realtà per qualsiasi grado), mentre la normativa DNV limita il Ceq a 0,42 (solo per i tubi seamless) e il Pcm a 0.22, senza limitare eccessivamente il contenuto dei singoli elementi che entrano a far parte del Ceq o del Pcm. Per dare un ulteriore esempio dello sviluppo delle normative, si può osservare che la normativa API 5L fino alla 43ma edizione (2004) non richiedeva affatto il controllo del Ceq o del Pcm, e ammetteva un massimo contenuto di C di 0,22% per i tubi saldati e di 0.24% per quelli seamless. Il massimo grado permesso dalla normativa API 5L, è per i tubi seamless, il grado X80, mentre per i tubi saldati il grado X120 (fino alla 43ma edizione era X80). Yield Ratio Il rapporto tra il carico di snervamento ed il carico di rottura è un parametro ritenuto di grande importanza per la progettazione delle tubazioni, in presenza di elevate sollecitazioni longitudinali di installazione o in servizio in presenza di campate libere o in casi di elevate sollecitazioni da espansione termica. Queste problematiche, tipiche dei pipeline offshore, hanno richiesto programmi di ricerca approfonditi fino a definire i valori limite di questo parametro. La normativa è oggi abbastanza allineata a richiedere che tale rapporto sia inferiore a 0,93. Il raggiungimento di questo obiettivo è talvolta difficile, in particolare in direzione longitudinale, dove il carico di snervamento non subisce alcuna diminuzione per effetto Baushinger, anche tenuto conto della limitazione nell’analisi chimica (Ceq) che porta i fabbricanti ad aumentare il carico di snervamento del materiale attraverso miglioramento della pratica di laminazione, con aumento dello yield ratio. Overmatching weld metal Quando le sollecitazioni longitudinali sono molto elevate (come è il caso durante l’installazione di pipelines offshore) è ritenuto ingegneristicamente importante che la saldatura circonferenziale abbia caratteristiche meccaniche (snervamento) superiori al materiale base. In caso contrario, infatti, la deformazione si concentrerebbe sulla zona saldata e potrebbe portare a rottura la saldatura stessa. Per impedire tale rottura diventerebbe necessario stabilire livelli di accettazione dei difetti molto severi, tali da rendere non economica questa scelta. La strada percorsa è quindi stata limitare le caratteristiche meccaniche del materiale base (soprattutto in direzione longitudinale) ed innalzare le caratteristiche meccaniche della zona fusa. L’unica normativa che al momento tiene conto di tale problematica è la DNV che richiede in casi di elevati “strain” che il carico di snervamento del materiale base sia limitato a SMYS+120 MPa o addirittura SMYS+100 MPa e che il carico di snervamento minimo garantito nella prova di trazione in zona fusa (all weld metal tensile test) sia di almeno 80 MPa superiore al minimo specificato per il materiale base. Questo al fine di ridurre la probabilità di avere Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 333 M. Celant - Evoluzione della normativa tecnica internazionale per la progettazione, la produzione e la fabbricazione di manufatti e di pipelines... una zona fusa con carico di snervamento inferiore a quello reale del materiale base. Tale problematica richiede quindi ai fornitori di tubi di garantire che tutta la produzione abbia un range stretto di caratteristiche meccaniche. Tale ridotto range è possibile soltanto operando un programma di fabbricazione in cui tutte le variabili sono controllate in modo molto stretto, riducendo quindi la variabilità di ogni operazione di fabbricazione. Durezza In un materiale omogeneo, la durezza è una proprietà meccanica proporzionale al carico di rottura del materiale. Quando però si considerano le saldature, disomogenee per definizione, a fronte di caratteristiche meccaniche simili (o leggermente superiori) a quelle del materiale base si ha una forte variabilità per la presenza della struttura dendritica, di segregazioni e di precipitati o fasi ad elevata durezza. La durezza è generalmente associata alla tenacità nel senso che microstrutture dure tendono ad essere fragili. Questa associazione deriva da nozioni di base di metallurgia, evidente se ad esempio pensiamo alla martensite: dura e fragile. Questa non è propriamente la situazione in saldatura, ma in una qualche maniera è valida ed occorre limitare la durezza. Le specifiche di costruzione di pipelines richiedono valori limite di durezza anche elevati (325 HV10) che in generale non presentano problemi. Tali limiti devono però essere ridotti ad esempio quando si tratta di trasportare prodotti petroliferi contenenti quantità significative di H2S. Questo è il caso denominato “sour service”, ed è regolato da normative internazionali prodotte dalla National Association of Corrosion Engineers - NACE [9]. Tale normativa, recentemente conglobata in una normativa ISO [10] (similarmente a quanto detto in precedenza circa la normativa API 5L), richiede che per trasporto di prodotti “sour” la durezza massima sia di 22 HRC o 250 HV10. Questo valore è ragionevolmente ottenibile nel materiale base e nelle saldature longitudinali di costruzione eseguite con procedimento ad arco sommerso (SAW), ma certamente difficile da ottenere nelle saldature circonferenziali di costruzione, in particolare nei casi di impiego di materiali ad elevata resistenza. Per i tubi saldati, nella zona termicamente alterata dalla saldatura longitudinale ad arco sommerso si osserva invece un abbassamento di durezza in quanto il riscaldamento in campo austenitico durante la saldatura causa ricristallizzazione del materiale, in particolare di quelle microstrutture metastabili che si erano così faticosamente ottenute durante il raffreddamento accelerato. Tale “softening zone” è tanto più pronunciata quanto maggiore è l’apporto termico in saldatura, ovvero tanto più alto è lo spessore visto che tale saldatura viene sempre eseguita 334 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 con sole due passate (una dall’interno ed una dall’esterno), come richiesto dalla normativa. La tecnica multipass è infatti limitata da esigenze produttive e raramente impiegata, se non in stabilimenti di produzione specificamente progettati allo scopo. La durezza elevata è il risultato di un procedimento termico (la saldatura) caratterizzata da elevate velocità di raffreddamento e quindi le tecniche di riduzione della durezza sono state rivolte all’impiego del preriscaldo, al controllo delle temperature di interpass, alla eventuale esecuzione di trattamenti termici post-saldatura. Tutte queste tecniche hanno di fatto un notevole impatto sui tempi di esecuzione delle saldature in campo, con conseguenti aumenti dei costi di costruzione, in particolare per i pipelines offshore. Le contromisure possibili sono state l’imposizione ai fabbricanti di tubazioni di limiti sulla composizione chimica allo scopo di ridurre la temprabilità dei materiali, quindi rivolte alla riduzione di Ceq e Pcm. D’altro canto, la richiesta di elevate caratteristiche meccaniche della zona fusa (overmatching weld metal) richiede di aumentare l’alligazione dei materiali di apporto, con ovvio aumento della durezza in zona fusa; questa è diventata oggi la zona a durezza più elevata nell’intero giunto saldato. Oltre alla composizione chimica della zona fusa, di fondamentale importanza è la microstruttura, per cui le linee di sviluppo sono state rivolte all’ottenimento della ferrite aciculare in zona fusa, microstruttura questa ad elevata resistenza meccanica ed elevata tenacità anche a bassa temperatura. Frattura fragile I materiali per pipelines hanno saldabilità elevata, come detto in precedenza, ma si possono incontrare situazioni di fragilità in saldatura o nella zona termicamente alterata in funzione dei procedimenti di saldatura impiegati e del loro apporto termico, dei materiali d’apporto utilizzati ed altro. I materiali ferritici mostrano una curva di transizione con comportamento duttile-fragile, con la temperatura di transizione funzione di vari parametri, tra cui spicca la dimensione del grano austenitico e la microstruttura ottenuta durante la fase di lavorazione a caldo ed il suo raffreddamento. La normativa non dà indicazioni su come ottenere saldature ad elevata tenacità, ma specifica i valori di tenacità minimi accettabili in funzione alle condizioni di impiego. Tipicamente, si richiede che tutta la zona saldata (zona fusa, linea di fusione, zona termicamente alterata) assorba abbastanza energia durante una prova di impatto. La prova tipicamente adottata è la prova Charpy con intaglio a V, indicata tipicamente con CV, alla minima temperatura di esercizio, alla temperatura di progetto o ad una temperatura sufficientemente inferiore a quella di progetto. La scelta della temperatura di prova spetta al progettista, mentre l’energia assorbita nella prova è di solito indicata dalla normativa. La normativa API 5L, ad esempio, richiede che la M. Celant - Evoluzione della normativa tecnica internazionale per la progettazione, la produzione e la fabbricazione di manufatti e di pipelines... resilienza minima (media di 3 campioni) sia di 27J quando provata a 0 °C. La normativa DNV, invece, per un materiale di grado X65 richiede una resilienza minima (media di 4 campioni) di 45J. Per quanto riguarda la temperatura di prova, la normativa DNV tiene conto che al crescere dello spessore aumenta il grado di triassialità al centro dello spessore e quindi richiede che la temperatura di prova sia progressivamente inferiore alla minima temperatura di progetto, al crescere dello spessore. La normativa API 5L non richiede l’esecuzione della prova CTOD, se non per informazione, mentre la normativa DNV ne richiede l’esecuzione con intaglio posizionato nella sola zona fusa alla minima temperatura di progetto con un risultato minimo di 0.15 mm. La garanzia della tenacità (CTOD) in zona fusa è certo un parametro importante, ma in realtà la zona più critica (e luogo di difetti ad apice acuto quali le incollature, visto che il procedimento tipico per le saldature in campo è il GMAW, o le cricche in zona termicamente alterata) è certamente la linea di fusione / zona termicamente alterata, per le quali la normativa non si pronuncia se non indicando che le analisi di Engineering Criticality Assessment devono essere eseguite sulla base di valori certi e garantiti di tenacità minima in tutte le zone del giunto saldato, lasciando in tal modo mano libera al progettista per richiedere prove di CTOD nelle varie zone di saldatura ed eseguire le analisi ECA, in accordo alla normativa (DNV OS-F101 App. A, BS 7910). Controlli non distruttivi Il controllo non distruttivo delle tubazioni è prescritto per individuare difetti nel corpo del tubo e nelle saldature che potrebbero portare a rottura il tubo durante le operazioni di costruzione o in servizio. A tale riguardo sono di particolare importanza i controlli eseguiti sulle estremità dei tubi in quanto questi potrebbero interferire con le operazioni di saldatura e controllo delle saldature in campo. La normativa richiede l’esecuzione di svariati tipi di controllo non distruttivo, quali i seguenti: r controllo UT sul corpo e sulle estremità dei tubi alla ricerca di difetti planari paralleli alla superficie (laminations) r controllo superficiale (MT o PT) delle estremità alla ricerca di difetti affioranti sul cianfrino r controllo UT del corpo dei tubi seamless alla ricerca di difetti longitudinali e trasversali r controllo UT della saldatura longitudinale o elicoidale alla ricerca di difetti volumetrici e planari, longitudinali e trasversali r controllo RT delle saldature alla estremità dei tubi r controllo UT delle estremità alla ricerca di difetti longitudinali orientati in direzione radiale. I livelli di accettazione delle imperfezioni sono variabili a seconda delle varie normative, ma esiste una uniformità di giudizio relativamente alle cricche, che non sono mai ritenute accettabili, indipendentemente dalla loro dimensione, in quanto questo tipo di difetto è “metallurgico” e quindi eliminabile attraverso il miglioramento ed un controllo più spinto del procedimento di saldatura stesso. Propagazione della frattura La problematica della propagazione (fragile o duttile) della frattura è una problematica esclusiva dei gasdotti di grande diametro. Nei primi anni ‘50 sono avvenute una serie di rotture che hanno provocato la propagazione della frattura per grandi distanze. Le prime rotture sperimentate sono state classificate come fratture fragili, caratterizzate dall’assenza di strizione nella sezione resistente, velocità di propagazione estremamente elevate (dell’ordine del chilometro al secondo) e praticamente non arrestabili. La più lunga frattura fragile riportata in letteratura è stata di 13 km. Studi sono stati condotti in proposito da svariati enti di ricerca, studi che hanno portato alla comprensione del fenomeno ed alla richiesta di superamento della prova DWTT (drop weight tear test) sul materiale base delle tubazioni. La prova è richiesta dalla normativa API 5L ed altre per tubazioni di grande diametro (superiore ai 20”) alla minima temperatura di progetto e per questa prova è consuetudine richiedere il raggiungimento di una sufficiente area duttile (85% medio tra due provette e 75% singolo). Negli anni seguenti si è però osservato che esisteva anche un’altra modalità di frattura, denominata frattura duttile, la quale si propaga ad una velocità sostanzialmente inferiore alla precedente (circa 300 m/s) ed è arrestabile in presenza di tubazioni che dissipino a sufficienza l’energia dinamica con cui la frattura tende a propagare, ovvero quando il materiale esibisca alla minima temperatura di progetto una sufficiente resilienza. La lunghezza di tali fratture è stata limitata ad alcune centinaia di metri. Le svariate prove di scoppio eseguite hanno portato nei primi anni ‘70 alla stesura di formulazioni in grado di prevedere l’energia di arresto di tali fratture. Tali formulazioni, incluse nella specifica API 5L (Annex G) e tabelle riassuntive riportano il requisito minimo di resilienza sia nella normativa API 5L (Tab. 8) che nella DNV OS-F101 (Tab. 7.23), sono del tipo: (3) dove i simboli ed i valori sono: r CV energia prevista per arrestare la frattura duttile (resilienza) r V sollecitazione circonferenziale r D diametro esterno del tubo r t spessore con a, b, c esponenti variabili nelle varie formulazioni. Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 335 M. Celant - Evoluzione della normativa tecnica internazionale per la progettazione, la produzione e la fabbricazione di manufatti e di pipelines... L’energia di arresto diventa quindi tanto più alta quanto più alta è la sollecitazione (quindi la pressione interna), il diametro e lo spessore. Per un pipeline di grande diametro e spessore, che trasporta gas ad alta pressione, l’energia di arresto può raggiungere anche i 150-200 J. Controllo Dimensionale La riduzione dei costi di installazione richiede l’impiego di sistemi automatici di saldatura circonferenziale e quindi è necessario ottenere tubazioni ad elevate caratteristiche dimensionali. L’obiettivo è quello di diminuire il dislivello tra un lembo della saldatura e l’altro, quindi il controllo del diametro interno e della rotondità (out-of-roundness). Spesso le normative esistenti non si spingono a sufficienza in questa direzione e quindi si è lasciato spazio ai “welding contractors” e agli utenti finali la definizione di più stringenti tolleranze. Le problematiche principali incontrate in tal senso sono: r la variabilità dello spessore dei tubi seamless, fabbricati a diametro esterno costante, che porta ad una sensibile variazione del diametro interno; r la difficoltà con cui i tubi saldati longitudinalmente possono essere formati adeguatamente sui lembi longitudinali, portando ad una mancanza di formatura (peaking) che porta ad una mancanza di rotondità concentrata, in particolare per i tubi di grosso spessore; r la necessità di espandere meccanicamente il tubo in modo da migliorarne la rotondità, in particolare alle estremità. Sour service Quando i fluidi trasportati contengono significative quantità di H2S (eccedenti le condizioni critiche indicate dalla normativa Nace MR 0175 o ISO 15156) si dice che il servizio è acido (sour service). La presenza di H2S ed acqua libera può provocare la diffusione degli atomi di idrogeno formatisi come reazione catodica associata al fenomeno corrosivo all’interno della matrice ferritica, provocando una serie di problemi tra cui la più nota è la HIC (hydrogen induced cracking), detta anche SWC (step-wise cracking). Il fenomeno colpisce in particolare i tubi saldati, provenienti da lamiera, ma marginalmente anche i tubi seamless per i quali tuttavia il trattamento termico di tempra e rinvenimento è in genere sufficiente per garantire una microstruttura non a bande e quindi non suscettibile di tale criccatura. La risoluzione di questo problema per i tubi saldati, invece, richiede che l’acciaio venga prodotto con bassissimo contenuto di zolfo (inferiore alle 30 ppm), trattato al Ca durante il processo fusorio e laminato in modo da ottenere microstrut336 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 ture aciculari fini e non a bande ferritico-perlitico, come era uso prima che questi problemi venissero sviscerati. La normativa in uso richiede tali trattamenti e prescrive anche il superamento di prove di corrosione, la cui esecuzione è specificata in dettaglio da normative internazionali [11]. Esistono anche altre forme di criccatura delle quali l’idrogeno è responsabile, quali le forme di sulphide stress cracking (SSC), hydrogen embrittlement (HE) ed altre, da cui ci si deve difendere attraverso una adeguata scelta dei materiali e dei procedimenti di saldatura, in particolare limitando la durezza massima nel materiale base e in saldatura al di sotto dei 250 HV10, come richiesto dalla normativa. La qualificazione dei materiali all’impiego prevede in genere l’esecuzione di prove di tenso-corrosione di lunga durata (720 ore) [12]. Il problema e le metodologie di prova sono ampiamente riportate e discusse in svariati documenti normativi, tra cui il documento EFC #16 [13]. Da notare che l’ottenimento di elevate proprietà di resistenza alla HIC è contrastante con altre proprietà richieste ai materiali, quali la DWTT e lo yield ratio in direzione longitudinale. Laddove tutte queste proprietà fossero ritenute importanti è spesso necessario scendere a compromessi tra questi requisiti. Qualifica dei procedimenti di saldatura La costruzione di pipelines di qualità non richiede ovviamente soltanto materiali di partenza di qualità ma, ovviamente, di contrattisti capaci di adottare procedimenti di saldatura e controllo non distruttivo adeguati allo scopo. Una delle fasi iniziali nella costruzione di un pipeline è la richiesta da parte di tutte le normative di costruzione di qualificare i procedimenti di saldatura [14], ovvero la richiesta di esecuzione di giunti saldati destinati alla esecuzione di prove meccaniche ed eventualmente di corrosione onde verificare l’ottenimento delle proprietà richieste. Le prove di qualifica richieste dalla normativa sono tipicamente orientate alla verifica dei procedimenti di saldatura, ma le normative richiedono la ripetizione di tutta la qualifica quando vengono ad essere modificate alcune variabili, detti “essenziali”. Il più famoso codice di saldatura applicato in varie industrie è l’ASME IX o per i pipelines l’API 1104 citate. Per queste normative la variabilità del materiale base non è considerato in dettaglio se non suddividendo i materiali in gruppi sulla base della loro analisi chimica (detti “P-number”). Secondo tali normative, tutti gli acciai al C utilizzati per la costruzione di pipelines appartengono alla stessa classe e quindi non è prevista alcuna prova o qualifica ulteriore al variare dell’analisi chimica o del procedimento di fabbricazione o dello stato di trattamento termico del materiale. L’esperienza nel campo dei pipelines, in particolare quelli offshore o per sour service, ha dimostrato invece che non M. Celant - Evoluzione della normativa tecnica internazionale per la progettazione, la produzione e la fabbricazione di manufatti e di pipelines... tutti gli acciai al carbonio sono uguali e che occorre qualificare i procedimenti al variare di molte variabili. La normativa più severa in proposito è la normativa DNV OS-F101 (Appendix C) che elenca, in aggiunta alle consuete variabili legate alla geometria, al processo ed al procedimento di saldatura vero e proprio, alcune variabili essenziali che hanno un diretto impatto sulla fabbricazione dei materiali, sulla scelta dei fornitori e dei prodotti, quali: r L’aumento del grado del materiale richiede la riqualifica r Modifica nello stato di trattamento termico (es. da normalizzato a temprato e rinvenuto) r Per gradi dall’X65 in su, il cambio del fornitore dell’acciaio r Incremento del Pcm più di 0.020 o del Ceq più di 0.030 o del contenuto di C più dello 0.02% r Variazioni nel tipo di prodotto (per esempio da tubo seamless a saldato). Tali limitazioni non comportano necessariamente l’aumento nel numero di qualifiche di saldatura eseguite, ma richiedono invece una adeguata pianificazione del progetto e scelta dei materiali su cui eseguire le qualifiche di saldatura. Conclusioni Lo sviluppo delle normative è andato di pari passo con lo sviluppo di progetti sempre più avanzati, che hanno gradualmente richiesto materiali di migliori caratteristiche (alta resistenza, elevata saldabilità, resistenza alla corrosione). Le problematiche occorse in servizio hanno richiesto lo sviluppo di programmi di ricerca sui materiali che hanno portato ad includere nelle specifiche di acquisto e nelle normative requisiti di qualità sempre più severi e mirati all’applicazione specifica. E’ necessario ricordare che alcuni requisiti sono contrastanti con altri, per cui la definizione della specifica di acquisto dei materiali deve essere compiuta da personale esperto e spesso in contraddittorio con i tubifici stessi. La fabbricazione delle tubazioni per pipelines ha quindi dovuto implementare nuove tecnologie, stringenti requisiti di controllo qualità, sperimentare tecnologie atte a ridurre la variabilità delle proprietà tecnologiche così da rendere idealmente possibile la fabbricazione di oggetti (tubi, in questo caso) con “standard deviations” delle proprietà sempre più strette. Celant Mario, graduated engineer (Metallurgy and Corrosion) at the Politechnical School of Milan in 1978, from 1979 employee of Snamprogetti, Mechanical Construction and Pressure Vessels Dept., Materials Technology and Corrosion Group Leader, he was the Materials Technology and Corrosion Group Leader. Since 1987 independent consultant in the field of Materials and Corrosion Engineering and then founder of Pipe Team of which he is President. Consultant in the most advanced project of onshore and offshore pipelines with relevant roles in material selection for corrosive and non-corrosive environments, materials specification, qualification of manufacturing and welding procedures, problem solving during pipe manufacturing, failure analysis of pipelines and plant equipment. International Welding Engineer (IWE), certified engineer by the British Council (CEng), senior member of TWI (SenMWeldI), author of more than 50 papers on Material Selection, Corrosion and Failure Analysis, Corrosion Resistant Pipelines, presented at national and international congresses, and of a book on Clad Pipelines. Member of the European Federation of Corrosion, Working Party on Corrosion in the Oil and Gas Industry and co-author of various documents published by EFC (Doc. No. 13, 16, 17). BibliograÀa [1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] [8] [9] [10] [11] [12] [13] [14] API 5L, “Specification for Line Pipe” - 43rd Edition, 2004 ISO 3183, “Petroleum and Natural Gas Industries - Steel pipe for pipeline transportation systems” API 5L / ISO 3183, “Specification for Line Pipe” - 44th Edition, October 2007 DNV OS-F101, “Offshore Standard - Submarine Pipeline Systems - October 2007” American Society of Mechanical Engineers, Boiler and Pressure Vessel Code, Section IX, “Qualification Standard for Welding and Brazing Procedures, Welders, Brazers, and Welding and Brazing Operators” API 1104, “Welding of Pipelines and Related Facilities” BS 4515, “Specification for welding steel pipelines on land and offshore” ISO 13847, “Petroleum and Gas Industries - Pipeline Transportation Systems - Welding of Pipelines” NACE MR0175, “Standard Material Requirements - Metals for Sulfide Stress Cracking and Stress Corrosion Cracking Resistance in Sour Oilfield Environments” ISO 15156, “Petroleum and Natural Gas Industries - Materials for Use in H2S - Containing Environments in Oil and Gas Production” NACE TM0284, “Standard Test Method - Evaluation of Pipeline and Pressure Vessel Steels for Resistance to Hydrogen Induced-Cracking” NACE TM0177, “ Standard Test Method - Laboratory Testing of Metals for Resistance to Sulfide Stress Cracking and Stress Corrosion Cracking in H2S Environments” EFC 16, “Guidelines on Materials Requirements for Carbon and Low Alloy Steels for H2S - Containing Environments in Oil and Gas Production” ISO 15614, “Specification and qualification of welding procedures for metallic materials - Welding procedure test” Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 337 QINEO® – La nuova Generazione di Saldatrici. La nuova Generazione di Saldatrici per applicazioni manuali e automatizzate QINEO®, la nuovissima linea di saldatrici CLOOS, è stata concepita per l‘impiego professionale e industriale. Le nuove saldatrici QINEO sono in grado di soddisfare ogni esigenza nel campo della saldatura manuale e robotizzata. permettono di realizzare soluzioni personalizzate perfettamente adattabili alle Vostre esigenze di produzione. Dal livello di potenza, al pannello di comando fino alle numerose opzioni, ogni QINEO® è realizzata su misura, ed è integrabile con un‘ampia gamma di accessori. Le saldatrici QINEO Vi offrono massima affidabilità ed elevati standard qualitativi grazie alla più avanzata tecnologia tedesca. CLOOS® - Pionieri nei nuovi processi. SALDOBRAZ ENGINEERING SRL Via F. Coppi, 11 - 10043 Orbassano TO Tel.: + 39 011 9019030 Fax: +39 011 9019027 Mobile: +39 328 7268777 info: [email protected] SALDOBRAZ ENGINEERING Srl | www.saldobraz.it Tandem Weld Control Weld Speed Weld Rapid Weld Cold Weld Laser Hybrid Weld TIG Weld Carl Cloos Schweißtechnik GmbH | www.cloos.de Controllo qualità della placcatura di reattori per hydrocracking: procedure e criteri di accettabilità applicabili (°) G. Zappavigna * Sommario / Summary Durante le fasi costruttive, la placcatura presente all’interno dei reattori di alto spessore in 2 ¼ Cr-1 Mo-¼ V che operano ad alte temperature e pressioni di idrogeno, è sottoposta a diversi controlli, alcuni dei quali vengono ripetuti anche dopo il trattamento termico finale (PWHT) e dopo la prova idraulica. I controlli sulla placcatura possono essere divisi in due gruppi, quelli superficiali e quelli volumetrici. Appartengono alla prima famiglia il controllo visivo, il controllo con liquidi penetranti, la verifica della ferrite con strumento magnetico, la verifica dell’analisi chimica tramite strumento portatile ad emissione ottica oppure a raggi X/J e la verifica della contaminazione, mentre fanno parte del secondo gruppo i controlli ultrasonori e la verifica distruttiva del deposito, tramite asportazione di truciolo e successiva analisi chimica. Di seguito si analizzeranno per ciascun controllo le metologie applicabili ed i criteri di accettabilità richiamati dal codice costruttivo o normalmente richiesti dai principali clienti. During manufacturing, the weld overlay on the internal surface of thick-walled reactors (made of 2¼Cr-1Mo-¼V and subject to very high hydrogen pressure and temperatures) is (°) Memoria presentata al Convegno “La placcatura nella fabbricazione di apparecchiature in pressione”, Genova, 10 Novembre 2011 * Ge Oil & Gas - Massa checked by different methods before and after the post weld heat treatment (PWHT), and after the hydrostatic pressure test. We can separate the inspections on the weld overlay into two groups: surface inspections and volumetric inspections. In the first group we have visual inspections, liquid penetrant inspections, ferrite content checks with magnetic instruments, chemical analysis checks with portable instruments with optical emission or X/J rays, and contamination checks; in the second group we have ultrasonic inspections and the destructive examinations by chip removal for chemical composition verification. In this paper we will analyze for each inspection the applicable methods and acceptance criteria required by the applicable code or by main contractual specifications. IIW Thesaurus Keywords: Acceptance; austenitic stainless steels; chemical engineering; cladding; creep resisting materials; defects; delta; dye penetrant testing; electroslag welding; ferrite; high temperature; hydrogen; low alloy Cr Mo steels; measurement; nondestructive testing; post weld heat treatment; pressure vessels; quality control; stainless steels; submerged arc welding; ultrasonic testing; visual inspection. Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 339 G. Zappavigna - Controllo qualità della placcatura di reattori per hydrocracking... 1. Introduzione Nella costruzione di reattori di alto spessore in 2¼Cr - 1Mo - ¼V, eserciti ad alta temperatura e ad alta pressione di idrogeno, è richiesta una placcatura interna di alcuni millimetri in acciaio inossidabile austenitico (tipicamente del tipo AISI 347) capace di garantire maggiore resistenza a corrosione nei confronti del fluido processato (idrocarburi da desolforare). I processi di saldatura preferiti per la placcatura interna sono quelli ad elettroscoria a nastro (ElettroSlag Strip Cladding) e ad arco sommerso a nastro (Submerged Arc Strip Cladding), in quanto offrono alti tassi di deposito, in termini di kg/h e m2/h, combinati con bassa diluizione ed elevata qualità del riporto. Oggi si tende ad impiegare più frequentemente il processo ad elettroscoria a nastro (ESSC) in quanto capace di garantire maggiori tassi di deposito, inferiore diluizione e minore contenuto di inclusioni rispetto al processo ad arco sommerso a nastro (SASC). Durante le fasi di qualifica dei processi di saldatura, i talloni placcati con le diverse tecniche vengono verificati con esami distruttivi finalizzati principalmente a misurare lo spessore depositato con una definita analisi chimica, a verificare la duttilità a seguito di deformazioni (prove di piega) ed a garantire la completa aderenza della placcatura anche a seguito di esposizione ad alte temperature e pressioni di idrogeno (prove di disbonding). Durante la fabbricazione i controlli non distruttivi previsti dal Piano di Controllo Qualità sono finalizzati a verificare TABELLA I - Discontinuità tipiche 340 Discontinuità Note Cricche Si possono verificare cricche a caldo su depositi a basso contenuto di ferrite o a seguito di presenza di elementi contaminanti bassofondenti (zolfo, fosforo, rame). I difetti sono normalmente larghi e visibili senza l’ausilio dei liquidi penetranti. Non sono mai accettabili. Scarsa sovrapposizione tra nastrate (Fig. 1) È una discontinuità tipica dei processi a nastro dovuta ad una errata posizione della testa saldante e può comportare localmente un sottospessore della placcatura rispetto al minimo richiesto. Eccessiva sovrapposizione tra nastrate (Fig. 2) È una discontinuità tipica dei processi a nastro dovuta ad una errata posizione della testa saldante. In questo caso il rischio è quello di avere un’analisi chimica fuori dal range accettabile a causa della diluzione eccessiva di acciaio legato, oppure un valore di ferrite troppo evevato, oppure alcune inclusioni di scoria. Sono richieste indagini ulteriori. Colpi d’arco (Fig. 3 sinistra) Si tratta di un problema operativo causato da una non corretta esecuzione della saldatura manuale. È richiesta la molatura e il controllo PT. Spruzzi Sono dovuti alla saldatura manuale e vanno rimossi. Attacchi temporanei non rimossi (Fig. 3 destra) Sono particolarmente presenti nella zona di saldatura delle connessioni saldate dall’esterno (e quindi con le staffe dall’interno). È necessario limitarne il numero e l’estensione allo stretto necessario. Vanno molati e ricontrollati con PT. Sottospessori locali (Fig. 4) Possono essere dovuti al processo stesso di saldatura oppure a molature successive (per la rimozione di attacchi temporanei o di altre discontinuità). Va verificato lo spessore residuo. Planarità e raggiature nella zona dei risalti Si tratta di problematiche geometriche nella zona dei cosiddetti “build up”. Vanno verificate le richieste sul disegno. Contaminazione Può essere localizzata o diffusa ed è normalmente dovuta ai residui di taglio e molatura del materiale base. È richiesto un trattamento superficiale. Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 G. Zappavigna - Controllo qualità della placcatura di reattori per hydrocracking... Figura 1 - Possibili conseguenze di una scarsa sovrapposizione tra nastrate Figura 2 - Possibili conseguenze di una eccessiva sovrapposizione tra nastrate: inclusioni e FN elevata la qualità della placcatura ed il mantenimento della stessa, dal momento che la saldatura del placcato è una delle prime attività eseguite durante la costruzione del reattore. Infine, durante le fermate periodiche dell’impianto, alcune ispezioni (come gli ultrasuoni) vengono ripetute impiegando i medesimi metodi di controllo e criteri di accettabilità utilizzati durante la fabbricazione, per accertarsi che l’idrogeno di processo non abbia generato nuove discontinuità. In questo articolo approfondiremo i controlli eseguiti in fase di fabbricazione nella loro duplice funzione: quella di garantire che i parametri definiti nelle procedure di saldatura siano rispettati e quella di rilevare eventuali discontinuità che possano compromettere la funzionalità della placcatura. 2. Controlli superÀciali 2.1 Il controllo visivo Il controllo visivo del placcato è sicuramente il controllo non distruttivo più importante per la vasta gamma di difettologie che è in grado di rilevare, ma è anche il controllo più difficile in quanto non esistono standard di riferimento e per i criteri di accettabilità ci si riferisce normalmente alle “best practices”, frutto dell’esperienza di ogni costruttore. Il placcato è controllato visivamente a seguito di ogni attività che potrebbe comprometterne la qualità, pertanto la superficie viene esaminata non solo dopo saldatura del placcato, ma anche dopo la giunzione ed il ripristino delle circolari vicine o la giunzione ed il ripristino delle connessioni vicine (si intende per “ripristino” la placcatura delle zone corrispondenti alle saldature in pressione), dopo il PWHT, dopo la saldatura degli interni (se presenti), dopo la prova idraulica. Il controllo visivo viene eseguito non solo per evidenziare discontinuità vere e proprie, ma anche per individuare le aree sospette nelle quali ci attendiamo anomalie chimiche oppure discontinuità non affioranti. Per la predisposizione di un corretto criterio di accettabilità è necessario partire dalle discontinuità tipiche del processo che possono essere chiaramente identificate visivamente, nella Tabella 1 si riportano quelle più ricorrenti. Inoltre vanno controllate con cura le zone di sormonto delle nastrate in senso circolare (i cosiddetti attacchi e stacchi tipicamente dovuti alla fine del nastro di saldatura) e le zone di “slalom” cioè le aree in cui la testa saldante, dopo aver completato un giro, viene traslata in senso assiale. Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 341 G. Zappavigna - Controllo qualità della placcatura di reattori per hydrocracking... Figura 3 - Colpi d’arco (a sinistra) ed attacchi temporanei (a destra) Figura 4 - Sottospessori dovuti al processo di saldatura In queste zone critiche possono ripresentarsi i problemi già illustrati per l’eccessiva sovrapposizione tra nastrate (vedi Tabella) e pertanto sono richieste indagini aggiuntive. 2.2 Il controllo con liquidi penetranti La superficie della placcatura è controllata al 100% con i liquidi penetranti in modo da scongiurare la presenza di difetti piccoli o sottili non rilevabili con il precedente controllo visivo. Considerata l’estensione della superficie ispezionata e la sensibilità richiesta (il criterio di solito applicato è quello indicato nel codice ASME Sezione VIII, Divisione 1, Appendice 8, oppure Divisione 2, Par. 7.5.7 [1]) la tecnica applicata è con prodotti lavabili con acqua a contrasto di colore. Le specifiche contrattuali richiedono il controllo dopo il trattamento termico finale (PWHT)*, o * 342 Per l’API 934-A dopo il PWHT finale “all austenitic stainless steel weld overlay, and attachments to the overlay, should be examined by PT in accordance with ASME BPVC, Section VIII, Division 2, Paragraph 7.5.7.” Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 dopo la prova idraulica (talvolta entrambe le richieste sono applicabili) nonostante sia piuttosto improbabile che queste due attività possano causare delle discontinuità superficiali. Seguendo la regola aurea che tutti i controlli eseguiti dopo PWHT debbano necessariamente essere eseguiti anche prima, i costruttori controllano la placcatura con i liquidi penetranti anche prima del trattamento termico, sebbene non sia richiesto esplicitamente del cliente. Questa attività può essere svolta subito dopo l’esecuzione della placcatura oppure, meglio ancora, immediatamente prima del PWHT. La seconda opzione permette di rilevare non solo le discontinuità tipiche del processo di saldatura SASC o ESSC della placcatura (porosità ed incisioni a bordo cordone), ma anche tutte quelle generate dalle attività di saldatura delle circolari e delle connessioni (attacchi temporanei, colpi d’arco, spruzzi). Per quanto riguarda il tipo di rilevatore, considerata l’estensione della superficie e la posizione non in piano, si ottengono buoni risultati con i prodotti non acquosi (in sospensione di solvente), anche se questa soluzione necessi- G. Zappavigna - Controllo qualità della placcatura di reattori per hydrocracking... ta di sistemi di ventilazione aggiuntivi specialmente quando si opera in ambiente chiuso, come avviene dopo prova idraulica o dopo PWHT, se il reattore è trattato termicamente in un’unica soluzione. L’eventuale presenza di parti interne rende il controllo particolarmente critico e richiede uno studio di fattibilità dal punto di vista della sicurezza. 2.3 La verifica della ferrite La ferrite (delta) è la fase di non equilibrio che si forma durante la solidificazione di acciai austenitici con analisi chimica vicina a Cr 18, Ni 8 con possibili aggiunte di Mo, Nb e Ti. Il suo valore (può essere espresso in percentuale o in FN cioè Ferrite Number, ma si predilige quest’ultima unità di misura perchè meno variabile rispetto alla prima) allo stato “come saldato” è un parametro da tenere rigorosamente sotto controllo nella saldatura della placcatura. Il limite inferiore viene specificato al fine di minimizzare le potenziali problematiche di criccabilità a caldo (Fig. 5), legate alla solidificazione del bagno, mentre il limite massimo garantisce un deposito di placcatura con buone caratteristiche di resistenza alla corrosione e buona duttilità, anche a seguito dell’esposizione ai trattamenti termici intermedi (ISR) o finali (PWHT). Come criterio di accettabilità, ci si riferisce normalmente all’API 934-A [3] che richiede un contenuto di ferrite compreso tra 3 FN e 10 FN, con l’eccezione del Type 347 per il quale si richiede un valore minimo di 5 FN. Talvolta il limite massimo è fissato contrattualmente a 8 FN. Il WRC Bulletin 318 [2] riporta 25 metodi e/o strumenti “sufficientemente documentati” per la valutazione della ferrite. Tra questi i più diffusi sono: r il calcolo dai diagrammi di Schaeffler e di DeLong (valutazione attraverso la composizione chimica); r il Point Counting (misura con metallografia quantitativa); r il Ferritescope (misura della permeabilità); r il Ferrite Indicator (misura della forza attrattiva). I primi due metodi sono distruttivi e vengono utilizzati sia in fase di qualifica del processo, sia sui prelievi di placcato in produzione (vedi più avanti i controlli sul prelievo del truciolo). Gli altri due metodi sono non distruttivi e tra questi lo strumento più utilizzato in produzione è il Ferritescope al cui interno è posta una bobina ad alta frequenza la cui induttanza varia al variare del contenuto di ferrite. Questo consente di rilevare tutti i componenti magnetici di una struttura altrimenti amagnetica. A questo proposito bisogna ricordare che la fase sigma, formatasi durante il trattamento termico, è riconosciuta come una struttura non ferritica, mentre in una sezione metallografica non risulta semplice distinguere la fase sigma da una struttura ferritica. Il controllo della ferrite si esegue quindi prima di qualsiasi trattamento (ISR o PWHT) e su una superficie “come saldata” in quanto le molature o le lavorazioni di macchina possono aumentare il valore misurato di ferrite ed in alcuni casi causano delle distorsoni nei risultati delle misure dovute alla trasformazione parziale dell’austenite in martensite D’ ferromagnetica. Per l’estensione del controllo, si seguono normalmente le disposizioni dell’API 934-A: devono essere scelte a caso almeno 10 zone per ogni fondo o virola, 2 zone (in corrispondenza delle due estremità) per ogni connessione e una zona per ogni ripristino. In ognuna delle zone selezionate, saranno eseguite almeno 6 misure, che dovranno risultare all’interno del range di accettabilità. 2.4 La verifica dell’analisi chimica La verifica dell’analisi chimica del placcato eseguita in produzione richiede strumenti portatili tipo PMI (Positive Material Identification). Lo scopo dell’analisi è quello di verificare gli elementi caratterizzanti la lega. Ci sono due tipi di strumenti disponibili per questa analisi: r spettrometri ad emissione ottica; r spettrometri a raggi X. Nel primo caso lo strumento consiste in una sonda che emette una scintilla che è usata per vaporizzare il materiale da analizzare. Gli atomi e gli ioni di questo vapore producono uno spettro che può essere misurato otticamente e quindi ricalcolato per determinare i componenti del materiale. Il secondo strumento contiene sorgenti radioattive o un generatore di raggi X a basso voltaggio. Poichè ogni elemento metallico ha una specifica struttura atomica, dalla riflessione della radiazione è possibile risalire alla percentuale di ogni elemento. Nel caso di AISI 347, si possono impiegare entrambi gli strumenti in quanto è sufficiente misurare il contenuto di Cr, Ni e Nb e confrontarlo con i range richiesti dal Codice ASME Sezione IX. Se il placcato è in AISI 316L, allora gli elementi caratterizzanti sono Cr, Ni, Mo e C. In questo caso, dato che il contenuto di carbonio non può essere valutato con l’analizzatore a raggi X, siamo vincolati all’uso dello spettrometro ad emissione ottica, sebbene la misura di C sia affetta da un errore relativo elevato a causa sia delle Figura 5 - Tipica cricca a caldo longitudinale a centro cordone su un deposito con ferrite < 1 FN Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 343 G. Zappavigna - Controllo qualità della placcatura di reattori per hydrocracking... condizioni in campo (superficie non lavorata e controllo non in piano), che del valore assoluto del C nell’AISI 316L (< 0,03%). Talvolta il controllo con PMI viene chiesto preliminarmente sui consumabili di saldatura. La misura risulta agevole sui nastri, ma per elettrodi e fili può essere necessario riportare su un tallone alcuni strati di deposito sovrapposti (almeno 3 strati per poter trascurare il peso del materiale base) e quindi eseguire la misura direttamente sul deposito. Questa procedura offre anche il vantaggio che eventuali elementi, presenti nel rivestimento o nel filo animato, che entrano nella chimica del deposito finale vengono correttamente conteggiati nel corso della misura. 2.5 Il controllo della contaminazione La superficie del placcato può essere contaminata da particelle di ferro provenienti dalle attività successive alla saldatura, specialmente le molature e i tagli di fiamma. Pertanto il miglior modo di evitare contaminazioni è quello di utilizzare mezzi preventivi idonei durante le fasi più critiche. Nella Figura 6 è rappresentato un sistema di raccolta di residui del taglio di fiamma per l’apertura di una connessione. Per verificare la presenza di contaminazione da ferro metallico o da ossidi di ferro, lo standard A 380 [4] indica due famiglie di metodi: quelli più “grossolani” e quelli più “accurati”. Alla seconda famiglia appartiene il metodo forse più applicato per questo tipo di controllo: il ferroxyl test. La verifica prevede l’impiego di una soluzione di acqua distillata (94% in peso), acido nitrico al 60-67% (3% in peso) e ferrocianuro di potassio (3% in peso). La soluzione così preparata si presenta di colore giallo, ma se applicata su una superficie contaminata vira rapidamente al blu. Al termine del test, la zona deve essere immediatamente pulita con una soluzione al 5-20% di acido acetico che va a sua volta rimosso con ripetute applicazioni di acqua. Il ferroxyl test viene di norma eseguito durante la fasi conclusive della fabbricazione di un reattore, immediatamente prima o dopo prova idraulica. Qualora i risultati del test evidenziassero presenza di contaminazione, la superficie del placcato deve essere adeguatamente condizionata con mezzi chimici o meccanici (ci si riferisce sempre alla A 380) e quindi ricontrollata con la medesima metodologia, (Fig. 7). Prendendo spunto dallo standard A 380 [4], vale la pena ricordare un sistema “grossolano” impiegato durante le fasi della costruzione: il controllo con solfato di rame. Qualora fosse necessario rimuovere lo strato di placcato per eseguire delle riparazioni o nel corso della saldatura delle connessioni, il solfato di rame permette di distinguere chiaramente le zone con residui di placcatura da quelle prive completamente di qualsiasi traccia di acciaio austenitico. Il metodo è veloce ed efficace ed inoltre la gestione del prodotto è più semplice rispetto alle soluzioni per gli attacchi acidi tradizionali. 3. Controlli volumetrici 3.1 Controlli sui prelievi Per il controllo qualitativo del placcato in produzione, vengono talvolta richieste analisi chimiche e verifica della ferrite su “trucioli” (chip analysis) di materiale prelevato da Figura 6 - Sistema di raccolta dei residui di taglio per l’apertura delle connessioni 344 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 Figura 7 - Ferroxyl test su un tallone per verificare l’efficacia del sistema di sabbiatura G. Zappavigna - Controllo qualità della placcatura di reattori per hydrocracking... Figura 8 - Asportazione di truciolo di placcato per esami distruttivi componenti già placcati. Tale richiesta ha il vantaggio di dare una reale misura dell’analisi chimica ad una certa profondità (sebbene gli strumenti per i prelievi non consentano un controllo accurato dello spessore del truciolo), per contro le zone interessate dal prelievo richiedono un successivo ripristino di saldatura analogamente alle riparazioni, (Fig. 8). 3.2 Controlli spessimetrici Durante la saldatura del placcato vengono eseguiti controlli spessimetrici del deposito utilizzando, dall’interno, idonei calibri di saldatura (welding gauge) o, dall’esterno, sistemi ad ultrasuoni. In entrambi i casi si tratta di misure per differenza che non tengono conto della diluizione e pertanto sono più conservative, nel senso che tendono a sottostimare lo spessore reale di acciaio austenitico. Sono allo studio sistemi alternativi assoluti che, sfruttando il metodo delle correnti indotte, siano in grado di valutare lo spessore reale di acciaio inossidabile ma, al momento, sia il valore da misurare (superiore a 5 mm), sia le fluttuazioni della permeabilità all’interno del deposito, non consentono misure con l’accuratezza richiesta. 3.3 Controlli ultrasonori difettoscopici In questo paragrafo saranno approfondite alcune tematiche riguardanti il controllo ultrasonoro con sonda piana, per evidenziare i difetti di distacco, e con sonda angolata, per la ricerca di cricche sotto-placcato (underclad cracks). Queste cricche possono manifestarsi durante il processo di saldatura ** A questo proposito si osserva che, fino all’edizione 2008 del Codice ASME, il titolo della SA-578 era “Standard specification for straight-beam ultrasonic examination of plain and clad steel plates for special application”, mentre dall’edizione 2009 il nuovo titolo è “Standard specification for straight-beam ultrasonic examination of rolled steel plates for special application”; pertanto sarebbe più corretto che le specifiche di prodotto ed i documenti contrattuali si riferissero per il controllo UT delle placcature alle A 263, A 264 e A 265 e non più alla A 578. oppure a seguito del trattamento termico: in questo secondo caso vengono definite da riscaldo (reheat) per distinguerle dalle prime [6]. Considerata la specificità di ogni difetto, si analizzeranno le modalità di controllo per la ricerca delle cricche da riscaldo, quelle che per dimensione, posizione, orientamento e modalità di comparsa, sono certamente le più complesse da rilevare. 3.3.1 Controlli con sonda piana I controlli ultrasonori tradizionali sul placcato prevedono l’impiego di sonde longitudinali a 0° con scansioni preferibilmente dalla superficie esterna, in quanto la superficie placcata nelle condizioni di “come saldato” presenta una rugosità superficiale non sempre compatibile con un buon accoppiamento da parte delle sonde. La scansione normalmente riguarda l’intera superficie esterna, anche se in alcuni casi, come indicato dall’API 934 [3], sono richiesti solo controlli a campione lungo 4 strisce di larghezza circa 80 mm per l’intera lunghezza del reattore. Nel caso di scansioni manuali, si consiglia sempre di muovere la sonda in senso perpendicolare rispetto alla direzione delle nastrate di saldatura: la ragione è legata al fatto che le discontinuità sono normalmente allungate nella direzione di saldatura e pertanto la scansione manuale perpendicolare alle eventuali discontinuità riduce il rischio di mancata rilevabilità causata dalla non completa copertura della superficie. Per la taratura del sistema, è possibile seguire due diverse soluzioni: la taratura con eco di fondo oppure l’impiego di fori a fondo piatto. Il primo metodo è quello più semplice ed utilizzato in quanto non richiede l’impiego di blocchi di taratura. Inoltre alcune norme di prodotto come l’API 934 [3], facendo riferimento all’ASME SA-578** [1], lo richiedono esplicitamente. In questo caso si definisce “non accettabile” un’indicazione all’interfaccia tra materiale base e placcatura che causa la completa scomparsa dell’eco di fondo e che non può essere circoscritta in un cerchio di diametro 25 mm (criteRivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 345 G. Zappavigna - Controllo qualità della placcatura di reattori per hydrocracking... Figura 9 - Tallone con foro a fondo piatto per controlli lato placcato e lato materiale base rio di accettabilità C, il più restrittivo tra i 3 descritti dalla SA-578). Per la taratura con i fori a fondo piatto sono invece necessari blocchi di riferimento con fori praticati fino all’interfaccia tra materiale base e placcatura. Per le dimensioni del riflettore, si fa di solito riferimento all’ASME V, Articolo 4, Fig. T-434.4.3 [1] che rappresenta un foro a fondo piatto di 10 mm di diametro, (Fig. 9). Anche la ASTM G 146 [5] per la verifica del “disbonding” in fase di qualifica del processo indica una taratura su fori a fondo piatto. In questo caso la norma richiede che il campione da testare, ad una temperatura ed una pressione dipendenti dai valori presenti in esercizio, sia controllato con una sonda piana con sensibilità verificata su un foro a fondo piatto praticato dal lato della placcatura (la scansione viene quindi eseguita dal lato del materiale base). Nella fase preliminare devono essere registrati tutti i segnali provenienti dal piano di interfaccia ±1 mm. Al termine della prova, che comprende la permanenza per 48 ore alla pressione e temperatura designate, il raffreddamento veloce e la permanenza a temperatura ambiente per sette giorni, il controllo ultrasonoro viene ripetuto nelle stesse condizioni utilizzate per il controllo preliminare: eventuali differenze vanno registrate e mappate in modo da stabilire l’estensione e la distribuzione del “disbonding” e va assegnato un codice rispetto ai criteri indicati nella norma. Le discontinuità rilevabili in produzione con l’impiego di sonde ad onde longitudinali a 0° sono principalmente quelle orientate in modo parallelo alla superficie di scansione, come gli eventuali scollamenti della placcatura. 346 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 In questo caso la discontinuità è estesa e comporta la completa scomparsa dell’eco di fondo o, nel caso di riferimenti con fori a fondo piatto, un segnale ben superiore al livello di riferimento. La tecnica consente anche di individuare e riconoscere facilmente le inclusioni di scoria allungate, in corrispondenza delle sovrapposizioni tra nastrate, la discontinuità più comune nelle placcature a nastro. Nel caso di taratura sull’eco di fondo, non sempre le inclusioni di scoria comportano la scomparsa dell’eco di fondo, ma spesso si verificano, anche per discontinuità sottili, le condizioni di registrabilità (per SA-578 sono registrabili tutte le indicazioni uguali o maggiori del 50% dell’iniziale eco di fondo, accompagnate da una riduzione del 50% dello stesso eco di fondo). Difetti tipo cricca all’interfaccia tra materiale base e placcatura non sono rilevabili con sonda piana in quanto il loro orientamento è normalmente perpendicolare alla superficie di scansione. 3.3.2 Controlli con sonda angolata Prima di descrivere le modalità di controllo per la ricerca di cricche da riscaldo sotto-placcato è bene ricordare alcune delle tipicità di questa discontinuità che ci aiuteranno nella caratterizzazione dei segnali ultrasonori. Le cricche da riscaldo sotto-placcato si manifestano nel materiale basso legato ed hanno origine all’interfaccia con l’acciaio inossidabile. L’orientamento è trasversale alla direzione di saldatura e perpendicolare alla superficie saldata. G. Zappavigna - Controllo qualità della placcatura di reattori per hydrocracking... Sebbene la causa di questo fenomeno sia da ricercarsi nella chimica del materiale base, i depositi a nastro ed i multistrati, aumentando i valori delle tensioni residue, incrementano la probabilità che le cricche si manifestino. Come si evince dal nome stesso, le cricche da riscaldo si generano dopo il primo trattamento termico a temperature superiori a 500 °C, pertanto i controlli prima di qualsiasi trattamento risultano inefficaci. Nonostante ciò, durante i controlli ultrasonori tradizionali eseguiti prima del trattamento per la ricerca di altre discontinuità tipiche del processo di saldatura, come mancate aderenze o inclusioni di scoria, è consigliabile eseguire alcune scansioni nelle modalità che vedremo in seguito per valutare l’entità del rumore di fondo e fissare il cosiddetto punto “zero” del controllo che verrà eseguito successivamente. Per tutte le superfici con placcato sottoposte a trattamento termico intermedio (ISR) è fortemente consigliato il controllo dopo ISR, ma prima del trattamento distensionale (PWHT); eventualmente è possibile ripetere il controllo, in alcune di queste aree, anche dopo PWHT per scongiurare la possibilità che il trattamento distensionale a temperature leggermente superiori rispetto a quello intermedio possa generare discontinuità che quest’ultimo non abbia generato; va comunque sottolineato che una tale ipotesi è rigettata dalle principali teorie sul fenomeno delle cricche da riscaldo. Per le superfici che non subiscono alcun ISR prima del PWHT finale, il controllo dovrà necessariamente essere eseguito per la prima volta dopo PWHT. Per limitare i rischi connessi a tale sequenza, è preferibile impiegare per queste superfici tecniche di saldatura, ritenute intrinsecamente sicure, anche se a basso rendimento. Considerati gli spessori in gioco, il controllo ultrasonoro Figura 10 - Tallone di calibrazione per controlli con sonda angolata Figura 11 - Modalità di scansione trasversale in corrispondenza della sovrapposizione tra nastrate risulta efficace solo se condotto dall’interno (superficie placcata) utilizzando sonde a doppio cristallo ed onde longitudinali, adatte ad ispezionare materiale austenitico. Il controllo non richiede una lavorazione di macchina del placcato, ma è necessaria una molatura per asportare le creste di saldatura e ottimizzare l’accoppiamento della sonda. Naturalmente anche il tallone di calibrazione, di cui si parlerà più avanti, dovrà avere una preparazione superficiale analoga. Poiché l’orientamento delle cricche è perpendicolare alla superficie di scansione, la rilevabilità risulta buona se l’angolo di emissione della sonda è almeno 70°. Un’altra difficoltà del controllo è causata dal rumore di fondo generato dall’acciaio austenitico pertanto, oltre all’impiego di frequenze non superiori a 2 MHz, anche la focalizzazione della sonda all’interfaccia tra materiale base e placcato risulta fondamentale nell’ottimizzazione del controllo. Come riferimento per la calibrazione deve essere impiegato un campione saldato con il medesimo processo utilizzato in produzione, praticando un foro laterale di 1.5 mm di diametro all’interfaccia tra i due materiali, così come richiesto dal codice ASME, Sezione V, Articolo 4 (Fig. 10). La preparazione superficiale del tallone deve essere analoga a quella della superficie controllata. Si consiglia sempre di eseguire sul tallone di calibrazione le tarature nei due sensi e di verificare che la differenza tra i segnali ottenuti dal foro di riferimento sia inferiore a 2 dB. Differenze superiori possono essere causate da un foro non regolare o dalla superficie di scansione non omogenea e pertanto richiedono un ulteriore condizionamento superficiale o l’esecuzione di un nuovo tallone. Dal momento che le cricche da riscaldo sono un difetto metallurgico dovuto prevalentemente al materiale base, è ragionevole eseguire un controllo a campione. Un valido criterio è quello di selezionare quattro strisce poste a 90° l’una dall’altra per ognuna delle parti principali saldate con placcato (virola, fondo e ripristino in corrispondenza delle saldature circolari). La larghezza di ogni fascia può essere compresa tra 200 e 500 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 347 G. Zappavigna - Controllo qualità della placcatura di reattori per hydrocracking... Figura 12 - Due segnali ravvicinati superiori alla soglia di investigazione mm circa. Inoltre, la scelta del campione dovrà garantire che tutti i processi di saldatura utilizzati per il riporto di placcatura (ESSC, SASC, SMAW) siano testati. Poiché le cricche da riscaldo sotto-placcato hanno orientamento trasversale, è preferibile eseguire in ogni fascia le scansioni nelle due direzioni, una in senso orario e l’altra in senso antiorario; tale pratica è fortemente consigliata sebbene i difetti non abbiano una inclinazione significativa rispetto alla superficie placcata e pertanto i risultati delle due scansioni non dovrebbero differire tra loro. La scansioni devono essere eseguite con velocità sensibilmente inferiore rispetto a quella che normalmente si segue per i controlli ultrasonori manuali (è preferibile non superare i 50 mm/sec). Per ogni fascia, il controllo si esegue al 100% della superficie, con particolare riguardo alle zone di sovrapposizione tra nastrate dove le tensioni di ritiro risultano maggiori per l’effetto combinato dei due depositi adiacenti, (Fig. 11). Nella procedura di controllo si dovrà inoltre specificare che, qualora il controllo a campione rilevi difetti tipo cricche da riscaldo sotto-placcato, l’ispezione dovrà essere estesa al 100% del componente. Durante la fase preliminare del controllo, è importante verificare l’entità del rumore di fondo generato dalla matrice austenitica. Il valore medio è determinato eseguendo scansioni in tutte le direzioni (trasversale, longitudinale e inclinata). Normalmente il valore del segnale risulta tra il 5 e il 15% del riferimento e di questa soglia si terrà conto quando dovremo definire il confine tra i segnali significativi e quindi investigabili, ed i segnali non rilevanti e quindi trascurabili. Va inoltre chiarito un altro aspetto sulla finalità dell’ispezione. Il controllo ultrasonoro per la ricerca di cricche da riscaldo sotto-placcato è un controllo qualitativo e non quantitativo. In altre parole lo scopo non è quello di rilevare tutte le cricche eventualmente presenti (questo tra l’altro non sarebbe possibile in quanto le dimensioni dei difetti sono variabili ed arrivano anche ad essere di pochi mm e quindi difficilmente rilevabili), ma di capire se il fenomeno è o non è presente. La parte più delicata e complessa del controllo è la caratterizzazione dei segnali. Come si è visto precedentemente, sono da prendere in considerazione solo i segnali che emergono chiaramente dal rumore di fondo: a questo scopo si può fissare una soglia di investigazione assoluta (per esempio 20-30% del riferimento) oppure una soglia relativa (specificando che solo i segnali con un rapporto rispetto al rumore di fondo superiore a 2:1 saranno analizzati). Secondariamente, poiché siamo interessati solo a indicazioni raggruppate (cluster), è necessario stabilire un criterio per la definizione di segnale isolato. Per esempio potremmo dire che non sono significativi segnali che distano più di 50 o 100 mm uno dall’altro. Infine, quando viene individuata una sequenza di segnali non isolati e superiori al livello di investigazione, bisogna stabilire un criterio per la definizione di segnale trasversale e planare. Per questa definizione ci possiamo avvalere del supporto della norma EN 1713 affermando che, se la differenza tra il segnale con scansione trasversale e il segnale con scansione longitudinale di uno stesso riflettore è maggiore di 9 dB, il riflettore è da considerarsi trasversale e planare. Tale definizione presuppone, ovviamente, che le due scansioni siano eseguite nelle medesime condizioni, cioè con stessa sonda e con la stessa preparazione superficiale, (Fig. 12). L’applicazione di questo principio presenta due criticità: la prima è proprio la preparazione superficiale, trattandosi di nastrate o placcature a filo la condizione di uniformità si può realizzare solo molando a liscio la placcatura con il rischio di creare zone di sottospessore del placcato; la seconda è la presenza del rumore di fondo, per cui se il segnale in senso trasversale è appena al di sopra della soglia di investigazione, potremmo trovarci nelle condizioni di dover valutare, in Figura 13 - Cricche da riscaldo sottoplaccato evidenziate dopo asportazione della placcatura 348 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 G. Zappavigna - Controllo qualità della placcatura di reattori per hydrocracking... senso longitudinale, un segnale che non può essere distinto dal rumore di fondo. Se le condizioni superficiali o l’intensità del segnale non consentono una sicura caratterizzazione delle indicazioni, è necessario utilizzare altre sonde con angoli di incidenza e focalizzazioni diverse. In ultima istanza, se le tecniche non distruttive non sono sufficienti a scongiurare la presenza di cricche, è consigliabile rimuovere lo strato di placcato fino all’interfaccia con il materiale base ed eseguire un controllo superficiale, preferibilmente MT in corrente alternata con polveri fluorescenti in sospensione liquida, (Fig. 13). Con il controllo superficiale all’interfaccia con il materiale base, saremo in grado di capire se la sequenza di segnali individuati con gli ultrasuoni era causata da una serie di cricche o da altre discontinuità tipiche del processo ESSC o SASC, come inclusioni di scoria in corrispondenza della sovrapposizione tra passate adiacenti, dovute ad una non corretta eliminazione della scoria durante la saldatura oppure ad un riporto eseguito su una superficie fuori bolla. 4. Conclusioni Durante la fabbricazione di un reattore di alto spessore, la placcatura dei componenti sciolti (forgiati del mantello, fondi, connessioni) è una delle prime attività eseguite. L’obbiettivo del controllo qualità del placcato è quindi non solo quello di ottenere una placcatura di qualità, ma anche quello di mantenere questa qualità nel corso della fabbricazione, che può durare diversi mesi. A questa esigenza si aggiunge una difficoltà di fondo, dato che il codice ASME, utilizzato per la progettazione dei reattori contempla solo in parte la placcatura, considerata come “componente saldato a parte in pressione” (va ricordato che lo spessore del placcato non entra in gioco nei calcoli di progetto). In questo contesto si capisce come l’esperienza dei costruttori unita alle indicazioni provenienti dai cantieri ed alle norme di prodotto siano di importanza strategica nel definire nel suo complesso il controllo qualità in fabbricazione della placcatura. In questo articolo si è cercato di approfondire alcune delle principali metodologie di controllo superficiale e volumetrico della placcatura, facendo riferimento ai criteri di accettabilità richiesti da alcune norme di prodotto e dalle specifiche tecniche dei maggiori clienti. I punti trattati non hanno la pretesa di essere esaustivi, ma possono costituire una base per strutturare un proprio sistema di controllo qualità della placcatura dei recipienti a pressione. BibliograÀa [1] ASME Boiler & Pressure Vessel Code, Sezione V & Sezione VIII Divisione 1 e 2 [2] Welding Research Council – Bulletin 318: Factors influencing the measurement of ferrite content in austenitic stainless steel weld metal using magnetic instruments; Measurement of ferrite content in austenitic stainless steel weld metal giving internationally reproducible results [3] API RP 934-A Materials and Fabrication Requirements for 2 ¼ Cr-1Mo, 2 ¼ Cr-1Mo-¼ V, 3Cr-1Mo and 3Cr-1Mo-¼ V Steel Heavy Wall Pressure Vessels for High Temperature, High Pressure Hydrogen Service - 2010 [4] ASTM A 380 - Standard practice for cleaning, descaling, and passivation of stainless steel parts, equipment, and system [5] ASTM G 146 - Standard practice for evaluation of disbonding of bimetallic stainless alloy/steel plate for use in high-pressure, high-temperature refinery hydrogen service [6] Underclad cracks - Their nature, detection and consequences - J. F. Enrietto, Westinghouse Electric Corporation Pittsburgh, Pennsylania - MPC-16, ASME, 1981, pagg. 23-31 [7] Processo di placcatura ad elettroscoria: applicazione e principali problematiche metallurgiche e di controllo nella fabbricazione di reattori in 2 ¼ Cr - 1 Mo - ¼ V di grosso spessore - M. Mandina, M. Magnasco, G. Zappavigna - Giornate Nazionali di Saldatura - Genova (Italy) 26-27 Maggio 2011. Giovanni ZAPPAVIGNA, laureato in Fisica presso l’Università di Genova nel 1991, ha lavorato dal 1993 al 1998 per la CMC di Genova come Esperto Qualificato e Responsabile Garanzia di Qualità nei più importanti cantieri, sia in Italia che all’estero. Dal 1998 è dipendente della GE Oil & Gas Nuovo Pignone - Massa dove è stato responsabile del Controllo Qualità per le attività di Caldareria, all’interno dello stabilimento e presso i principali fornitori. Al momento ricopre il ruolo di III livello nei metodi UT, RT, MT, PT e VT e responsabile NDE per tutto il gruppo GE Oil & Gas. Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 349 /’afÀdabilità degli assemblaggi elettronici (°) L. Moliterni * Sommario / Summary L’Istituto Italiano della Saldatura conduce, ormai da anni, un’intensa attività di assistenza tecnica riferita al settore di produzione dell’elettronica, parallela a quella di addestramento e formazione. Questa attività ha consentito ai propri tecnici di riferimento di sviluppare un elevato grado di conoscenza delle problematiche che possono colpire gli assemblaggi elettronici durante la loro produzione ed il loro esercizio. Obiettivo di questo articolo è quello di presentare una panoramica delle principali problematiche proprie dei circuiti stampati, dei componenti elettronici ed infine dei giunti brasati. Inoltre questo articolo descrive sistemi, procedure metodiche e suggerimenti votati alla prevenzione dei guasti e delle “failure” negli assemblaggi elettronici. The Italian Institute of Welding leads, for years, intensive (°) Memoria presentata al Convegno IIS “La saldatura in elettronica: rincorsa all’avanguardia”, Milano 13 Dicembre 2011 * Istituto Italiano della Saldatura - Genova training and technical assistance related to the electronics manufacturing companies. This has enabled their technicians to develop a high degree of knowledge of problems occurring in electronic assemblies during manufacturing and during their work environment. The aim of this paper is to present the major issues of printed circuit boards, electronic components and, finally, the soldered joints. Furthermore, this paper describes systems, procedures, techniques and suggestions doomed to failure modes and failure of electronic assemblies. IIW Thesaurus Keywords: Components; corrosion; defects; electronic devices; fatigue strength; fractures; integrated circuits; solder balls; soldering; solders; surface mounting. Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 351 /. Moliterni - /’afÀdabilità degli assemblaggi elettronici 1. Introduzione L’industria elettronica può essere riconosciuta come quella maggiormente esposta a mutamenti. Questi mutamenti possono essere riconducibili soprattutto al fisiologico, nonché inesorabile, avanzamento tecnologico, derivante in modo prioritario da un celere sviluppo della componentistica elettronica alla quale vengono sempre maggiormente richiesti un aumento delle sue funzionalità, della sua affidabilità ed una forte riduzione delle sue dimensioni. Oltre a tutto ciò occorre considerare le problematiche relative alle normative ambientali quali, ad esempio: r il trattato di Montreal (1996) che ha determinato un radicale cambiamento tecnologico derivante dal rinnovamento dei sistemi di pulizia o dall’impiego di processi no-clean; r la Direttiva 2002/95/CE, meglio conosciuta come RoHS, che ha determinato una vera e propria rivoluzione tecnologica confluita nel totale rinnovamento dei processi tecnologici. Infine, si deve ricordare che nell’ultimo decennio l’industria elettronica ha dovuto, più di qualsiasi altra industria, fare fronte a tre crisi economiche. Nonostante tutti i sopracitati fattori, in Italia ci sono ancora numerosissime aziende che si occupano di assemblaggi elettronici, la maggior parte delle quali deve la propria sopravvivenza al taglio dei costi della ricerca e dello sviluppo, della qualifica dei processi, dell’analisi dei difetti e della formazione del personale; caratteristiche fondamentali ed imprescindibili per garantire la qualità e l’affidabilità di un prodotto elettronico. Questo articolo intende effettuare un’analisi dei difetti generalmente riscontrati in questi anni da molti clienti, al fine di sensibilizzare le aziende coinvolte nella produzione elettronica a non abbandonare i criteri di qualità che per decenni hanno permesso loro di contraddistinguersi nei mercati. e che possono quindi essere eliminati, mentri i guasti latenti sono quelli che vengono rilevati dall’utilizzatore del prodotto elettronico e che ne possono determinare una scarsa qualità. In un assemblaggio elettronico i guasti possono avvenire: r all’interno o sulla superficie di un circuito stampato; r nei componenti elettronici; r nei giunti brasati. 2.1 Guasti relativi ai circuiti stampati Il circuito stampato generalmente è formato da un substrato (materiale base) e da piste che corrono sulle sue superfici (nei circuiti stampati cosiddetti a “doppia faccia”) e talvolta all’interno di essi (circuiti stampati a “multistrati”). In precedenza si è affermato che nei circuiti stampati possono avvenire dei guasti sia all’interno degli stessi che in superficie. Questo significa che i circuiti stampati possono subire dei danneggiamenti: r nel materiale base; r sulle superfici; r nei punti di giunzione tra piste superficiali e piste interne. 2.1.1 Guasti inerenti al materiale base del circuito stampato Di seguito verranno elencati alcuni difetti e le relative cause che si possono verificare nel materiale base di un circuito stampato. “Measling”, “crazing” and “haloing” I “measling” appaiono come punti bianchi posti all’interno del circuito stampato consistenti in un distacco tra le fibre di vetro e la resina per effetto di una perdita di adesione. Questi possono essere causati da un inserimento dell’umidità all’interno del circuito stampato e fuoriescono quando quest’ultimo subisce stress termici e/o meccanici. 2. Tipologie e modalità di guasti Tutti i prodotti elettronici sono soggetti a rotture. Il momento e la tipologia di rottura dipende dai seguenti fattori: r le condizioni ambientali di esercizio (p.e. vibrazioni, variazioni di temperatura, presenza di condensa) del prodotto; r la qualità progettuale del prodotto; r la qualità dei materiali utilizzati nella realizzazione del prodotto; r un attento ed efficace controllo dei processi coinvolti nella realizzazione del prodotto; r un’attenta e qualificata manodopera. I guasti in un assemblaggio elettronico possono essere immediati o latenti. I guasti immediati sono quelli che vengono rilevati in azienda mediante controlli di processo 352 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 Figura 1 - Esempio di delaminazione /. Moliterni - /’afÀdabilità degli assemblaggi elettronici Quando diversi “measling” sono situati nella stessa area vengono allora chiamati “crazing” (screpolature). Quando i “measling” e/o i “crazing” sono situati attorno a forature o a depanellizzazioni, questi si chiamano “haloing”. I “measling”, i “crazing” e gli “haloing” non sono da considerare difetti primari tranne che per applicazioni particolari (ad es: alta tensione, alta frequenza, impedenza controllata etc.). Delaminazioni e “blistering” La delaminazione si presenta come una vasta area di separazione tra le fibre di vetro del circuito stampato e la resina avvenuta negli strati interni. Il “blistering”, invece, è una delaminazione localizzata superficialmente in una piccola area del circuito stampato (Fig. 1). Tali difetti possono essere causati da: r stress meccanici subiti dal circuito stampato; r contaminazione presente all’interfaccia fibra di vetro / resina del circuito stampato; r errato processo di polimerizzazione (curing) durante la formazione e/o la multistratizzazione del circuito stampato; r errati parametri (tempo, temperatura e pressione) di multistratizzazione (associati ad una non ottimale progettazione) del circuito stampato; r eccessivo assorbimento di umidità del circuito stampato. Spesso tali difetti vengono aggravati dalle operazioni di saldatura. Le delaminazioni e i “blistering” si presentano come difetti molto gravi. 2.1.2 Guasti inerenti le superfici del circuito stampato Di seguito verranno elencati alcuni difetti e le relative cause che si possono verificare sulle superfici dei circuiti stampati. Corto circuiti / interruzioni (copper etch shorts / copper etch opens) I corto circuiti e le interruzioni dei conduttori sono da considerarsi difettosità critiche in quanto incidono sulla funzionalità elettrica del circuito stampato. Le cause alla loro origine possono essere diverse, quali baffi dovuti all’HASL, maneggiamento errato (handling), fenomeni di corrosione etc. Nella maggior parte dei casi però, soprattutto a fronte di un difetto ripetitivo, ovvero presente in maniera identica su più schede, la motivazione va ricercata nei processi di fotostampa ed incisione dei conduttori. Durante la fase di fotostampa si possono infatti generare delle difettosità derivanti da un difetto presente sulla pellicola (artwork) come un graffio, la presenza di sporcizia nell’ambiente oppure il distacco di un frammento di “dryfilm” che, in fase di incisione, si traducono in corti e/o interruzioni dei conduttori (Fig. 2). Figura 2 - Esempio di interruzione (copper etch open) Figura 3 - Esempio di elettromigrazione Problematiche di corrosione, elettromigrazione e di formazione “tin whiskers” Il fenomeno della corrosione, che può avvenire sulle piste e/o piazzole presenti in un circuito stampato, è la conseguenza di un attacco distruttivo causato da una reazione chimica (o elettrochimica) che potrebbe avvenire quando queste entrano in contatto con vari elementi chimici (p.e. residui di flussante, residui di sostanze atte alla lavorazione del circuito stampato, impronte delle dita). Durante tale reazione, il metallo costituente le piste (o le finiture superficiali delle piste) perde degli elettroni a favore della sostanza reagente che a sua volta li guadagna (fenomeno di ossido-riduzione). Quando un fenomeno di corrosione avviene su una pista conduttrice posta parallelamente ad un’altra, alle quali viene applicata una differenza di potenziale, allora il materiale corroso tende a migrare attraverso il dielettrico del circuito stampato: questa dinamica comporta un fenomeno conosciuto come elettromigrazione (Fig. 3). Alcune tra le cause principali di fenomeni di corrosione possono essere: r la natura del metallo che compone le piste conduttrici del circuito stampato o che viene utilizzato come loro finitura superficiale, infatti se questo metallo ossida con maggiore facilità è più soggetto a fenomeni di corrosione; Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 353 /. Moliterni - /’afÀdabilità degli assemblaggi elettronici r la qualità di deposizione del metallo costituente le piste conduttrici del circuito stampato o la loro finitura superficiale, in quanto se i processi di tale deposizione sono stati errati o vittime di inquinamenti allora sono soggetti a fenomeni di corrosione. Alcune tra le cause principali di fenomeni di elettromigrazione possono essere: r quantità di umidità assorbita dal materiale base del circuito stampato, che è direttamente proporzionale alla tipologia e alla qualità del materiale che lo costituisce; r temperatura ed umidità presenti durante le fasi di trasporto, di immagazzinamento, di lavorazione e di esercizio dell’assemblaggio elettronico; r potenziale elettrico applicato. Di conseguenza, per evitare fenomeni di corrosione ed elettromigrazione è necessario attenersi alle seguenti disposizioni: r pulire gli assemblaggi elettronici dopo le fasi di lavorazione o fare delle analisi di contaminazione ionica su alcuni assemblaggi elettronici campioni di processo; r scegliere il materiale base del circuito stampato in relazione a quelle che saranno le condizioni ambientali di esercizio, corredato da una scelta di un opportuno “solder mask”; r scegliere le finiture superficiali delle piste e/o piazzole dei circuiti stampati adeguate ai fenomeni di corrosione che potrebbero presentarsi negli ambienti di esercizio; r conoscere la natura dei flussanti che si utilizzano nella realizzazione degli assemblaggi elettronici (anche se vengono definiti no-clean); r se le condizioni di esercizio lo richiedono, utilizzare un “conformal coating”. Il fenomeno di formazione dei “tin whiskers” consiste nella formazione e nella crescita continua di piccoli baffi di stagno laddove questo sia stato depositato galvanicamente e/o chimicamente su piste conduttrici e/o piazzole presenti su circuiti stampati. Durante la deposizione dello stagno, questo tende a collocarsi in condizioni di compressione dalla quale tende a svincolarsi formando sottili filamenti che crescono con il tempo (Fig. 4). Per evitare la formazione di “tin whiskers”, i quali possono diventare pericolose cause di cortocircuiti, è necessario seguire le seguenti precauzioni: r riscaldare l’assemblaggio elettronico alla temperatura di circa 125 °C per un periodo di tempo di almeno 4 Figura 4 - Esempio di formazione di baffi di stagno 354 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 r ore, immediatamente dopo l’operazione di deposizione dello stagno sulle piazzole e/o piste conduttrici del circuito stampato; depositare lo stagno senza l’aggiunta di additivi organici brillantanti o, in caso contrario, rimuoverli attentamente. 2.1.3 Difetti che possono avvenire nei punti di giunzione tra le piste superficiali e quelle interne del circuito stampato In un circuito stampato le piste conduttrici presenti sulle sue facce comunicano con quelle presenti negli strati interni che lo compongono mediante la metallizzazione dei fori che lo attraversano: la qualità e l’affidabilità di questa interconnessione viene garantita da un corretto processo di foratura, da un corretto processo di pulizia dei fori dopo l’avvenuta foratura (desmearing) e da un corretto processo di metallizzazione. Di seguito sono riportati i difetti causati da una non corretta esecuzione di tali processi. Rugosità di foratura (drill roughness) La rugosità delle pareti di un foro risulta individuabile mediante lo strumento della sezione metallografica ed è riconducibile alla fase di foratura del circuito stampato. Il fenomeno è dovuto all’errata impostazione dei principali parametri di foratura quali: la velocità di rotazione (n° di giri del mandrino), la velocità di discesa e quella di risalita (responsabile inoltre del riporto di resina bruciata lungo le pareti del foro). Alle possibili cause già elencate va ad aggiungersi anche lo stato di usura della punta, infatti se il numero di fori realizzato dall’utensile, in funzione delle riaffilature subite, è troppo elevato la qualità del foro inizia a venir meno. La rugosità di foratura può presentarsi a diversi livelli: se è blanda, non influisce sul corretto utilizzo del circuito stampato, se pronunciata riduce lo spessore del deposito di rame e del diametro del foro stesso. Risalita capillare del rame (wicking) Il fenomeno del “wicking” consiste nella risalita per capillarità del rame galvanico lungo le fibre di vetro aperte, costituenti i trefoli del tessuto di vetro (Fig. 5). Lo strappo e la conseguente apertura dei trefoli di fibre di vetro risulta essere una delle conseguenze di un processo di foratura imperfetto. Infatti l’utilizzo di parametri di foratura errati e/o di punte usurate ha prodotto una tranciatura delle fibre e la conseguente apertura del trefolo cui appartengono, invece del corretto taglio, favorendo così la successiva risalita per capillarità del rame galvanico durante la prima metallizzazione. Il difetto può risultare critico in quanto la risalita del rame lungo le fibre può ridurre l’isolamento tra il foro ed un conduttore attiguo od un altro foro (magari soggetto anch’esso ad un fenomeno di wicking). /. Moliterni - /’afÀdabilità degli assemblaggi elettronici Figura 5 - Esempio di risalita capillare del rame (wicking) Resina di foratura residua (smearing) Il fenomeno definito come “smearing” consiste nella presenza di un residuo di resina bruciata sulle pareti del foro, naturale conseguenza del processo di foratura, ma non completamente asportato prima della fase di metallizzazione. Lo “smearing” impedisce la corretta adesione del rame alle pareti del foro, indebolendo l’afferraggio del “barrel” e favorendo così eventuali fenomeni di distacco della metallizzazione, quali “PTH separation” o “pull away”, a seguito di stress termici. Inoltre, la presenza di resina degradata tra la metallizzazione del foro e gli “inner layers” eventualmente presenti indurrebbe un isolamento elettrico di questi ultimi e pertanto lo “smearing” va considerato come una difettosità critica. La permanenza di residui di resina sulle pareti del foro può essere ricondotta ad un’insufficiente azione di “de-smearing” (attacco chimico volto appunto alla rimozione della resina bruciata prima della metallizzazione), ad un’eccessiva produzione di “smearing” in fase di foratura, a causa di parametri inadatti (soprattutto la velocità di risalita della punta da cui dipende la spalmatura della resina sulle pareti) o da una combinazione di entrambi questi fattori. Vuoti nella metallizzazione (plating voids) I vuoti nella metallizzazione di un foro (barrel plating voids) sono da considerarsi come una difettosità critica dovuta ad un errato processo di metallizzazione (Fig. 6). I “plating voids” possono manifestarsi come un’assenza di metallizzazione a 360 °C, con conseguente interruzione della continuità elettrica del circuito stampato, oppure come una parziale interruzione del “barrel”. In questo secondo caso, per quanto la continuità elettrica risulti garantita, non si possono escludere malfunzionamenti derivanti dallo stato precario dei conduttori o addirittura successive interruzioni del “barrel”, a seguito delle continue dilatazioni dovute ai cicli di esercizio oppure ad un forte stress termico. Figura 6 - Esempio di un vuoto nella metallizzazione (plating void) Figura 7 - Esempio di deposito di rame insufficiente Deposito di rame insufficiente Il deposito di rame insufficiente è un difetto che si manifesta a causa di un’errata impostazione dei parametri di deposizione del rame, avvenuta elettroliticamente che, a seguito di stress termici, potrebbe causare la rottura della metallizzazione stessa, “plating cracking”, (Fig. 7). 2.1.4 Difetti relativi al “solder mask” Il “solder mask” è un rivestimento protettivo posto su entrambe le facce di un circuito stampato (tranne che su quelle aree sulle quali si vuole effettuare la saldatura), atto a proteggere le piste di rame e il materiale base del circuito stampato dal calore di brasatura. Un “solder mask” depositato correttamente è privo di difetti, quali: r “blistering” o delaminazioni; i quali potrebbero diventare letali se all’interno di essi si trovassero due Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 355 /. Moliterni - /’afÀdabilità degli assemblaggi elettronici Figura 8 - Esempio di errata polimerizzazione del “solder mask” r r piste conduttrici adiacenti: il rischio è la formazione di corto circuiti; scarsa “registrazione” nella deposizione: in questo caso il “solder mask” potrebbe depositarsi sulle piazzole dove devono essere realizzati i giunti brasati. Il risultato è la scarsa o l’incompleta formazione dei giunti brasati; tale fenomeno potrebbe diventare particolarmente avverso nel caso si verificasse su piazzole destinate alla saldatura di componenti del tipo BGA; scarsa polimerizzazione, talvolta associata ad un’errata composizione degli elementi costituenti il “solder mask” o associata ad un’eccessiva fuoriuscita di umidità proveniente dal laminato base del circuito stampato durante la fase di polimerizzazione del “solder mask”, (Fig. 8). 2.1.5 Saldabilità delle piazzole dei circuiti stampati La saldabilità delle piazzole presenti sui circuiti stampati è una condizione fondamentale per ottenere un assemblaggio elettronico costituito da giunti brasati affidabili. Se infatti la saldabilità delle piazzole è scarsa allora si ottengono delle brasature chiamate fredde, cioè caratterizzate dal contatto fisico con esse ma non dal contatto metallurgico. L’assenza di legame metallurgico tra la lega brasante e la rispettiva piazzola per effetto della sua scarsa saldabilità portano, dopo alcune sollecitazioni, ad un “open”. I fattori che determinano la saldabilità delle piazzole sostanzialmente sono l’assenza dei difetti descritti nei paragrafi precedenti, la natura del metallo che compone la finitura superficiale delle piazzole e il loro stato superficiale, ovvero l’assenza di ossidi o impurità. L’assenza di ossidi ed impurità sulle piazzole dipende dallo stato di mantenimento dei circuiti stampati e, per quanto riguarda l’ossidazione, dalla tendenza del metallo che compone le piazzole ad ossidarsi. Le piazzole dei circuiti stampati sono, per la maggior parte dei casi, costituite in rame; il rame però ha un’elevata affinità con l’ossigeno per cui tende ad ossidarsi facilmente. Per questo motivo nella maggior parte delle applicazioni, è richiesta una copertura 356 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 del rame (chiamata finitura superficiale) costituita da un metallo capace di resistere maggiormente all’ossidazione, alla corrosione e all’invecchiamento. Quando le finiture superficiali delle piazzole sono costituite in stagno o in stagno piombo ottenute mediante “hot air solder levelling”, allora la loro saldabilità può permanere inalterata fino ad un tempo di 18 mesi, purchè trattate in ambiente avente temperatura compresa tra i 17 °C ed i 30 °C, ad un’umidità relativa compresa tra 30% e 70%. Quando le finiture superficiali delle piazzole sono costituite in stagno o in stagno piombo, ottenute mediante elettrodeposizione, allora la loro saldabilità può permanere inalterata fino ad un tempo di 18 mesi purchè trattate in ambiente avente temperatura compresa tra i 17 °C ed i 30 °C ad un’umidità relativa compresa tra 30% e 70%. In questo caso, però, la loro saldabilità viene compromessa se non vi è un’adeguata pulizia da additivi organici brillantanti. Quando le finiture superficiali delle piazzole sono costituite in oro ottenute mediante elettrodeposizione, allora la loro saldabilità può permanere inalterata fino ad un tempo di 18 mesi purchè trattate in ambiente avente temperatura compresa tra i 17 °C ed i 30 °C ad un’umidità relativa compresa tra 30% e 70%. In questo caso, però, la loro saldabilità viene compromessa se la purezza dell’oro non viene adeguatamente garantita (è necessario oro avente purezza di almeno 99,8%). Quando le finiture superficiali delle piazzole sono costituite in nichel/oro ottenute mediante i metodi “electroless” ed “immersion”, allora la loro saldabilità può permanere inalterata fino ad un tempo di 12 mesi purchè trattate in ambiente avente temperatura compresa tra i 17 °C ed i 30 °C ad un’umidità relativa compresa tra 30% e 70%. In questo caso, però, la loro saldabilità viene compromessa se il nichel viene arricchito da un eccessivo quantitativo di fosforo (fenomeno black pad). Quando le finiture superficiali delle piazzole sono costituite in stagno o in argento ottenute mediante il metodo “immersion”, allora la loro saldabilità può permanere inalterata fino ad un tempo rispettivamente di 3 mesi e di 6 mesi purchè trattate in ambiente avente temperatura compresa tra i 17 °C ed i 30 °C ad un’umidità relativa compresa tra 30% e 70%. In questo caso, però, la loro saldabilità viene compromessa se lo stagno non è adeguatamente pulito da additivi organici brillantanti e se l’argento non è adeguatamente protetto da reazioni coi solfuri. Quando le finiture superficiali delle piazzole sono costituite da un preservativo organico, allora la loro saldabilità può permanere inalterata fino ad un tempo di 6 mesi purchè trattate in ambiente avente temperatura compresa tra i 17 °C ed i 30 °C ad un’umidità relativa compresa tra 30% e 70%. 2.2 Guasti relativi ai componenti elettronici I componenti elettronici e i loro “packages” rappresentano un elemento imprescindibile per qualsiasi assemblaggio /. Moliterni - /’afÀdabilità degli assemblaggi elettronici elettronico. Esistono una varietà di tipi, strutture, dimensioni, costruzioni e forme di componenti elettronici; la loro scelta dipende dalla funzione, dalle caratteristiche, dalla disponibilità, dal costo e dalle specifiche di progetto. I componenti elettronici si possono classificare in due grandi famiglie: i componenti elettronici per tecnologia a foro passante ed i componenti elettronici per tecnologia a montaggio superficiale. Di seguito verranno trattate le problematiche riscontrate in entrambe le classificazioni di componenti anche se quelle per tecnologia a montaggio superficiale, a causa della loro natura, sono quelle che maggiormente riscontrano delle problematiche. 2.2.1 “SMD chip tombstoning” (lapidazione) e “skewing” (scivolamento) Componenti discreti a montaggio superficiale quali resistori e capacitori mostrano difetti chiamati “tombstoning” o “skewing” a valle di un processo di brasatura automatico a rifusione. L’effetto “tombstoning” consiste in un difetto nel quale un componente può ruotare su se stesso oppure risultare montato in posizione verticale su una piazzola. Il motivo di questo fenomeno è uno sbilanciamento di forze (tensioni superficiali della lega brasante) che agiscono sul componente durante il processo di brasatura automatico a rifusione, prima del raffreddamento dei giunti brasati. Le forze che permettono e controllano il sollevamento di tali componenti sono le seguenti: r il peso del componente. Tenuto presente che il peso del componente tende a tenerlo schiacciato verso la superficie del circuito stampato, più questo è minore maggiori sono le probabilità che il componente possa rimanere sollevato; r le tensioni superficiali della lega saldante a contatto con le terminazioni metallizzate del componente che tendono ad attirarlo verso di loro; r quando il componente è disallineato nei confronti delle piazzole corrispondenti, se possiede metallizzazioni con differenti dimensioni, o se le piazzole sulle quali è poggiato hanno diverse dimensioni o sono collegate con differenti piani di massa, allora le tensioni superficiali della lega saldante tendono ad attrarre il componente in modo disomogeneo fino a sollevarne un lato e a provocare l’effetto “tombstoning”. Lo “skewing” consiste in una rotazione del componente tra le sue piazzole per effetto delle stesse variabili che potrebbero causare il “tombstoning”. Tale difetto non crea “opens” e quindi, a differenza del “tombstoning”, non deve essere considerato grave. Le seguenti possono essere cause di “skewing” e/o “tombstoning”: r differenti dimensioni delle piazzole; r differente saldabilità delle terminazioni del componente; r eccessivo disallineamento durante il posizionamento del componente; r r r r mancanza del “solder mask” su una pista connessa ad una piazzola; una delle due piazzole connessa a un piano di massa o ad un foro di via; differenti saldabilità tra le due piazzole; differenti misure delle terminazioni dei componenti. 2.2.2 “SMD chip cracking” Il fenomeno definito come “SMD chip cracking” rappresenta un grave difetto che può avvenire a capacità, a resistenze o a diodi per tecnologia a montaggio superficiale, dove il componente si rompe in due parti durante o dopo il processo di assemblaggio. I fattori che possono causare questo genere di criccabilità sono: r forze di posizionamento della componentistica; r errata temperatura di brasatura (soprattutto apportata dalla punta del saldatore manuale); r shock termici in esercizio cui viene sottoposto l’assemblaggio elettronico; r stress meccanici dovuti alla movimentazione degli assemblaggi o a tests. Le forze di posizionamento possono essere applicate quando il componente viene posizionato sul circuito stampato, è necessario quindi che strumentazioni quali “pick-and-place” e pinzette non producano tali forze. Le rotture determinate dall’eccessiva applicazione del calore di saldatura, solitamente, avvengono quando vengono realizzate saldature manuali con temperature assai superiori rispetto a quelle sopportabili dal componente elettronico, (Fig. 9). Le fratture (o criccature) causate ai componenti elettronici da shock termici avvengono mediante una concentrazione di stress causati, per esempio, dalla differenza dei coefficienti di espansione termica che potrebbe esserci tra circuiti stampati e componenti. Tali shock possono essere limitati cambiando, per esempio, tipologia di laminato base del circuito stampato. Gli stress meccanici provocati agli assemblaggi elettronici durante la loro movimentazione sono Figura 9 - Esempio di rottura del corpo di un componente “chip capacitor” a causa di un’errata applicazione del calore di brasatura Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 357 /. Moliterni - /’afÀdabilità degli assemblaggi elettronici quelli che maggiormente causano “failure” nei componenti elettronici “chip” mediante meccanismi di frattura. Principalmente tutto ciò accade durante test elettronici in “circuits”, dove i puntali hanno molte volte scalfito il corpo dei componenti che in esercizio hanno subito trasformazioni sotto forma di fratture. A volte è capitato di verificare tali scalfitture al momento dell’approvvigionamento di questi componenti provocate dal fornitore stesso. Inoltre le vibrazioni causate agli assemblaggi elettronici mediante la loro movimentazione di produzione e il loro trasporto spesso hanno causato danneggiamenti a tali componenti elettronici. 2.2.3 “SMD package failure” Una delle criticità riguardanti l’affidabilità del “package” relativo ai componenti a montaggio superficiale integrati (e anche quelli a “chip” trattati precedentemente) è l’assorbimento dell’umidità (Fig. 10). Tutto ciò vale soprattutto per i “packages” costituiti in plastiche: infatti tali plastiche sono permeabili all’umidità ed ai materiali gassosi. I componenti elettronici possono chiaramente assorbire umidità nelle fasi di trasporto e di immagazzinamento. Tale umidità assorbita fuoriesce durante il processo di brasatura di tali componenti soprattutto in quelli automatici dove il componente in 2 minuti circa passa da 25 °C a 200 °C. A questo punto l’acqua assorbita diventa “vapore ad alta pressione” e tende a fuoriuscire dal “packaging” del componente creando una violenta esplosione che lo danneggia. le fasi produttive, è facile che alcune tipiche sorgenti statiche possano provocare delle scariche verso superfici metalliche. Tenuto conto che i reofori dei componenti sono di natura metallica, questi possono essere colpiti da una scarica elettrostatica. Le scariche elettrostatiche che possono generarsi in un ambiente produttivo, possono essere comprese dai 6000 V a 30.000 V, pertanto risultano essere letali per gli assemblaggi elettronici, (Fig. 11). 2.2.4 2.3 Rottura per effetto ESD Le scariche elettrostatiche (ESD), vengono definite come il rapido trasferimento di un’energia elettrica non voluta generata da una tipica sorgente statica verso un punto a diverso potenziale elettrico. In poche parole, durante Figura 10 - Esempio di sollevamento di un componente e della fuoriuscita di vapori generata dall’eccessivo assorbimento di umidità 358 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 Figura 11 - Esempio di rottura interna ad un componente elettronico per effetto di una scarica elettrostatica Rotture relative alle brasature La qualità dei giunti brasati relativi agli assemblaggi elettronici gioca un ruolo fondamentale nell’affidabilità a lungo termine degli stessi, soprattutto nella tecnologia a montaggio superficiale. Infatti in tale tecnologia le terminazioni dei componenti non vengono più inserite nei fori presenti nel circuito stampato (così come avviene per la tecnologia a foro passante) ma vengono posizionate direttamente sulle piazzole del circuito stampato e vincolate ad esse mediante la saldatura. Tale configurazione nega ai componenti elettronici per tecnologia a montaggio superficiale l’ancoraggio meccanico fornito dal foro del circuito stampato e quindi la saldatura costituisce il loro unico mezzo di sostegno. Oltretutto la differenza dei coefficienti di dilatazione termica esistente tra circuito stampato e componenti elettronici crea ai giunti saldati ripetuti stress meccanici. Un giunto saldato difettoso a questo punto non è in grado di garantire una determinata affidabilità nel tempo. Di seguito descriveremo alcune tipologie di difetti di saldatura che tipicamente si trovano in assemblaggi elettronici e che a causa dei meccanismi sopra citati possono provocare “failures”. /. Moliterni - /’afÀdabilità degli assemblaggi elettronici 2.3.1 Vuoti nei giunti brasati Uno dei difetti più comuni che possono avvenire nelle brasature e raramente riscontrabili mediante ispezioni visive è la presenza di vuoti all’interno dei giunti brasati. Tipicamente questi vuoti sono causati da bolle gassose che si generano durante il momento di bagnatura delle superfici da saldare mediante la lega brasante fusa e la sua conseguente solidificazione. Tali bolle gassose possono essere generate da: flussanti, residui volatili, scarsa saldabilità delle superfici da bagnare (a sua volta causata da imperfezioni, contaminazioni e ossidi) presenti sulle superfici che devono essere unite mediante il giunto brasato. Piccoli vuoti distribuiti uniformemente nel giunto brasato hanno un minimo impatto sull’integrità del giunto stesso, ma vuoti di largo volume ed in numero eccessivo riducono sensibilmente le caratteristiche meccaniche ed elettriche del giunto brasato. Talvolta i vuoti nelle saldature possono essere causati anche dall’errata impostazione di alcuni parametri di funzionamento del processo di brasatura utilizzato. Il meccanismo di formazione dei vuoti nei giunti brasati (escludendo le imperfezioni, gli ossidi e le contaminazioni delle superfici da brasare) è dipendente e differente dal processo di brasatura utilizzato. Nel processo di brasatura automatico ad onda, ad esempio, l’eccessiva applicazione di flussante oppure l’errata attivazione dello stesso (per effetto di un’errata impostazione dei profili di brasatura), potrebbero causare dei vuoti soprattutto nei fori del circuito stampato connessi a componenti per tecnologia a foro passante. A volte in questa tecnologia di montaggio mediante processo di brasatura automatico ad onda, cause di formazione di vuoti possono essere i fori del circuito stampato aventi dimensioni non adeguate rispetto ai reofori dei componenti posizionati all’interno di essi. Nel processo di brasatura automatico a rifusione, essenzialmente utilizzato nella tecnologia a montaggio superficiale, i fattori causanti la formazione di vuoti nei giunti brasati possono essere: r le caratteristiche del flussante presente nella pasta saldante; r il contenuto metallico nella pasta brasante; r il volume della pasta saldante depositato; r il profilo di rifusione. Per la componentistica di tipo “Ball Grid Array” i vuoti nei giunti brasati sono generalmente dipendenti dalla volatilità dei solventi, dal contenuto metallico della pasta brasante, dalla temperatura di rifusione e dalla tipologia di sfere di lega brasante presenti nella pasta brasante. 2.3.2 Fratture nei composti intermetallici I composti intermetallici sono delle molecole che si formano all’interfaccia tra le due superfici unite per formare il giunto saldato: ovvero il materiale base e la lega brasante. I composti intermetallici sono essenziali per ottenere giunti saldati aventi una intima adesione metallurgica con Figura 12 - Esempio di rottura di un giunto brasato causata da un composto intermetallico stagno-oro molto fragile un’elevata conducibilità elettrica; ma le loro caratteristiche meccaniche, il loro spessore, ed il loro tasso di crescita nel tempo possono rendere il giunto saldato poco affidabile e facilmente criccabile. I composti intermetallici stagno-rame ci appaiono i più affidabili fino a che non assumono la formazione molecolare Cu6Sn5, la quale è assai fragile. Per ottenere la sopra citata formazione molecolare abbiamo stabilito (mediante le nostre esperienze) che il composto intermetallico stagno-rame non debba raggiungere circa i 30 Pm di spessore ottenibili, per esempio, a 120 °C di temperatura dopo un anno, a 60 °C di temperatura dopo 5 anni, ed a 20 °C di temperatura oltre i 30 anni. I composti intermetallici stagno-nichel sono assai più fragili di quelli appena visti ma, negli assemblaggi elettronici, il loro tasso di crescita è assai basso e si riduce sensibilmente quando il loro spessore raggiunge i 2,5 Pm. I composti intermetallici stagno-argento e stagno-oro sono quelli estremamente più fragili che si possono formare negli assemblaggi elettronici: ecco perché sconsigliamo vivamente di brasare direttamente su superfici argentate e dorate di un certo spessore, (Fig. 12). 2.3.3 Rotture a fatica dei giunti brasati Le rotture a fatica sono meccanismi di rottura identificabili quando i circuiti stampati subiscono deformazioni dovute a consistenti cicli di riscaldamento e di raffreddamento o a vibrazioni. La differenza dei coefficienti di espansione termica relativi ai materiali usati per l’assemblaggio elettronico e le variazioni di temperature di esercizio a cui vengono sottoposti gli assemblaggi elettronici possono essere sufficienti a causare il fenomeno di frattura nei giunti brasati (Fig. 13). Tale fenomeno risulta più frequente per quei componenti che non possiedono reofori o, se li possiedono, questi non sono opportunamente preformati. Per evitare tale fenomeno di rotture a fatica dei giunti brasati è necessario seguire le seguenti precauzioni: 1. utilizzare circuiti stampati aventi un coefficiente di espansione termica lineare idoneo alle temperature Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 359 /. Moliterni - /’afÀdabilità degli assemblaggi elettronici Figura 13 - Esempio di rottura a fatica di un giunto brasato di esercizio cui verrà sottoposto l’assemblaggio elettronico; 2. assicurarsi che i giunti brasati abbiano una struttura metallurgica cosiddetta “a grano fine”: per ottenere ciò è necessario evitare che i giunti brasati lavorino costantemente ad elevate temperature; 3. evitare eccessivi surriscaldamenti della lega brasante formante i giunti brasati, durante la fase di brasatura: per fare ciò è necessario effettuare i giunti brasati a temperature e in tempi controllati, utilizzando flussanti aventi temperature di attivazione opportune; 4. nel caso di utilizzo di paste brasanti evitare fenomeni di fusioni parziali tra le sfere di lega brasante che le compongono: per ottenere ciò è necessario utilizzare temperature e tempi di brasatura corretti e paste saldanti non alterate da condizioni esterne che possano variarne le prestazioni; 5. utilizzare leghe brasanti prive di inquinanti che generalmente durante la formazione dei giunti brasati si depositano ai bordi dei grani rendendoli meccanicamente poco resistenti; 6. effettuare giunti brasati con le geometrie opportune: è necessario quindi progettare piazzole di corrette dimensioni e/o depositare paste saldanti mediante telai serigrafici opportunamente studiati etc. Da non dimenticare che, così come evidenziato nel paragrafo che tratta la rottura del corpo dei componenti a “chip”, stress meccanici provocati agli assemblaggi elettronici durante la loro movimentazione e/o durante le fasi di test o collaudo, possono determinare la rottura dei giunti brasati. 2.3.4 Formazione di “solder balls” La problematica delle “solder balls” è uno dei più frequenti fenomeni che si verificano negli ambienti dedicati alla produzione elettronica. Le “solder balls” sono delle fini sfere di lega brasante che si creano durante la formazione dei giunti brasati sia durante il processo di brasatura automatico ad onda, sia durante il processo di brasatura automatico 360 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 a rifusione. Le “solder balls” sono da considerarsi difetti reali, in quanto possono diventare causa di corto-circuiti se posizionate tra due conduttori elettrici (p.e. piazzole di circuiti stampati, reofori di componenti elettronici, etc.). Se dopo il processo di assemblaggio ne è previsto uno di lavaggio allora la maggior parte delle “solder balls” vengono rimosse; laddove tale processo di lavaggio non è previsto, le “solder balls” diventano un grosso problema da risolvere. Nel processo di brasatura automatico ad onda le “solder balls” possono essere causate da: r scarsa attivazione dei flussanti (soprattutto se questi sono a base acquosa); r utilizzo di lega brasante a scarsa purezza; r circuiti stampati aventi eccessiva umidità interna; r circuiti stampati aventi “solder mask” depositato erroneamente; r scarsa saldabilità delle superfici da saldare. Nei processi di brasatura automatici a rifusione le “solder balls” possono essere causate dai seguenti fattori: r pasta brasante con eccessivo assorbimento di umidità; r pasta brasante scaduta; r pasta brasante avente un’errata viscosità; r pasta brasante composta da numerose sfere di lega brasante più piccole rispetto alle loro dimensioni nominali; r pasta brasante depositata sul circuito stampato da troppo tempo; r presenza sui circuiti stampati di residui chimici non rimossi durante la loro fabbricazione; r scarsa saldabilità delle superfici da brasare; r errata “registrazione” della pasta brasante durante il processo di deposizione; r eccessivo deposito di volume della pasta brasante sulle parti da unire; r eccessiva umidità assorbita dai circuiti stampati prima dei processi di assemblaggio; r errati profili di temperature (soprattutto asciugatura e preriscaldo) durante i processi automatici di brasatura a rifusione; r scarsa pulizia dei telai serigrafici; r errato processo di posizionamento della componentistica elettronica (p.e. eccessivo schiacciamento). 2.3.5 Difetti causati da brasature fredde La brasatura fredda è il difetto in assoluto più critico e più controverso tra quelli sopra citati. La brasatura fredda si presenta come una scarsa o inesistente adesione tra la lega brasante e le terminazioni metallizzate dei componenti elettronici o dei circuiti stampati; tra questi quindi ci potrebbe essere un contatto elettrico ma non quell’adesione meccanica garantita dai composti intermetallici. Le brasature fredde quindi, potrebbero essere non rilevate durante i test elettrici ma rivelarsi come “failures” latenti. Le cause di formazione delle brasature fredde sono dovute /. Moliterni - /’afÀdabilità degli assemblaggi elettronici a due motivi specifici: una non idonea temperatura delle superfici da unire durante la fase di brasatura o da scarsa saldabilità delle stesse. 3. Prevenzione dai guasti Come si può notare da quanto descritto finora, i fattori che possono causare guasti agli assemblaggi elettronici sono molteplici, di varie nature e di diversi meccanismi. Per questo motivo, a seguito dell’esperienza maturata dall’Istituto Italiano della Saldatura in oltre dieci anni di attività svolta presso le aziende produttrici di elettronica applicata a tutti i settori ed ubicate in tutta Europa, riteniamo i punti descritti di seguito come requisiti necessari ad un’azienda al fine di fornire dei prodotti di qualità ed affidabili. 3.1 Formazione del personale Tutto il personale coinvolto nella produzione elettronica dovrebbe essere adeguatamente formato in merito a quelle che sono le caratteristiche, le problematiche ed i criteri di qualità relativi ai materiali coinvolti nella produzione elettronica ed ai processi di assemblaggio: tale invito è rivolto a quel personale operante nei reparti di progettazione, di ricerca e sviluppo e di assicurazione/controllo qualità. Per quanto riguarda il personale coinvolto nei reparti di produzione, collaudo, accettazione materiali e controllo qualità è necessario un vero e proprio periodo di addestramento centrato sulla realizzazione degli assemblaggi elettronici, sui loro criteri di accettabilità e sulla conoscenza dei materiali e dei processi coinvolti. Un ruolo fondamentale nell’azienda può essere svolto dalla Figura Professionale del Tecnologo ovvero colui che è esperto delle tecnologie, dei materiali, dei processi e dei test di verifica atti alla realizzazione di assemblaggi elettronici; questa Figura deve anche essere messa in condizione di operare in sinergia con tutti i reparti sopra citati. Il materiale didattico é di grosso aiuto per quelle aziende che non hanno le disponibilità economiche e la struttura atte a realizzare studi e/o ricerche: questo può essere rappresentato da libri e riviste specializzate nel settore e da normative. Inoltre la formazione del personale avviene anche con la partecipazione a convegni, conferenze, fiere anche presso paesi esteri. 3.2 Realizzazione di capitolati tecnici relativi alla fornitura dei materiali coi quali viene prodotto l’assemblaggio elettronico Nella maggior parte dei casi i rapporti tra aziende produttrici di assemblaggi elettronici ed i loro fornitori di materiali sono regolati da un semplice ordine di fornitura. Ebbene, tale ordine non vincola in nessun modo i fornitori da responsabilità connesse alla qualità e soprattutto all’affidabilità dei loro prodotti; ne consegue che a fronte di un problema le due parti declinano le responsabilità ottenendo come risultato finale la perdita di tempo, soldi e la mancata risoluzione del problema. Per evitare simili problematiche è bene che il compratore rediga un capitolato tecnico di fornitura al quale i fornitori si devono attenere dimostrandone la fedeltà mediante periodiche prove (a forniture o a lotti) così come alcuni esempi descritti qui di seguito. I circuiti stampati dovrebbero essere corredati da rapporti indicanti i risultati di test quali, ad esempio: r test elettrici; r analisi dimensionali: r prove di saldabilità delle piazzole; r analisi metallografiche; r avvenuto processo di “baking”. Le leghe brasanti dovrebbero essere approvvigionate con rapporti di analisi chimica indicanti l’esatta percentuale dei metalli che le compongono e le percentuali relative agli elementi inquinanti presenti in esse. I flussanti dovrebbero essere corredati da rapporti indicanti i risultati di test quali, ad esempio: r “wetting balance” (al fine di verificarne l’attivazione); r verifica del contenuto solido (al fine di verificarne la vera parte attiva); r “copper mirror” (al fine di verificarne la corrosività); r “surface insulation resistance” (al fine di verificare l’eventuale decadenza di resistività dei suoi residui dopo un certo periodo di tempo in ambienti di esercizio particolarmente umidi). Le paste brasanti dovrebbero essere corredate da rapporti indicanti i risultati di test quali, ad esempio: r prove di “caduta” (al fine di garantire un tempo di deposizione delle stesse sulle piazzole senza che siano cambiati i parametri di deposito); r prove di “appiccicatura” (al fine di garantire un tempo di deposizione delle stesse sulle piazzole con sopra montati i componenti in fase di saldatura, senza che queste collassino al fine di favorire la formazione di corto circuiti); r tempo di resistenza alle condizioni ambientali esterne; r prova di bagnabilità; r prova di verifica della percentuale e della composizione del contenuto metallico. I componenti elettronici dovrebbero essere corredati da rapporti indicanti informazioni o i risultati di test quali, ad esempio: r saldabilità di reofori o metallizzazioni; r resistenza al calore di saldatura; r massima variazione di temperatura nel tempo; r livello di assorbimento umidità; r gamma di temperature per le quali sono in grado di lavorare senza danneggiarsi. Se le aziende non possiedono un’organizzazione strutturale atta a redigere simili capitolati tecnici allora è possibile Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 361 /. Moliterni - /’afÀdabilità degli assemblaggi elettronici adottare normative come ad esempio: IPC, IEC, CEI, EN, ISO, ESA, NASA, MIL, etc. 3.3 Realizzazione di test in ingresso sui materiali coi quali viene prodotto l’assemblaggio elettronico E’ importante prevedere sui materiali utilizzati nella realizzazione di assemblaggi elettronici test di ingresso a magazzino così come quelli descritti nel paragrafo precedente. Tali test devono essere gli stessi (o almeno una parte) di quelli effettuati dai fornitori al fine di verificare che i materiali non abbiano subito deterioramenti durante le fasi di trasporto. Se i test descritti nel paragrafo precedente non fossero eseguiti dal fornitore, allora sarebbe bene effettuarli in azienda al fine di accertare la qualità dei prodotti utilizzati per il proprio prodotto. 3.4 Immagazzinamento e maneggiamento dei materiali Tutti i materiali devono essere immagazzinati e lavorati in ambienti aventi temperatura ed umidità controllate per un periodo massimo così come raccomandato dal fornitore. Se suddette procedure non vengono rispettate, allora è bene verificare l’integrità dei materiali impiegati negli assemblaggi elettronici, sottoponendoli ai test descritti nel Paragrafo 3.2. 3.5 Controllo rigoroso dei processi e qualifica degli stessi Tutte le fasi di lavorazione relative alla produzione elettronica devono essere procedurizzate da documenti di qualità opportuni e gli assemblaggi usciti di produzione devono essere qualificati. La qualifica dei processi utilizzati per la realizzazione degli assemblaggi elettronici consiste nel sottoporre almeno un assemblaggio di produzione alle seguenti prove: r test ambientali (che possono essere prove di ciclatura termica, prove di shock termico, prove di umidità, prove di vibrazione, etc.); r ispezione visiva; r ispezione metallografica (la quale può testimoniare la perfetta integrità dei giunti brasati, della componentistica elettronica e dei circuiti stampati sia dopo le fasi di lavorazione, sia dopo i test ambientali). Una volta che i processi di lavorazione degli assemblaggi elettronici hanno superato le suddette prove si possono considerare opportunamente qualificati: a tal punto la produzione degli assemblaggi elettronici può iniziare purchè vengano rigorosamente seguite le procedure che hanno portato alla loro qualifica. Al fine di assicurarsi che la produzione venga esercitata sempre in conformità ai requisiti di qualità per cui è stata qualificata, è necessario prevedere l’ispezione (visiva o AOI o X-ray) degli assemblaggi elettronici e la ripetizione ciclica della qualifica del processo. 4. Conclusioni L’industria elettronica negli ultimi decenni è stata soggetta a mutamenti talvolta fisiologici, dovuti ad un rapido sviluppo della componentistica, talvolta indotti da costrizioni di tipo ambientale od economico. Nonostante ciò, se l’Italia possiede ancora oggi un patrimonio di aziende che si occupano di assemblaggi elettronici, questo risulta possibile esclusivamente grazie alle risorse investite nella qualifica dei processi, nell’analisi dei difetti al fine di identificare azioni correttive e/o investimenti e nell’addestramento del personale. Infatti, in accordo a quanto delineato dallo studio qui presentato, appare chiaro come, per poter mantenere una posizione di mercato garantita non tanto dalla continua riduzione dei prezzi, ma piuttosto dalla costanza (o dall’incremento) della qualità offerta, occorra investire su questi aspetti. Le criticità messe in luce da questo articolo rendono evidente la necessità di sviluppare capitolati che definiscano preventivamente materie prime, metodologie di stoccaggio e test da applicare, al fine di evitare “failure” durante il processo. Tuttavia ciò risulterebbe assolutamente fine a se stesso se il personale chiamato a gestire materiali, procedure ed informazioni non fosse formato in merito al come, ma soprattutto al perché di determinate operazioni. Pertanto anche la formazione iniziale e l’addestramento continuo degli “addetti ai lavori” ricoprono un ruolo importante nell’effettivo grado di competitività presentato dalla propria azienda di appartenenza. Chiaramente alla luce di queste considerazioni il primo aspetto che viene immediatamente preso in considerazione risulta essere l’incidenza economica di tutto ciò sull’andamento aziendale. Tuttavia, talvolta, occorrerebbe giungere ad un secondo livello di valutazione, più profondo del precedente: quanto possono realmente incidere, in negativo, la scelta di materiali economici, lo scarso livello di controllo del processo o di formazione del personale, all’insorgere di una grave “failure” nel proprio prodotto? Luca MOLITERNI, diplomato Perito Elettronico nel 1998, è dipendente dell’Istituto Italiano della Saldatura dal 1999. E’ attualmente Responsabile dell’Area Microsaldatura in Elettronica della Divisione Formazione; svolge mansioni di Istruttore/ Esaminatore di Saldatura in Elettronica secondo le specifiche dell’ESA (European Space Agency) e Master Instructor secondo lo Standard ANSI/IPC-A-610. Svolge inoltre attività di assistenza tecnica per le aziende coinvolte nella produzione di assemblaggi elettronici e di ricerca sulla saldatura in elettronica. 362 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 15-17 NOVEMBRE 2012 PIACENZA www.ttexpo.it Segreteria Organizzativa: tel. 0523.602711 CON IL PATROCINIO DI Associazione Italiana Ingegneri dei Materiali Corso di 4ualiÀcazione ad International Welding Technologist (IWT) Corso di 4ualiÀcazione ad International Welding Engineer (IWE) Torino 2012-2013 L’Istituto Italiano della Saldatura terrà a partire da Ottobre 2012 presso la sede di Bytest Srl a Volpiano (TO), un corso per International Welding Engineer / Technologist, con struttura modulare. La formula ha riscosso nel recente passato il gradimento del pubblico, poiché non prevede assenze prolungate dal posto di lavoro garantendo, al tempo stesso, condizioni ideali all’apprendimento. Il materiale didattico fornito durante il corso comprende, oltre alle dispense a colori ed al CD Rom UNI-SALDATURE contenente oltre 300 norme europee relative alla saldatura (aggiornate al 2011), il nuovo calibro di saldatura di tipo “Bridge Cam” realizzato appositamente da IIS. Requisiti di ingresso 3HUFKLGHVLGHULDFFHGHUHDOODTXDOLÀFD]LRQHDG International / European Welding Technologist, è previsto il possesso di un diploma di scuola superiore ad indirizzo tecnico (o equivalente), della durata di 5 anni; International / European Welding Engineer, laurea o diploma universitario in Ingegneria; in DOWHUQDWLYD ODXUHD LQ DOWUH IDFROWj VFLHQWLÀFKH DEELQDWD DG XQD FRPSURYDWD HVSHULHQ]D GL saldatura. Sono ammessi alle lezioni, in qualità di uditori, anche persone non in possesso dei titoli suddetti. Programma didattico Il Corso prevede quattro materie di tipo teorico (svolte nelle Parti 1 e 3) ed una fase dedicata all’addestramento pratico (Parte 2). ,QSDUWLFRODUHOHOH]LRQLWHRULFKH3DUWLHVDUDQQRULIHULWHD metallurgia generale e della saldatura, saldabilità dei materiali metallici; tecnologie e processi di saldatura convenzionali ed avanzati; concezione, progettazione e calcolo dei giunti per strutture saldate nei diversi campi di applicazione (caldereria, piping, carpenteria pesante e leggera) aspetti generali di fabbricazione, controllo qualità, esempi applicativi. Faranno parte della parte pratica (Parte 2) dimostrazioni ed addestramento di base nei principali processi manuali e semiautomatici e due giornate di stage presso i laboratori dell’Istituto Italiano della Saldatura a Genova con dimostrazioni di processi automatizzati e robotizzati. Calendario ed orario delle lezioni e sede di svolgimento Le lezioni teoriche (Parti 1 e 3) saranno svolte a tempo pieno nelle giornate di giovedì e venerdì con cadenza bisettimanale; l’inizio delle lezioni è previsto a partire da Ottobre 2012, il termine HQWURLOPHVHGL/XJOLR,O&RUVRVDUjVYROWRFRQRUDULR¸ La programmazione didattica prevede anche lo svolgimento di uno stage riferito a prove distruttive e non distruttive (Parte 2), dimostrazioni ed esercitazione di saldatura, che sarà svolto in una settimana continuativa nel mese di dicembre, presso la sede principale dell’IIS, in via Lungobisagno Istria 15, a Genova. (VDPLÀQDOL *OLHVDPLÀQDOLUHODWLYLDLTXDWWURPRGXOLGLGDWWLFLWHRULFLSRWUDQQRHVVHUHVRVWHQXWLVLDSUHVVR la sede di svolgimento del corso, sia nelle altre sessioni, sia nelle date programmate e tabulate nell’Attività Didattica dell’IIS. Informazioni Per ulteriori informazioni è possibile rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura (Via LungobisaJQR,VWULD*HQRYD'LYLVLRQH)RUPD]LRQHDOQXPHURID[ www.formazionesaldatura.it, oppure all’indirizzo di posta elettronica [email protected]. Iscrizioni Le iscrizioni dovranno pervenire entro venerdì 28 settembre 2012 utilizzando il modulo cartaceo scaricabile anche dal sito www.formazionesaldatura.it. Lo svolgimento del corso è subordinato al raggiungimento del numero minimo di partecipanti. Quote di iscrizione /DTXRWDGLSDUWHFLSD]LRQHDO&RUVRHGHOODFROODQDFRPSOHWDGHOOHSXEEOLFD]LRQLqSDULD 6.450,00 €, per i Welding Technologist ½SHUL:HOGLQJ(QJLQHHU GDFRUULVSRQGHUVLPHGLDQWHERQLÀFREDQFDULRVXOOHFRRUGLQDWHGHOOD%DQFDGL/HJQDQR*UXSSR %DQFD 3RSRODUH 0LODQR ,%$1 ,7: LQWHVWDWR DOO·,VWLWXWR ,WDOLDQR della Saldatura. Questi corsi sono svolti in regime di esenzione IVA (Rif. punto 20, Art. 10 del '35 Istituto Italiano della Saldatura Relazione della Presidenza riguardante la gestione dell’Istituto Italiano della Saldatura nel 2011* 1. Risultato complessivo Il risultato complessivo conseguito dall’Istituto Italiano della Saldatura – Ente Morale nel 2011, pari a Euro 171.108 é da ritenersi soddisfacente, a fronte di un contesto generale largamente incerto. 2. Attività nel 2011 I ricavi della produzione per vendite e prestazioni di servizi, relativi all’esercizio 2011, ammontano a Euro 6.443.969 e, in termini percentuali per attività, sono distribuiti come segue: 2.1 Studi e Normazione La “Commissione Saldature” dell’UNI, la cui Segreteria e Presidenza sono affidate all’Istituto Italiano della Saldatura, ha svolto nel 2011 una intensa attività rivolta principalmente alla gestione dei documenti elaborati dalle Unità di Lavoro del CEN TC 121 “Welding” e dell’ISO TC 44 “Welding and allied processes” (550 documenti: 221 CEN-550 ISO), all’espletamento delle azioni per la definizione del voto nazionale sulle proposte di norma EN ed ISO (in numero di 49) e all’adempimento dell’iter di recepimento delle norme europee emesse (in numero di 29). In particolare è da segnalare la partecipazione di delegati dell’IIS alle riunioni dell’ISO TC 44 plenaria e dei Sottocomitati TC 44/SC 5 “Testing and inspection of welds”, TC 44/SC 10 * Relazione riguardante la gestione dell’IIS nel 2011 (redatta ai sensi dell’art. 2428 c.c.), presentata all’Assemblea Generale dei Soci, tenutasi a Genova nella Sala Conferenze “Ugo Guerrera” dell’IIS, il 10 Maggio 2012. “Unification of requirements in the field of metal welding” e TC 44/SC 11 ”Qualification requirements for welding and allied processes personnel” svoltesi a Genova presso la sede dell’Istituto dal 24 al 27 Novembre 2011. Per quanto riguarda le attività di normazione a livello nazionale, è proseguita la revisione delle norme riguardanti la saldatura delle materie plastiche, elaborate dalla Sottocommissione mista SALDATURE / UNIPLAST, sulla base anche delle nuove normative europee sull’argomento recentemente emesse dal CEN e dall’ISO. In questo settore è da segnalare l’attività del gruppo europeo CEN TC 249 WG 16 “Thermoplastic Welding”, il cui coordinamento è stato affidato all’Istituto. Per quanto riguarda le attività internazionali, sono stati seguiti i lavori del CEN riguardanti i Comitati Tecnici: 54 “Unfired Pressure Vessels”, 135 “Steel Structures” e 138 “Non Destructive Testing”, nonché i lavori dell’European Welding Federation (EWF) e dell’International Institute of Welding (IIW). E’ da segnalare infine la partecipazione “attiva” di quattro Ingegneri all’Assemblea Annuale dell’International Institute of Welding (IIW), svoltasi dal 17 al 22 Luglio 2011 a Chennai (India). 2.2 Ricerca L’anno 2011 sì è rivelato per l’Istituto Italiano della Saldatura - Ente Morale un anno particolarmente attivo, rispetto al precedente, per quanto riguarda l’ottenimento di finanziamenti di progetti di ricerca sia a livello europeo che nazionale. Volendo analizzare i risultati in dettaglio, con riferimento ai progetti europei di durata biennale facenti parte della famiglia di progetti Leonardo Da Vinci, si è concluso il progetto di ricerca europeo EU-JOINTRAINING nell’ambito del programma di apprendimento permanente. Il progetto ha conseguito con successo gli obiettivi di promozione dell’adeguamento, dell’armonizzazione e della qualificazione professionale, secondo le linee guida dell’EWF (European Welding Federation), nell’ambito della giunzione di materie plastiche. Proseguono invece le attività di ricerca dei progetti DISTOOLWELD, ACCESSWELD e WELDIMP. Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 365 Relazione della Presidenza riguardante la gestione dell’Istituto Italiano della Saldatura nel 2011 Lo scopo di DISTOOLWELD è quello di produrre uno strumento educativo interattivo, in formato CD-Rom, già collaudato in Germania e tradotto nelle 4 lingue dei paesi partecipanti (portoghese, italiano, rumeno e polacco). Tale impegno è finalizzato all’armonizzazione delle conoscenze rispetto alle tematiche della saldatura. ACCESSWELD ha come obiettivo principale la divulgazione tra i giovani di informazioni relative alle opportunità di lavoro nell’ambito della saldatura, attraverso lo sviluppo di un video-game. L’impatto principale atteso da questo progetto sarà una maggiore consapevolezza degli studenti riguardo l’esistenza della qualificazione in saldatura e del sistema armonizzato, i cui diplomi sono riconosciuti in 29 paesi europei. Il terzo progetto, infine, costituisce l’evoluzione di una serie di precedenti progetti della famiglia WELDICTION, finalizzati alla realizzazione di dizionari multimediali in diverse lingue e specificamente in quelle dei Paesi partner. Un nuovo progetto WELDIMP intende in particolare integrare le parti precedentemente sviluppate con una sezione riguardante le imperfezioni di saldatura, considerando la loro terminologia e le descrizioni fornite nelle norme europee EN ISO 6520-1 ed EN ISO 6520-2. È importante inoltre tener presente il continuo impegno dell’Istituto per quanto riguarda lo sviluppo di nuovi progetti volti alla formazione ed alla promulgazione delle pari opportunità nel mondo della saldatura. In particolare, sono stati proposti, nell’ultimo bando LLP, conclusosi il 2 Febbraio 2012, i progetti LADYTECH (di cui l’IIS è il primo proponente), WETWELD, WELDTRAIN-HSE e WELDTRAIN-HTWJ. Riguardo ai progetti di livello nazionale, nel corso dell’anno 2011 è stata approvata la richiesta di erogazione presentata da IIS ai sensi del Programma Operativo Regionale POR-FESR (2007-2013) – Asse 1, Innovazione e competitività, Bando D.L.T.M. Azione 1.2.2 “Ricerca Industriale e sviluppo sperimentale a favore delle imprese del distretto Ligure per le tecnologie marine (DLTM)”, riguardante il progetto “Studio e sviluppo di una stazione di saldatura pilota per applicazione del processo di saldatura innovativo Friction Stir Welding, per la realizzazione di componenti navali in lega di titanio”, che si propone di favorire lo sviluppo e la diffusione di un innovativo ed efficiente processo di saldatura in un settore di grande interesse potenziale, quale quello navale. Un ulteriore successo riguarda l’ottenimento del finanziamento del progetto FLEXPROD, sviluppato in collaborazione con diversi partner del settore “automotive” (tra i quali si ricordano COMAU ed il Centro Ricerche Fiat), il cui scopo è quello di realizzare due “TOTEM” : uno per l’assemblaggio di componenti di carrozzeria ed uno per l’assemblaggio di componenti di meccanica, con un piano di business che prevede una robusta e relativamente rapida industrializzazione. Le ricadute previste sono di beneficio diretto per tutta la filiera industriale coinvolta. 366 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 Il grande impegno dell’IIS nel campo della ricerca è sottolineato inoltre dalle numerose attività “near market” che ogni anno vengono commissionate direttamente da Clienti. In particolare, tra i progetti di ricerca terminati nel 2011 è importante ricordare: il progetto ALASCA, riguardante l’applicazione di riporti in Inconel 625 su corpi valvole mediante tecnologia Laser in fibra; un’attività di caratterizzazione di giunti saldati, commissionata da un azienda legata all’ambito del piping (Snam Rete Gas); le prove condotte per Nuovo Pignone per la saldatura di giranti; uno studio relativo al processo robotizzato CMT per Electrolux; uno studio di fattibilità del processo Friction SW condotto per TecnoAl e le prove di saldatura su acciai alto resistenziali, richieste da Tenaris Dalmine. Sono stati condotti anche diversi studi di sviluppo, commissionati da importanti aziende del settore automotive, quali Ambrosetti, TRW Italia e Ferrari. Fra i progetti avviati nel corso del 2011, si ricordano quello in svolgimento per Mares, inerente lo studio di brasatura per la realizzazione di un nuovo manometro; quello per Grand Equipment, relativo allo sviluppo di un processo di saldatura Tig automatico e quello per ADR, riguardante la saldatura a frizione di assili per mezzi pesanti. 2.3 Manifestazioni Tecniche Nel 2011 l’Istituto è stato impegnato nell’attuazione di un intenso programma di manifestazioni tecniche (con 24 eventi, fra seminari e convegni, alcuni dei quali in collaborazione con altri Enti) che ha visto la partecipazione complessiva di oltre 1.800 tecnici. Oltre ai seminari didattici organizzati a Genova (dedicati a: i difetti di saldatura, le prove non distruttive, la saldatura di acciai strutturali, di leghe di Alluminio, di acciai inossidabili, la saldatura per progettisti e uffici tecnici di fabbricazione, la saldabilità degli acciai per servizio ad alta temperatura, la progettazione di giunti saldati in regime di fatica), sono stati organizzati anche quattro convegni all’interno di importanti eventi fieristici (SEATEC/Carrara Fiere, Teknomotive/ Fiera di Brescia, Expo Meccanica/Centro Fiera del Garda, SALDAT Forum/Milano). Un seminario sulla guida all’applicazione della norma UNI EN ISO 3834 e all’ottenimento della certificazione dell’Istituto Italiano della Saldatura si è svolto a Brescia in collaborazione con AQM, mentre altri due seminari sulla certificazione del processo di fabbricazione mediante saldatura, sempre secondo la norma UNI EN ISO 3834 sono stati organizzati rispettivamente presso (e in collaborazione con) le sedi Confindustria di Padova e di Vicenza. Per la prima volta l’IIS ha organizzato un seminario presso Tecnolab a Civitavecchia (sui metodi avanzati per la valutazione della vita residua di componenti eserciti in regime di creep/creep fatica) e un seminario presso l’Ufficio Regionale Emilia Romagna a Modena, sulla qualificazione dei saldatori e delle procedure di saldatura di acciai secondo UNI EN 287-1 e UNI EN ISO 15614-1. Relazione della Presidenza riguardante la gestione dell’Istituto Italiano della Saldatura nel 2011 Un convegno sulla placcatura nella fabbricazione di apparecchiature in pressione è stato organizzato in ottobre a Genova, con la partecipazione di oltre 70 tecnici provenienti dalle più prestigiose aziende di settore, mentre dicembre è stato il mese del convegno sulla saldatura in elettronica, svolto a Milano con oltre cinquanta partecipanti. Per il CEC è stato organizzato un convegno a Milano sugli aggiornamenti nel settore della costruzione e dell’esercizio delle attrezzature e degli impianti a pressione, con circa 300 iscritti. Impegno topico del 2011 sono state indubbiamente le GNS 6, svolte ai Magazzini del Cotone di Genova, che hanno visto la presenza di circa 1.100 partecipanti. Da ricordare infine che l’Istituto ha ospitato per un’intera settimana, mettendo a disposizione anche il proprio supporto logistico e organizzativo, i lavori dell’ISO TC 44 (Commissione Saldature) per la prima volta in Italia, con rappresentanti provenienti da ogni parte del mondo. 2.4 Pubblicazioni Nel corso del 2011 sono stati pubblicati due volumi inediti riguardanti gli Atti dei Convegni organizzati dall’Istituto, rispettivamente sulla “Placcatura nella fabbricazione di apparecchiature in pressione” e sulla “Saldatura in elettronica: rincorsa all’avanguardia”. Sempre nello stesso periodo è iniziata una completa ed approfondita opera di aggiornamento della Collana di volumi editi dall’Istituto sulla metallurgia, sulla saldabilità, sulla tecnologia della saldatura; sulla fabbricazione e sulle prove non distruttive. Nel corso del 2012, continuerà l’attività di rinnovamento, in particolare è in programma l’integrale modifica e riorganizzazione, in tre volumi, dell’unico testo dedicato all’integrità strutturale delle costruzioni saldate e alla progettazione delle giunzioni. La Biblioteca dell’Istituto nel 2011 ha iniziato un processo di innovazione riguardante principalmente la Banca Dati Bibliografica “IIS-DATA”, aggiornando l’attuale software, con un nuovo sistema di archiviazione elettronica, permettendo la ricerca e la consultazione dei documenti raccolti, in formato pdf, direttamente dagli utilizzatori. Allo stato attuale IIS-Data è consultabile solamente dai funzionari IIS della Sede di Genova, entro il 2012 è pianificata l’estensione a tutti gli Uffici regionali dell’Istituto. Sempre nel corso del 2012 è programmata la messa in rete di IIS-Data sul Sito della Biblioteca www.weldinglibrary.com. Obbiettivo principale del progetto è quello di diffondere e di rendere il più possibile visibile l’ampia e vasta raccolta di letteratura tecnica mondiale, nel campo delle costruzioni saldate, presente nella Biblioteca dell’Istituto. 2.5 Formazione Nel corso del 2011 la Divisione Formazione ha ottenuto un significativo miglioramento del risultato economico raggiunto nell’anno precedente, con incrementi interessanti tanto per le attività di tipo teorico come per quelle di tipo pratico: considerando i ricavi per attività, l’incremento complessivo supera il 30%, con un dato parziale del 37% per la Formazione Teorica e superiore al 25% per la Pratica). L’area “Formazione teorica in saldatura” ha basato la propria attività soprattutto sui corsi di qualificazione per le Figure Professionali in Saldatura, riconosciuti dall’International Institute of Welding (IIW) e dall’European Welding Federation (EWF). Ad integrazione delle attività programmate, a loro volta più strutturate rispetto all’anno precedente, si sono affiancati numerosi corsi straordinari, parte dei quali proseguirà nel primo segmento del 2012; per tale anno, inoltre, è già stato acquisito (tra l’altro) l’ordine per la seconda edizione del Master di I livello, per conto di una primaria azienda operante nella fabbricazione di apparecchi in pressione del centro Italia, la cui prima edizione fu completata nel 2010. L’area “Formazione nelle prove non distruttive” ha confermato l’andamento già positivo del precedente esercizio, basando la propria proposta sui tradizionali corsi di qualificazione nei cinque metodi fondamentali (RT, UT, MT, PT e VT), secondo la normativa europea (UNI EN 473:2001), internazionale (ISO 9712) e la Raccomandazione ASNT SNT-TC-1A, significativamente integrati, però, da attività di formazione svolte nell’ambito di tecniche di controllo non convenzionali (UT avanzati, radiografia digitale, tra gli altri). L’area “Formazione nella saldatura in elettronica” ha proseguito le proprie attività, con incrementi superiori al 15%, nelle tre filiere di attività tradizionali: i corsi di qualificazione secondo le specifiche dell’European Space Agency (ESA), quelli secondo le procedure dell’Association Connecting Electronic Industries (IPC) e quelli secondo le norme nazionali. Malgrado il perdurare di scenari di mercato non ideali, l’area ha saputo rinnovare parte della propria proposta, sostenendo tra l’altro il Laboratorio nel proprio processo di accreditamento presso l’ESA, per lo svolgimento di esami micrografici. L’area “Formazione nella saldatura delle materie plastiche”, ha basato la propria proposta didattica prevalentemente sulla normativa italiana (UNI 9737), relativa alla saldatura di tubazioni e raccordi di polietilene per la distribuzione di fluidi in pressione, consolidando e migliorando (di circa il 6%) il risultato raggiunto nel precedente 2010. Per quanto concerne infine l’area “Formazione pratica nella saldatura delle leghe metalliche”, sono state confermate le buone sensazioni emerse al termine dell’esercizio precedente, con un incremento, per attività, superiore al 35%. 2.6 Laboratorio Il processo di riorganizzazione della Divisione Laboratorio è proseguito anche nel 2011, portando ad un ulteriore miglioramento dei risultati in termini di offerta di servizi e di fatturato rispetto all’anno precedente. Infatti il numero totale di prove eseguite ha avuto un ulteriore incremento, pari a circa il 10%, a confronto con il 2010. Migliore Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 367 Relazione della Presidenza riguardante la gestione dell’Istituto Italiano della Saldatura nel 2011 dell’anno precedente è stato anche il rapporto fra le attività direttamente acquisite dal laboratorio (prove tradizionali, prove speciali, analisi di danneggiamento, caratterizzazione materiali, indagini metallografiche, di suscettibilità alla corrosione, microelettronica, ecc) con quasi il 75% del fatturato complessivo, rispetto alla quota derivante dalle attività legate alla pura certificazione delle procedure di saldatura o dei saldatori, che si è ridotta al 25% del fatturato totale. In particolare si deve notare un sostanziale aumento delle attività di “failure analysis” che hanno raggiunto, a fine 2011, un totale di interventi superiore a 160, distribuiti su una ampia gamma di settori merceologici e talvolta inseriti in contesti assicurativi e forensi. Si è invertito soprattutto il rapporto tra le attività tradizionali (comprensive delle prove di certificazione procedure e saldatori) e quelle speciali del laboratorio che si sono attestate rispettivamente intorno al 40% ed al 60% del fatturato totale, evidenziando un’ulteriore crescita dei lavori di carattere tecnico/scientifico legati, oltre alle analisi di rotture e/o avarie, a prove di scorrimento viscoso (soprattutto con metodo “Omega test”) e prove di meccanica della frattura (“CTOD” per i settori strutture di carpenteria e caldareria). E’ stata iniziata inoltre una importante collaborazione con IIS Cert per l’esecuzione delle prove di qualifica dei processi di rivestimento superficiale di assili ferroviari. Queste attività rientrano nel progetto di diversificazione delle attività e miglioramento della qualità del servizio tecnico e scientifico fornito dal Laboratorio. Per quanto concerne le attività del Settore Laboratorio Saldatura, si è confermata una crescita, rispetto all’anno precedente, superiore al 30%. A questo riguardo si può evidenziare il sensibile aumento delle attività di messa a punto di processi di saldatura a livello industriale e la presentazione ed acquisizione di finanziamenti, dal Principali aggregati di Conto Economico Ricavi delle vendite e delle prestazioni 368 Anno 2011 Ministero dello Sviluppo Economico e dalla Regione Liguria, su tre progetti di ricerca. Fra questi, quello relativo allo “Studio e sviluppo di una stazione di saldatura pilota per l’applicazione del processo di saldatura innovativo Friction Stir Welding alla realizzazione di componenti navali in lega di Titanio” è iniziato già a Settembre 2011. 3. Bilancio e personale Le poste dello Stato Patrimoniale e del Conto Economico sono commentate, ai sensi dell’art. 2427 c.c., nella Nota Integrativa al Bilancio. Il valore della produzione dell’esercizio 2011 ammonta, a seguito della partizione, a Euro 14.606.080 e i relativi costi ad Euro 14.277.978 generando un avanzo di Euro 328.102. Ai sensi dell’art. 2428 cod. civ. e del Dlgs 32/2007 viene esposta nel seguito la sequenza dei principali aggregati del conto economico relativi agli ultimi 5 esercizi. Di seguito viene esposto il conto economico riclassificato secondo il criterio della pertinenza gestionale ed alcuni indicatori di redditività. I crediti verso Clienti ammontano ad Euro 3.123.276 e comprendono Euro 837.689 di ricavi per fatture da emettere al 31/12/2011. I debiti, che in totale ammontano ad Euro 4.674.014, comprendono Euro 1.746.838 di debiti verso Fornitori e Euro 1.626.909 di debiti verso imprese controllate. Nell’anno 2011 l’Istituto ha investito in immobilizzazioni materiali per Euro 1.776.317, suddivise come segue: r Euro 1.616.810 in immobili (281.980 sede Genova, 78.186 sede ufficio regionale a Taranto, 1.256.644 immobilizzazioni materiali in corso per sede Legnano); r Euro 125.560 per impianti macchinari e attrezzature; Anno 2010 Anno 2009 Anno 2008 Anno 2007 6.444 25 982 23 828 24 084 21 288 Valore della produzione (A) 14.606 26 389 24 087 24 368 21 419 Costi della produzione (B) 14.278 24 549 22 735 20 667 19 637 3URYHQWLHRQHULÀQDQ]LDUL& 298 217 248 490 479 5HWWLÀFKHGLYDORUHDWWLYLWjÀQDQ]LDULH' -55 -1 -1 12 0 Proventi ed oneri straordinari (E) -33 -63 13 85 10 Risultato lordo prima delle imposte 538 1 993 1 612 4 288 2 271 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 Relazione della Presidenza riguardante la gestione dell’Istituto Italiano della Saldatura nel 2011 CONTO ECONOMICO (in migliaia di Euro) Ricavi delle vendite e delle prestazioni Variazione delle rimanenze GHLSURGRWWLÀQLWLHODYRULLQ corso su ordinazione Anno 2011 Anno 2010 Anno 2009 6 174 95,8% 25 982 99,1% 23 828 270 4,2% 227 0,9% -109 100,5% -0,5% Anno 2008 24 084 99,4% 142 0,6% Valore della produzione operativa 6 444 100,0% 26 209 100,0% 23 719 100,0% 24 226 100,0% - Costi del personale 4 440 68,9% 13 839 52,8% 14 036 59,2% 13 111 54,1% - Acquisti di servizi esterni e materiali 967 15,0% 9 092 34,7% 7 266 30,6% 6 007 24,8% 1 037 16,1% 3 278 12,5% 2 417 10,2% 5 108 21,1% EBITDA caratteristico +/- Risultato area accessoria 241 3,7% -54 -0,2% 198 0,8% 62 0,3% +/- Risultato dell’area ÀQDQ]LDULD 311 4,8% 231 0,9% 265 1,1% 535 2,2% EBITDA 1 589 24,6% 3 455 13,2% 2 880 12,1% 5 705 23,5% 1 038 16,1% 1 384 5,3% 1 264 5,3% 1 385 5,7% 551 8,5% 2 071 7,9% 1 616 6,8% 4 320 17,8% 13 0,2% 79 0,3% 4 0,0% 32 Risultato prima delle imposte 538 8,3% 1 992 7,6% 1 612 6,8% 4 288 17,7% Imposte sul reddito d’esercizio 367 5,7% 1 119 4,3% 970 4,1% 1 839 7,6% Risultato netto 171 2,6% 873 3,3% 642 2,7% 2 449 Patrimonio netto 26 912 26 041 25 168 24 526 Capitale investito 33 067 36 250 35 278 34 119 - Ammortamenti / Accantonamenti EBIT 2QHULÀQDQ]LDUL 0,1% 10,1% Indicatori di redditività ROE (Risultato netto / Patrimonio netto) 0,6% 3.4% 2,6% 10,0% 52,(%,7'$FDUDWWHULVWLFR – ammortamenti / accantonamenti / Capitale investito) 0,0% 5,2% 3,3% 10,9% 526(%,7'$FDUDWWHULVWLFR – ammortamenti accantonamenti / Ricavi di vendita) 0,0% 7,3% 4,8% 15,5% Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 369 Relazione della Presidenza riguardante la gestione dell’Istituto Italiano della Saldatura nel 2011 r r Euro 13.496 per automezzi; Euro 20.451 per macchinari ufficio e arredi ed in immobilizzazioni immateriali per Euro 277.187, suddivise come segue: Euro 34.562 per software; Euro 242.625 costi di impianto e ampliamento. Le dismissioni di cespiti ammontano ad Euro 2.819.291 e riguardano: r costruzioni leggere Euro 11.825, r attrezzatura Euro 121.606 di cui Euro 26.562 conferiti alle imprese partecipate, r macchinari Euro 1.877.668 di cui Euro 1.761.382 conferiti alle imprese partecipate, r impianti Euro 26.717 di cui Euro 25.940 conferiti alle imprese partecipate, r software Euro 9.079 conferiti alle imprese partecipate, r automezzi Euro 148.950 di cui Euro 112.522 conferiti alle imprese partecipate, r macchinari ufficio e arredi Euro 623.446 di cui Euro 404.029 conferiti alle imprese partecipate. L’Istituto ha svolto attività di ricerca che è commentata al Paragrafo 2.2. Nei confronti delle società ed organismi partecipati i saldi a credito rappresentativi di prestazioni di servizi sono i seguenti: r CEC - Consorzio Europeo Certificazione Euro 18.949. Inoltre l’Istituto vanta crediti derivanti dalla concessione di finanziamenti infruttiferi nei confronti di ANCCP Service Srl per Euro 37.500. I saldi a debito, rappresentativi di prestazioni di servizi, sono i seguenti: r CEC - Consorzio Europeo Certificazione Euro 1.253; r Laboratorio T.O.S.I. Srl Euro 1.098. Le imposte dell’esercizio sono state calcolate in Euro 149.282 per I.RE.S. corrente ed in Euro 49.406 per I.RE.S. anticipata (totale I.RE.S. di competenza dell’esercizio 2011 a conto economico Euro 198.688) ed in Euro 162.526 per I.R.A.P. corrente ed in Euro -3.940 per I.R.A.P. anticipata (totale I.R.A.P. di competenza dell’esercizio 2011 a conto economico Euro 158.586) nonché per Euro 9.885 quale imposta sostitutiva dell’imposte sui redditi calcolata nella misura del 12,5% sui proventi di natura finanziaria maturati sui premi liquidati relativi alla polizza assicurativa stipulata a copertura TFR. L’organico dell’Istituto al 31 dicembre 2011 contava 82 dipendenti fra cui 19 laureati e 55 diplomati. Nell’anno 2011 non si sono registrati infortuni mortali né infortuni gravi che abbiano comportato una responsabilità da parte dell’Istituto. Analogamente nel suddetto esercizio 2011 non sono stati arrecati danni all’ambiente né sono state irrogate, da parte delle Autorità competenti, sanzioni o pene definitive per reati o danni ambientali. 4. Evoluzione prevedibile della gestione per il 2012 Nel 2012 è previsto, anche sulla base dei risultati conseguiti nel primo trimestre, un livello di attività dell’Istituto Italiano della Saldatura – Ente Morale da ritenersi non insoddisfacente, a fronte di una situazione generale particolarmente incerta. Ai Sigg. Associati si propone per approvazione il seguente preventivo per l’anno 2012: r Valore della produzione: Euro 6.800.000 r Costi della produzione: Euro 6.550.000 r Proventi finanziari al netto degli oneri: Euro 250.000 r Risultato prima delle imposte: Euro 500.000 D’altro canto, fino alla data odierna, non si sono verificati fatti di rilievo che possano influire in maniera significativa sull’andamento suddetto. 5. Destinazione del risultato di esercizio Si propone ai Sigg. Associati di approvare il Bilancio dell’esercizio 2011 e di destinare l’utile netto dell’esercizio, pari ad Euro 171.108 ad incremento dell’Attività Netta. IIS ENTE MORALE CONTO ECONOMICO CONSOLIDATO (in migliaia di Euro) CONSUNTIVO 2011 CONSUNTIVO 2010 9$/25(352'8=,21( 27 222 26 389 &267,'(//$352'8=,21( 24 762 24 549 2 460 1 840 3529(17,('21(5,),1$1=,$5, 175 216 3529(17,('21(5,675$25',1$5, - 95 - 64 5,68/7$7235,0$'(//(,03267( 2 540 1 992 ,03267('(//·(6(5&,=,2 1 335 1 119 5,68/7$721(772'(//·(6(5&,=,2 1 205 873 ',))(5(1=$75$9$/25,(&267,'(//$352'8=,21( I Soci non intervenuti all’Assemblea Generale del 10 Maggio 2012, tenutasi presso la sede IIS di Genova, possono richiedere il Bilancio 2011 IIS - Ente Morale al seguente indirizzo: XI¿FLRVWDPSD#LLVLW 370 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 IIS SERVICE dell’Istituto Italiano della Saldatura Relazione della Presidenza riguardante la gestione di IIS SERVICE Srl nel 2011* 1. Risultato complessivo Il risultato complessivo conseguito da IIS SERVICE nel 2011 è pari ad Euro 658.125; in un contesto economico nazionale ed internazionale oggettivamente difficile, è da ritenersi ragionevolmente soddisfacente. 2. Attività nel 2011 I ricavi della produzione per l’esercizio 2011 ammontano a Euro 14.883.249 e, in termini percentuali per attività, con riferimento ai settori esistenti (DPN: Diagnostica e prove non Distruttive; AST: Assistenza Tecnica, suddivisa in CAR – Carpenteria e CAL – Caldareria; ING: Ingegneria), sono distribuiti come segue: Di seguito vengono descritte le principali attività svolte dai settori suddetti. 2.1 Ingegneria Nel 2011 l’impegno nell’area dell’affidabilità degli impianti (in particolare con gli studi di Risk Based Inspection - RBI), nell’area delle verifiche di calcolo, della vita residua dei componenti, degli studi di Fitness for Service - FFS, è stato consolidato a livelli significativi. Da segnalare per il servizio RBI l’acquisizione di contratti pluriennali con importanti clienti nazionali e, per le valutazioni regolamentari delle attrezzature operanti in regime di scorrimento viscoso e per gli studi FFS, un’intensa attività a supporto del servizio di ispezione di impianto. Rispetto al 2010 si è registrata una ripresa delle attività di * Relazione riguardante la gestione di IIS SERVICE Srl nel 2011 (redatta ai sensi dell’art. 2428 c.c.), presentata all’Assemblea Generale dei Soci, tenutasi a Genova nella Sala Conferenze “Ugo Guerrera” dell’IIS, il 10 Maggio 2012. validazione ingegneristica per quanto concerne l’assistenza alle richieste di deroga al Ministero competente, finalizzate all’estensione dei periodi previsti per le verifiche periodiche o alla attuazione di modalità di ispezione alternative per le attrezzature a pressione, in particolare per le verifiche di integrità. Questa ripresa è motivata da un lato dall’esigenza da parte degli utilizzatori di riallineare le tradizionali modalità ispettive con le nuove prescrizioni e dall’altro da una migliore chiarezza ed efficienza del percorso procedurale richiesto da parte dello stesso Ministero. Fra le attività svolte dall’Area delle verifiche di calcolo si segnala lo studio condotto mediante valutazioni di meccanica della frattura per la determinazione della relazione fra pressione massima ammissibile e temperatura, che è necessario adottare al fine di limitare opportunamente il rischio di rottura fragile, durante le fasi transitorie di “start up” di reattori caratterizzati da elevato spessore di parete, appartenenti ad impianti di raffineria. Nell’ambito delle infrastrutture e trasporti, si segnala lo studio per la valutazione della frequenza delle attività di ispezione e controllo dei dettagli saldati delle strutture di supporto ai sistemi di via per trasporto metropolitano leggero, con riferimento alla possibile propagazione di difetti di fatica. Fra le numerose valutazioni di idoneità all’esercizio o “Fitness for Service”, si segnala lo studio condotto per la valutazione di idoneità di componenti appartenenti ad un impianto di processo, interessati da un evento di incendio esterno. In evidenza sono anche le attività svolte dall’area Ingegneria di Processo nell’ambito dei servizi sviluppati per i sistemi di protezione delle attrezzature a pressione: scelta e dimensionamento delle valvole di sicurezza, specifiche di approvvigionamento e verifiche in esercizio della pressione di scatto nell’ambito delle verifiche di funzionamento previste dalla regolamentazione vigente. Infine è stata arricchita la gamma dei servizi forniti dal settore Ingegneria con la predisposizione di applicativi informatici a supporto della gestione delle verifiche ispettive per le attrezzature a pressione e delle valutazioni di affidabilità. 2.2 Assistenza Tecnica Nel corso del 2011 l’attività dei funzionari di IIS SERVICE nel Settore della “Carpenteria” è proseguita a ritmo intenso, Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 371 Relazione della Presidenza riguardante la gestione di IIS SERVICE Srl nel 2011 con l’assistenza alla costruzione in officina ed in cantiere dei ponti stradali della Variante di Valico sull’Appennino Emiliano dell’Autostrada del Sole, dei viadotti sull’Autostrada del Brennero e sulla strada a grande comunicazione tra Agrigento e Caltanissetta. Sempre nel comparto della viabilità, fra le altre opere seguite dalle fasi di progettazione dei giunti saldati fino alla realizzazione e al collaudo, si cita il nuovo ponte sul Po costruito a tempo di record in località San Rocco al Porto, a seguito del crollo di parte del vecchio ponte. Per quanto attiene ad altre opere di ingegneria civile, si devono citare la costruzione in officina ed in cantiere di strutture saldate per le barriere mobili della laguna di Venezia (progetto Mose) ed altre opere di ripristino di manufatti di pregio architettonico come i ponti dell’Accademia e della Costituzione sempre in Venezia; inoltre sono state completate le attività di supervisione e controllo dei giunti saldati e della qualità della protezione superficiale del nuovo Stadio della Juventus che prende il posto del “Delle Alpi’’, la costruzione del quale era stata seguita dall’Istituto in occasione dei mondiali di calcio di Italia ’90. Si vogliono infine segnalare, per la loro importanza e particolarità due opere: per primo il grattacielo della nuova sede della Banca Intesa Sanpaolo a Torino, con progetto architettonico di Renzo Piano; per la costruzione di questa torre di oltre 166 m di acciaio IIS SERVICE è stata impegnata in tutte le fasi di progetto esecutivo e di costruzione; infine nel 2011 è stata avviata la realizzazione delle paratoie del nuovo Canale di Panama, opera ciclopica che verrà interamente realizzata in Italia con la collaborazione di tutte le società del Gruppo IIS. Nel settore della ''Caldareria'' è continuata l’importante attività di supervisione alla costruzione di reattori e separatori di grosso spessore, scambiatori ad alta pressione, radianti e convettive di forni, tubi catalitici e collettori di impianto per la produzione di idrogeno, colonne ed “air-cooler” per l'industria petrolchimica. Questa attività di supervisione alla costruzione è stata condotta principalmente nell’ambito del Progetto EST di ENI R&M di Ferrera Erbognone (PV) e della nuova realizzazione dell’impianto Idrogeno 3 della Raffineria RAM di Milazzo, in qualità di consulente tecnico della Committente. Per lo stesso Progetto EST è iniziata l’attività di supervisione al montaggio di forni e tubazioni c/o il cantiere di Ferrera Erbognone (PV). E’ stata portata a termine l’attività di assistenza tecnica continuativa nell’ambito della costruzione di una centrale a ciclo combinato ad Aprilia. Infine sono proseguiti gli interventi nelle fasi di manutenzione in fermata presso le principali raffinerie italiane e vari impianti chimici e petrolchimici. Per quanto riguarda i lavori all’estero, ispettori del Settore “Assistenza tecnica in saldatura” sono stati impegnati in interventi di sorveglianza/ispezione nell’ambito di attività di manutenzione c/o due centrali nucleari EDF in Francia (Cruas e Fessenheim), in attività di sorveglianza e controllo in costruzione del “thermopocket” (in lega d’alluminio) di una grande unità galleggiante di stoccaggio e rigassificazione di gas naturale per conto di SAIPEM (Milano) nell’ambi372 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 to del progetto FSRU di Livorno e, inoltre, in un intervento di assistenza tecnica e controllo su due apparecchiature di grosso spessore c/o impianto UREA di Baruch (India). E’ proseguita infine l’attività di sorveglianza in campo c/o il cantiere di Bayet (Francia) nell’ambito della realizzazione di una centrale a ciclo combinato. 2.3 Diagnostica e Controlli non Distruttivi L’anno 2011 è stato per il Settore “Diagnostica e controlli non distruttivi” di IIS SERVICE un anno di notevole intensità. Gli impegni, principalmente nel settore petrolchimico, si sono susseguiti senza soluzione di continuità, avendo come oggetto l’indagine sia su componenti nuovi che eserciti. Per quanto concerne gli apparecchi in costruzione, sono stati condotti, principalmente, controlli in preservizio su apparecchiature a pressione destinate al nuovo impianto EST della Raffineria ENI di Sannazzaro, oltre ad alcuni items destinati alle Raffinerie di Taranto, Gela e RAM Milazzo. Gli ispettori sono stati coinvolti in 8 fermate di impianto presso le principali raffinerie italiane (ENI Sannazzaro, ENI Gela, ENI Taranto, ENI Livorno, ENI Venezia, ENI Viggiano, SARPOM Trecate ed IPLOM Busalla). Nel corso dell’anno, le campagne di controlli non distruttivi avanzati per il monitoraggio dei danneggiamenti indotti dal servizio (ad esempio il controllo ultrasonoro per la ricerca di difetti indotti dall’ambiente H2S umido) hanno interessato la Raffineria di Roma e le Raffinerie ENI di Livorno, Sannazzaro e Taranto. Particolarmente interessante è risultata l’indagine svolta sui degasatori operanti presso centrali per la produzione di energia elettrica, soggetti ad un danneggiamento indotto da fenomeni di corrosione – fatica, riscontrato su diverse unità appartenenti a questa tipologia di apparecchio. Sono proseguiti, inoltre, gli interventi di controllo periodici di serbatoi interrati, sferici e di linee di trasferimento prodotti pericolosi. Nel settore distribuzione (depositi di stoccaggio e linee), IIS SERVICE ha proseguito la collaborazione con ENI nei principali siti italiani, fornendo assistenza tecnica durante l’ispezione e la manutenzione dei serbatoi. Le attività di indagine hanno previsto l’utilizzo di tecniche avanzate come il Floorscanner e l’emissione acustica; quest’ultima in particolare è stata applicata per la ricerca di corrosione e perdite dal fondo dei serbatoi senza la necessità della loro messa fuori servizio. In particolare, è proseguita l’attività di collaudo idraulico di oleodotti e serbatoi principalmente per ENI. Oltre ai clienti tradizionali, IIS SERVICE ha iniziato una collaborazione con Esso Italiana per le attività citate. I serbatoi dei depositi di Napoli, Palermo, Augusta, Chivasso e Arluno sono stati ispezionati da ispettori qualificati in accordo alla norma API 653, per individuare le principali problematiche alla continuazione del servizio. IIS SERVICE ha anche svolto, utilizzando la tecnologia delle onde guidate, controlli presso clienti abituali (ENI, ISAB) e presso nuovi clienti. Particolare interesse si è evidenziato Relazione della Presidenza riguardante la gestione di IIS SERVICE Srl nel 2011 nel controllo degli attraversamenti stradali. Il Settore DPN ha collaborato, inoltre, con Ingegneria e Assistenza tecnica per quanto concerne i controlli sulle apparecchiature esercite in regime di scorrimento viscoso, presso la Yara Ferrara, le Raffinerie ENI di Livorno e Venezia e la Polimeri Europa di Brindisi. I tecnici del settore hanno infine proseguito con le consuete attività durante la posa di metanodotti e nel coordinamento sicurezza. L’attività all’estero ha avuto uno sviluppo notevole grazie alla consulenza continuativa nel campo dei controlli ultrasonori automatizzati (AUT) in Kazakistan per conto di AGIPKCO. Nel settore della carpenteria, alcuni funzionari hanno effettuato una estesa campagna di controlli sulle strutture saldate di uno scaricatore di carbone operante presso la Centrale ENEL di Brindisi. Da segnalare, con particolare rilievo, una importante attività di ricerca per l’impiego dei controlli ultrasonori automatici in sostituzione della radiografia, per conto di ENI E&P. 2.4 Patrimonializzazione della conoscenza Circa il 2,5% delle ore lavorate nell’anno dai dipendenti, sono state dedicate alla formazione ed alla circolazione delle competenze nel Gruppo IIS; questo impegno è stato rivolto principalmente all’aggiornamento tecnico, alla formazione di base in saldatura e controlli non distruttivi, allo sviluppo di nuove competenze, sia attraverso attività formative specifiche, sia mediante partecipazione a convegni ed a gruppi di lavoro nazionali ed internazionali. In particolare sono da segnalare: r il corso controlli ultrasonori avanzati: Wave Maker, TOFD, Phased Array; r il corso API 653 Storage Tanks Inspection (UK); r il corso API 510 Pressure Vessel Inspection (UK); r il corso NACE Corrosion (USA); r il meeting API-RBI User’s Group (USA); r il corso Modellazione Elementi Finiti ANSYS Workbench; r l’Assemblea Annuale dell’IIW (India); r il Convegno Applicazione dei Codici ASME in ambito PED; r l’ECCS Progettazione strutture civili (D); r la sesta edizione delle giornate Nazionali di Saldatura (GNS 6) a Genova. Per l’anno 2012 si prevede un impegno in formazione di circa il 3,5% delle ore lavorate. Oltre agli argomenti di base (saldatura e controlli non distruttivi), saranno affrontati temi specialistici quali: r il corso ASME VIII Div. 2 (NL); r il corso NACE Corrosion (UK); r il corso NACE Coating Inspector (USA); r il corso RCM (Reliability Centered Maintenance); r il corso Mathcad; r la partecipazione alla Conferenza Mondiale NDT (Sudafrica); r la partecipazione all’Assemblea Annuale dell’IIW (USA). 3. Bilancio e personale Le poste dello Stato Patrimoniale e del Conto Economico sono commentate, ai sensi dell'art. 2427 c.c., nella Nota Integrativa al Bilancio. Il valore della produzione dell’esercizio 2011 ammonta a Euro 14.883.249 e i relativi costi ad Euro 13.445.146 generando un avanzo di Euro 1.438.103. Di seguito viene esposto il conto economico riclassificato secondo il criterio della pertinenza gestionale ed alcuni indicatori di redditività. I crediti verso Clienti ammontano ad Euro 6842.439 e comprendono Euro 1.180.018 di ricavi per fatture da emettere al 31/12/2011. I debiti, che in totale ammontano ad Euro 8.159.077, comprendono Euro 837.423 di debiti verso Fornitori. Nell’anno 2011 la società ha investito in immobilizzazioni materiali per Euro 134.937, relative ad acquisti di macchinari e macchine da ufficio. Le dismissioni di cespiti ammontano ad Euro 73.378 e riguardano automezzi. Nei confronti delle società ed organismi partecipati, i saldi a debito, rappresentativi di prestazioni di servizi, sono i seguenti: CEC - Consorzio Europeo Certificazione Euro 1.879. Le imposte dell’esercizio sono state calcolate in Euro 421.729 per I.RE.S. corrente, in Euro 16.693 per I.RE.S. differita ed in Euro -55.000 per I.RE.S. anticipata (totale I.RE.S. di competenza dell'esercizio 2011 a conto economico Euro 383.422) ed in Euro 294363 per I.R.A.P. corrente ed in Euro -3.900 per I.R.A.P. anticipata (totale I.R.A.P. di competenza dell'esercizio 2011 a conto economico Euro 290.463). L’organico della società al 31 dicembre 2011 contava 94 dipendenti fra cui 28 laureati e 53 diplomati. Nell’anno 2011 non si sono registrati infortuni mortali né infortuni gravi che abbiano comportato una responsabilità da parte della società. Analogamente nel suddetto esercizio 2011 non sono stati arrecati danni all’ambiente né sono state irrogate, da parte delle Autorità competenti, sanzioni o pene definitive per reati o danni ambientali. 4. Evoluzione prevedibile della gestione per il 2012 Nel 2012 si è posto come obiettivo, anche sulla base dei risultati conseguiti nel primo trimestre, un livello di attività analogo a quello del 2011. Si propone al Socio per approvazione il seguente preventivo per l’anno 2012, relativo all’attività caratteristica: r Valore della produzione: Euro 14.600.000 r Costi della produzione: Euro 13.310.000 r Proventi finanziari al netto degli oneri: Euro 10.000 r Risultato prima delle imposte: Euro 1.300.000. Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 373 Relazione della Presidenza riguardante la gestione di IIS SERVICE Srl nel 2011 CONTO ECONOMICO (in migliaia di Euro) Anno 2011 Ricavi delle vendite e delle prestazioni 14.818 9DULD]LRQHULPDQHQ]HSURGRWWLÀQLWLHODYRULLQFRUVRVXRUGLQD]LRQH 100,18% -26 -0,18% 14.792 100,0% - Costi del personale 7.125 48,17% $FTXLVWLGLVHUYL]LHVWHUQLHPDWHULDOL 5.871 39,69% EBITDA caratteristico 1.796 12,14% Valore della produzione operativa 5LVXOWDWRDUHDDFFHVVRULD 5LVXOWDWRGHOO DUHDÀQDQ]LDULD EBITDA - Ammortamenti / Accantonamenti 73 0,49% -94 -0,63% 1.775 12,00% 438 2,96% 1.337 9,04% 5 0,03% 1.332 9,01% ,PSRVWHVXOUHGGLWRG·HVHUFL]LR 674 4,56% Risultato netto 658 4,45% Patrimonio netto 1.876 Capitale investito 10.651 EBIT 2QHULÀQDQ]LDUL Risultato prima delle imposte Indicatori di redditività 52(5LVXOWDWRQHWWR3DWULPRQLRQHWWR 35,07% ROI (EBITDA caratteristico – ammortamenti / accantonamenti / &DSLWDOHLQYHVWLWR 12,75% ROS (EBITDA caratteristico – ammortamenti / accantonamenti / 5LFDYLGLYHQGLWD 9.16% 5. Destinazione del risultato di esercizio r In relazione alla destinazione del realizzato utile di esercizio, il Consiglio di Amministrazione, formula la proposta di seguito esposta : r quanto a Euro 32.906,00, pari alla ventesima parte di essi 374 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 r sia destinata a Riserva di Legge ex articolo 2430 C.C.; quanto a Euro 1.879,14, ad integrale copertura perdita a nuovo sofferta nell’esercizio precedente; quanto alla parte residua, pari a complessivi Euro 623.339,62 ad incremento del patrimonio della società mediante il suo conferimento in riserva straordinaria facoltativa. IIS CERT dell’Istituto Italiano della Saldatura Relazione della Presidenza riguardante la gestione di IIS CERT Srl nel 2011* 1. Risultato complessivo Il risultato complessivo conseguito da IIS CERT nel 2011 è pari ad Euro 376.280, in un contesto economico nazionale ed internazionale oggettivamente difficile, è da ritenersi ragionevolmente soddisfacente. 2. Attività nel 2011 I ricavi della produzione per l’esercizio 2011 ammontano a Euro 6.220.024 e, in termini percentuali per attività, con riferimento ai Centri di Profitto esistenti, sono distribuiti come segue: L’aggregazione dei dati permette di affermare che il 73,8% del valore prodotto nell’anno è riconducibile ad attività di Certificazione nel settore “Volontario”, mentre la restante parte è relativa ad attività di Certificazione nel settore “Cogente”. 2.1 Certificazione Volontaria Nel corso del 2011 tutte le autorizzazioni EWF/IIW e gli accreditamenti di ACCREDIA, già dell’Istituto Italiano della Saldatura - Ente Morale (personale, procedure, processi e sistemi aziendali), sono stati trasferiti ad IIS CERT, senza * Relazione riguardante la gestione di IIS CERT Srl nel 2011 (redatta ai sensi dell’art. 2428 c.c.), presentata all’Assemblea Generale dei Soci, tenutasi a Genova nella Sala Conferenze “Ugo Guerrera” dell’IIS, il 10 Maggio 2012. alcuna interruzione delle attività operative connesse; ciò ha comportato una imponente razionalizzazione dell’impianto documentale che afferisce alle attività. La Divisione Certificazione Volontaria, in un contesto industriale molto critico, è riuscita complessivamente a mantenere il “trend” positivo già registrato nel 2010. In particolare, nel 2011, l’attività di “certificazione delle procedure di saldatura” è migliorata rispetto al 2010, così come per l’attività di “certificazione del personale”, è proseguito l’andamento positivo degli anni precedenti sia nel campo delle Figure Professionali di saldatura che dei controlli non distruttivi. L’attività di “certificazione dei saldatori e degli operatori di saldatura” si è, invece, ridotta con un decremento rispetto all’anno precedente pari a circa il 10%, determinato principalmente dalla crisi economica e finanziaria che ha investito in particolar modo le piccole e medie imprese operanti nel terziario dell’industria metalmeccanica. La flessione relativa alle attività di certificazione dei saldatori è stata ampiamente compensata da un incremento pari a circa il 25% delle certificazioni emesse nell’ambito della “Certificazione dei sistemi aziendali”, rispetto al totale cumulato nel decennio precedente (di questo incremento, circa il 70% è riconducibile alle norme di processo UNI EN ISO 3834 e UNI EN 15085). E’ infine proseguita l’attività inerente la procedura di accreditamento da parte di ACCREDIA, a fronte della norma OHSAS 18001 relativa alla certificazione del sistema di gestione della salute e sicurezza sul luogo di lavoro; l’ottenimento dell’accreditamento si prevede sia raggiunto entro il primo semestre del 2012. 2.2 Certificazione Cogente Nel primo trimestre del 2011 si è realizzato l’ingresso di IIS CERT nel Consorzio Europeo Certificazione (CEC), garantendo la continuità lavorativa nelle attività di valutazione di conformità per le quali il CEC stesso è autorizzato ad operare. Inoltre IIS CERT si è fatta parte attiva per la istanza presentata dal CEC ai Ministeri competenti al fine di potere operare come Soggetto Preposto per le verifiche periodiche sulle attrezzature di lavoro di cui all’art. 71 del D. Lgs. 81/2008; l’iter autorizzativo è ancora in corso. Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 375 Relazione della Presidenza riguardante la gestione di IIS CERT Srl nel 2011 Per quanto riguarda il passaggio da IIS a IIS CERT delle autorizzazioni già concesse a IIS, si è concluso positivamente l’iter riguardante il trasferimento dell’autorizzazione quale Terza Parte incaricata per l’approvazione del personale addetto alla realizzazione ed al controllo delle giunzioni permanenti secondo la Direttiva 97/23/CE – PED; è ancora in corso la procedura di trasferimento relativa alla Direttiva 2009/105/CE – SPV. Nel 2011 sono state infine presentate ai Ministeri competenti due nuove istanze, quella relativa al DPR 462/01 (verifiche periodiche degli impianti elettrici e di messa a terra) per la quale è già stata ottenuta l’autorizzazione, e quella riguardante la Direttiva 89/106/CEE (CPD - Direttiva Prodotti da Costruzione), per la quale si è in attesa della conclusione dell’iter autorizzativo. Nel 2012 si procederà necessariamente con le domande di accreditamento ad ACCREDIA per tutte le attività CEC ed IIS CERT riconducibili alle Direttive Europee. La “Certificazione di prodotto” ha mantenuto complessivamente il proprio volume di attività, relativa alla valutazione di conformità dei prodotti nel contesto del CEC a fronte delle Direttive per le quali il CEC stesso è autorizzato ad operare, comprendendo anche alcune certificazioni riguardanti impianti realizzati all’estero. Sono inoltre proseguite le attività di servizio integrato nei confronti dei grandi Utilizzatori di impianti industriali, in particolare per le applicazioni riguardanti l’art. 10 (deroghe alle frequenze delle verifiche periodiche) del DM n. 329/2004 ed al supporto tecnico nelle attività di verifiche periodiche di funzionamento ed integrità. Infine sono state svolte alcune attività di ispezione e collaudo per conto di IIS SERVICE nella fabbricazione di importanti impianti industriali. 2.3 Patrimonializzazione della conoscenza Circa il 5% delle 70.000 ore complessive lavorate nell’anno dai dipendenti, sono state dedicate alla formazione ed alla circolazione delle competenze nel Gruppo IIS; questo impegno è stato rivolto principalmente all’aggiornamento tecnico ed allo sviluppo di nuove competenze, sia attraverso attività formative specifiche, sia mediante la partecipazione a convegni ed a gruppi di lavoro nazionali ed internazionali. I principali temi trattati, per i quali si prevede un analogo impegno anche nel 2012 (circa 4200 ore tra formazione, sviluppo e consolidamento nuove attività), sono i seguenti: r messa a punto e qualificazione di processi di giunzione “advanced”, volti a supportare lo sviluppo industriale in termini di automazione ed a ottimizzare il controllo dei processi produttivi; r messa a punto di criteri nazionali per la qualificazione di personale e processi dedicati alla protezione superficiale; r verifiche degli impianti elettrici e di messa a terra ai sensi del DPR 462/01; r valutazione del sistema di gestione della salute e sicurezza con riferimento ai requisiti della norma OHSAS 18001; 376 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 r r r valutazione di conformità di componenti relativi alla fabbricazione ed alla manutenzione del rotabile ferroviario; valutazione del “Factory Production Control” dei fabbricanti di strutture metalliche saldate secondo i requisiti della UNI EN 1090; sviluppo software per fornire servizi tecnici via web. 3. Bilancio e personale Le poste dello Stato Patrimoniale e del Conto Economico sono commentate, ai sensi dell'art. 2427 c.c., nella Nota Integrativa al Bilancio. Il valore della produzione dell’esercizio 2011 ammonta a Euro 6.220.024 e i relativi costi ad Euro 5.526.363 generando un avanzo di Euro 693.661. Di seguito viene esposto il conto economico riclassificato secondo il criterio della pertinenza gestionale ed alcuni indicatori di redditività. I crediti verso Clienti ammontano ad Euro 1.957.501 e comprendono Euro 509.998 di ricavi per fatture da emettere al 31/12/2011. I debiti, che in totale ammontano ad Euro 3.386.635, comprendono Euro 733.479 di debiti verso Fornitori. Nell’anno 2011 la società ha investito in immobilizzazioni materiali per Euro 3.604, relative ad acquisti di macchinari e macchine da ufficio. Le dismissioni di cespiti ammontano ad Euro 9.481 e riguardano automezzi. Nei confronti delle società ed organismi partecipati e/o equiparati, i saldi a credito rappresentativi di prestazioni di servizi sono i seguenti: IIS Service Srl Euro 201.715; CEC - Consorzio Europeo Certificazione Euro 434.362. I saldi a debito, rappresentativi di prestazioni di servizi, sono i seguenti: IIS Service Srl Euro 49.800; CEC - Consorzio Europeo Certificazione Euro 25.253. Le imposte dell’esercizio sono state calcolate in Euro 183.410 per I.RE.S. corrente, in Euro 22.426 per I.RE.S. differita ed in Euro - 11.000 per I.RE.S. anticipata (totale I.RE.S. di competenza dell'esercizio 2011 a conto economico Euro 194.836) ed in Euro 100.270 per I.R.A.P. corrente ed in Euro -1.560 per I.R.A.P. anticipata (totale I.R.A.P. di competenza dell'esercizio 2011 a conto economico Euro 98.710). L’organico della società al 31 dicembre 2011 contava 38 dipendenti fra cui 9 laureati e 21 diplomati. Nell’anno 2011 non si sono registrati infortuni mortali né infortuni gravi che abbiano comportato una responsabilità da parte della società. Analogamente nel suddetto esercizio 2011 non sono stati arrecati danni all’ambiente né sono state irrogate, da parte delle Autorità competenti, sanzioni o pene definitive per reati o danni ambientali. Relazione della Presidenza riguardante la gestione di IIS CERT Srl nel 2011 CONTO ECONOMICO (in migliaia di Euro) Anno 2011 Ricavi delle vendite e delle prestazioni 9DULD]LRQHULPDQHQ]HSURGRWWLÀQLWLHODYRULLQFRUVRVXRUGLQD]LRQH 6.174 99,34% 41 0,66% Valore della produzione operativa 6.215 100,0% - Costi del personale 2.378 38,26% $FTXLVWLGLVHUYL]LHVWHUQLHPDWHULDOL 3.053 49,13% 784 12,61% 5LVXOWDWRDUHDDFFHVVRULD -18 -0,29% 5LVXOWDWRGHOO DUHDÀQDQ]LDULD -15 -0,24% 751 12,08% EBITDA caratteristico EBITDA - Ammortamenti / Accantonamenti 73 EBIT 678 2QHULÀQDQ]LDUL 8 1,17% 10,91% 0,13% Risultato prima delle imposte 670 10,78% ,PSRVWHVXOUHGGLWRG·HVHUFL]LR 294 4.73% Risultato netto 376 6.05% Patrimonio netto 794 Capitale investito 4.507 Indicatori di redditività 52(5LVXOWDWRQHWWR3DWULPRQLRQHWWR 47,36% ROI (EBITDA caratteristico – ammortamenti / accantonamenti / Capitale LQYHVWLWR 15,78% ROS (EBITDA caratteristico – ammortamenti / accantonamenti / Ricavi di YHQGLWD 11,52% 4. Evoluzione prevedibile della gestione per il 2012 5. Destinazione del risultato d’esercizio Nel 2012 si è posto come obiettivo, anche sulla base dei risultati conseguiti nel primo trimestre, un livello di attività analogo a quello del 2011. Si propone al Socio per approvazione il seguente preventivo per l’anno 2012, relativo all’attività caratteristica: r Valore della produzione: Euro 6.015.000 r Costi della produzione: Euro 5.475.000 r Proventi finanziari al netto degli oneri: Euro 10.000 r Risultato prima delle imposte: Euro 550.000. Nel 2012 è previsto inoltre un investimento pari a Euro 70.000 per lo sviluppo di un software dedicato alla fornitura di servizi specialistici “on line”. In relazione alla destinazione del predetto realizzato utile di esercizio pari ad Euro 376.279,63, il Consiglio di Amministrazione, formula la proposta di seguito esposta: r r r quanto a Euro 18.814,00, pari alla ventesima parte di essi sia destinata a Riserva di Legge ex articolo 2430 c.c.; quanto a Euro 2.003,84, ad integrale copertura perdita a nuovo sofferta nell’esercizio precedente; quanto alla parte residua, pari a complessivi Euro 355.461,79, ad incremento del patrimonio della società mediante il suo conferimento in riserva straordinaria facoltativa. Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 377 Pubblicazioni IIS Corso per tecnici specialisti in saldatura Quest’opera, in un unico volume, riprende, aggiorna e ristruttura radicalmente il ben noto “Corso per Tecnici Specialisti in Saldatura” che nel 1995 sostituì la vecchia edizione del “Corso Celere di Saldatura”, la cui prima stesura fu preparata dall’Istituto Italiano della Saldatura più di trent’anni fa. Il volume è il risultato di una completa ed approfondita opera di aggiornamento, avente, tra l’altro, l’obiettivo di attualizzare i riferimenti normativi alla luce della grande evoluzione, tecnologica e organizzativa, che ha notevolmente interessato il mondo delle costruzioni saldate. In particolare, il testo, oltre a rappresentare un riferimento completo, ma di non GLIÀFLOHDFFHVVLELOLWjSHUTXDQWLVLDYYLFLQLQRSHUODSULPDYROWDDOOHSUREOHPDWLFKHGHOODVDOGDWXUDqDQFKHXQYDOLGRVXSSRUWRGLGDWWLFRSHUODTXDOLÀFD]LRQH di tre importanti Figure Professionali: International Welding Specialist (IWS), International Welding Inspector - Comprehensive (IWI-C) ed International Welding Inspector - Standard (IWI-S). ,QTXHVWRYROXPHVRQRWUDWWDWLGRSRXQ·LQWURGX]LRQHJHQHUDOHLSULQFLSDOLSUREOHPLGLVDOGDELOLWjGHOOHOHJKHPHWDOOLFKHIHUURVHHQRQIHUURVHLSULQFLSLIRQGDPHQWDOLGHLSURFHVVLGLVDOGDWXUDWUDGL]LRQDOLGLTXHOOLDGHQHUJLDFRQFHQWUDWD HVSHFLDOLODVDOGDWXUDDUHVLVWHQ]DODEUDVDWXUDHGLOWDJOLRWHUPLFR,QÀQHDPSLR spazio è dedicato al controllo del processo di fabbricazione mediante saldatura. 6LWHQJDSUHVHQWHFKHLFRQWHQXWLGHOSUHVHQWHWHVWRSHUXQ·HIÀFDFHD]LRQHGLGDWWLFDÀQDOL]]DWDDGXQDTXDOLÀFD]LRQHSURIHVVLRQDOHGHYRQRHVVHUHYDQWDJJLRsamente integrati dalle lezioni, dimostrazioni ed esercitazioni, svolte dagli Istruttori dell’Istituto, i soli in grado di trasferire l’insieme delle esperienze teoriche HSUDWLFKHGHOO·,,6GHULYDQWLGDOODVXDFRQWLQXDDWWLYLWjVXEDVHLQWHUQD]LRQDOHGL ricerca, normazione e assistenza tecnica all’industria. INDICE: Settore DDC Maura Rodella Lungobisagno Istria, 15 16141 GENOVA Tel. 010 8341385 Fax 010 8367780 Email: [email protected] www.weldinglibrary.com www.iis.it 1. 6WUXWWXUDHSURSULHWjPHFFDQLFKHGHLPHWDOOL 2. Termologia della saldatura 3. Leghe ferro carbonio: gli acciai 4. Struttura e difettologia del giunto saldato 5. 6DOGDWXUDGHJOLDFFLDLDOFDUERQLRPDQJDQHVHHDGDOWDUHVLVWHQ]DERQLÀFDWL 6. Saldatura degli acciai basso-legati al cromo-molibdeno ed al nichel 7. Saldatura degli acciai legati inossidabili 8. La saldatura dei materiali non ferrosi 9. Preparazione dei lembi 10. 3URFHVVRGLVDOGDWXUDDOODÀDPPDRVVLDFHWLOHQLFD 11. Arco elettrico e generatori di saldatura 12. Saldatura manuale ad arco con elettrodi rivestiti 13. *HQHUDOLWjVXLSURFHVVLGLVDOGDWXUDDGDUFRVRPPHUVRHÀORFRQWLQXR 14. Processo di saldatura ad arco sommerso 15. 3URFHVVRGLVDOGDWXUDDÀORFRQWLQXRFRQHVHQ]DSURWH]LRQHGLJDV 16. Processo di saldatura ad elettrodo infusibile in protezione di gas inerte 17. saldatura ad energia concentrata: arco plasma, fascio elettronico e laser 18. Saldatura elettrica a resistenza 19. Altri processi di saldatura 20. Taglio termico dei metalli 21. Brasatura forte 22. Controllo del processo di fabbricazione mediante saldatura Appendice A. Saldatura delle ghise. 2010, 514 pagine, Codice: 101002, € 100,00 Soci IIS - Membri IIS Club € 80,00 International Institute of Welding L. Silva et al. - Non-destructive inspection of ITER PF jacket welds Non-destructive inspection of ITER PF jacket welds (°) L. Silva * P. Barros ** R. M. Miranda ** L. Coutinho *** 1. Introduction The jacket of the ITER PF Conductor is made up of modified stainless steel 316L jacket sections with minimum length of 6 m which are butt-welded together for almost 900 m [1]. The seamless tubes are produced by extrusion and drawing. The jacket assembly is leak tight to helium and able to sustain pressure rise in case of a quench [2]. 2. Material Figure 1 presents the cross-section of the “round-in-square” jacket for PF conductor. The jacket sections are assembled by butt welding, using Gas Tungsten Arc Welding (GTAW). (°) Doc. IIW-2046, Recommended for Publication by Commission V “Quality Control and Quality Assurance of Welded Products.” * ISQ – Instituto de Soldadura e Qualidade, Porto Salvo, and FCT-UNL, Faculty of Sciences and Technology, Universidade Nova de Lisboa, Monte da Caparica (Portugal). ** FCT-UNL, Faculty of Sciences and Technology - Mechanical and Industrial Engineer Department. *** IST-UTL, Instituto Superior Técnico, Universidade – Secção de Tecnologia Mecânica, Lisboa (Portugal). Summary / 6RPPDULR The magnet system for ITER consists of 18 toroidal Àeld (TF) coils, a central solenoid (CS), 6 poloidal Àeld (PF) coils and 18 correction coils (CC). The PF coils are comple[ in design with a geometry jacket so-called “round-in-square”. R&D studies have been developed to evaluate the suitability of several non-destructive testing methods to be implemented on this jacket during the manufacturing stage as a quality assurance method. Until now none of the techniques applied had a 100% capability of detection. This paper presents the results of a study where three radiographic techniques were tested on samples of the jacket and these were: Industrial Radiography, Computed Radiography and Computed Tomography. The combination of the different radiographic techniques proved to be efÀcient as no other technique had been before. /DFRQÀJXUD]LRQHPDJQHWLFDGL,7(5FRQVLVWHLQFDPSLWRURLGDOL7)SURGRWWL GD ERELQH XQ VROHQRLGH FHQWUDOH &6 FDPSL SRORLGDOL 3) H ERELQH GL FRUUH]LRQH&&/HERELQH3)KDQQRXQGHVLJQFRPSOHVVRFDUDWWHUL]]DWRGD XQDJXDLQDODFXLIRUPDqGHWWD´URXQGLQVTXDUHµ6RQRVWDWLHODERUDWLVWXGLSHU YDOXWDUHO·HIÀFDFLDGLGLYHUVLFRQWUROOLQRQGLVWUXWWLYLGDHVHJXLUHVXTXHVWDJXDLQD GXUDQWHODIDVHGLSURGX]LRQHFRPHPHWRGRSHUODJDUDQ]LDGHOODTXDOLWj )LQRDGRJJLQHVVXQDGHOOHWHFQLFKHDSSOLFDWHKDDYXWRXQDFDSDFLWjGLULOHYD]LRQH GHLGLIHWWLGHO4XHVWRDUWLFRORSUHVHQWDLULVXOWDWLGLXQRVWXGLRQHOTXDOH VRQR VWDWH WHVWDWH WUH WHFQLFKH UDGLRJUDÀFKH VX FDPSLRQL GHOOD JXDLQD TXDOL 5DGLRJUDÀD,QGXVWULDOH&RPSXWHG5DGLRJUDSK\H7RPRJUDÀD&RPSXWHUL]]DWD /DFRPELQD]LRQHGHOOHGLYHUVHWHFQLFKHUDGLRJUDÀFKHGLPRVWUDGLHVVHUHHIÀFDFH FRPHQHVVXQ·DOWUDWHFQLFDSULPDG·RUD IIW Thesaurus Keywords: Computers; Eddy current testing; Phased Array techniques; Process variants; TOFD techniques; Ultrasonic testing; Radiography. Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 379 L. Silva et al. - Non-destructive inspection of ITER PF jacket welds Table 1 – Chemical composition of the PF conductor jacket material [1] Element [wt. %] C Si Mn P S Cr Ni Mo Co 0RGLILHG/ Table 2 – Introduced flaws in the welds Flaws Length Width Depth Thickness 1RWFK>1@ PP PP PP RIWKHZDOO 1RWFK>1@ PP PP PP RIWKHZDOO 1RWFK>1@ PP PP PP RIWKHZDOO 1RWFK>1@ PP PP PP RIWKHZDOO 1RWFK>1@ PP PP PP RIWKHZDOO Flaws Diameter Depth Thickness Position +ROH>+@ PP PP RIWKHZDOO +ROH>+@ PP PP RIWKHZDOO 3. NDT requirements for ITER PF conductors ITER organization defined that the NDT supplier must establish and qualify an appropriate Non-Destructive Examination procedure (NDE) to detect surface and sub-surface defects on each jacket section [2]. For the qualification and demonstration process of a non-destructive method or technique it is necessary for the production and the related mandatory tests of specimens to benchmark examinations with machined defects. For the demonstration, the samples must have the following machined defects: Figure 1 – Geometry and dimensions of “round-in-square” jacket for PF Conductor 380 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 r semi-circular notches of 2 mm length and 0.5 mm depth, aligned along the section axis and perpendicular to it; r a blind hole of 0.5 mm diameter at a depth of 90% of the minimum wall thickness. In the case of ultrasonic test the final acceptance level must be less than Figure 2 – Jacket section with PF Conductor [Courtesy: F4E] L. Silva et al. - Non-destructive inspection of ITER PF jacket welds 50% of the signal level determined from machined defects. For the ITER organization, different methods shall be applied to guarantee the quality assurance of the jacketing. These methods are: visual examination, dye penetrant test, radiographic or ultrasonic examination. 3.1 Visual examination The visual examination is carried out inside and outside in all welded joints between jacket sections. The required acceptance criterion is full penetration with complete fusion of the base material. 3.2 Dye penetrant test After welding a dye penetrant test is applied on butt-welds. A welded joint is not acceptable if it exhibits any type of linear indication or rounded isolated indication larger than 1 mm or with 4 or more rounded indications in a line separated by 1.5 mm maximum. 3.3 Radiographic or ultrasonic examination of butt-welds Radiographic or ultrasonic examinations must be applied. For both methods, a data record in digital format is required. A reference specimen with machined holes must be manufactured to demonstrate the sensitivity of the selected examination method. 4. Previous R&D studies The Japan Atomic Energy Agency and European Union Domestic Agency involve research groups for NonDestructive Testing of this particular geometry. All weld volume and base material must be inspected according to the NDT requirements previously established by ITER organization. Figure 2 presents a real cross-section of the jacket with the conductors inside. Table 1 presents the chemical composition of the jacket material. With the purpose of studying Figure 3 – Location of the introduced flaws the detectability of each method and technique, samples were prepared and representative flaws were introduced in the welds. The artificial flaws were made by electric discharge machining. Table 2 presents the dimensions for each type of flaw reproduced and Figure 3 indicates its position in the jacket. The Japan Atomic Energy Agency based on their existing inspection system has developed an Eddy Current probe to study the applicability of the Eddy Current Inspection (ET) and the detectable flaw size in the base material. In the Eddy Current Inspection system, JAEA used an ET probe for outer and inner surface inspection with a frequency of 120 kHz achieving a penetration depth close to 1.5 mm. For the welded joint, the applicability of conventional ultrasonic inspection (UT) and radiographic test (RT) have been studied. For UT inspection two techniques were used: single probe angle beam reflection technique and double probe transmission technique, both using a 5 MHz probe with a transducer size of 5 × 5 mm and a refraction angle of 45°. For the RT an X-ray machine was used, with double wall method for 0° and 45° positions. The voltage ranged from 200 to 300 kV and the exposure times from 2.5 to 20 min for the higher thicknesses with high definition films. The results of JAEA on RT shows that flaws with a depth of 5% thickness (5% t) positioned at 0° and 45° were not detected. The detection of flaws at a depth of 10% t was shallow and at 2% t was not detected. Conventional UT showed that its sensitivity is almost the same as that of RT. The same difficulty was observed to detect notches of 2 mm length. In Europe, ENEA Casaccia studied the applicability of ET inspection, TOFD and X-rays. For the Eddy Current inspection of the outer surface, a high resolution flexible TR (transmitreceive) probe with 64 elements from ZETEC was used. This probe allows defect detection in all directions. The Eddy Current technique with these characteristics limited the resolution to 1 mm diameter hole defect. For inner surface a single element rotating probe was used. Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 381 L. Silva et al. - Non-destructive inspection of ITER PF jacket welds The applicability of UT due to “roundin-square” shape has shown that it is not able to achieve the detection requirements established by the ITER organization. ENEA used different techniques with single probes, creeping waves, phased array and TOFD. The creeping waves technique has the particularity to detect surface and subsurface defects and oriented perpendicularly to the probe beam. The application of creeping waves alone has been shown to be insufficient for defects characterization and revealed the need to be complemented with other technique. PA shows unsuccessful application due to the thickness change. The application of ET testing presents good detection capabilities for surface defects on both internal and external surfaces, as creeping waves, but is limited to a maximum depth thickness, around up to 2 mm. From all UT techniques studied by ENEA, TOFD was the one which had a detection rate of 90% of defects but with limited reliability due to irregular back wall echo. UT inspection carried out by TOFD allowed good detection of subsurface defects with accurate location and sizing of these. However, it did not guarantee 100% detection because of surface roughness and the deterioration of the TOFD signal when inspecting the welded zones [3]. 5. ISQ R&D studies Based on the previous R&D studies, X-ray seems to have additional advantages over competitive techniques for welding inspection. Thus, in the present study radiographic tests were privileged. The tests performed at ISQ were: Conventional Radiography with high sensitivity film, Computed Radiography and Computed Tomography. Figure 4 and Figure 5 show the machined flaws manufactured in the jacket samples. 5.1 Conventional radiography – RT Figure 4 – Images of the notches introduced in the testing samples 382 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 For the conventional RT a portable X-Ray device was used, a Smart L. Silva et al. - Non-destructive inspection of ITER PF jacket welds Figure 5 – Holes with 0.5 mm diameter and depth of 90% of thickness introduced at 0º and 90º position Figure 6 – Scheme of the different expsures for Conventional RT and Computed Radiography Table 3 - Parameters used for conventional RT Method 'RXEOHZDOO'RXEOHILOP 'RXEOHZDOO'RXEOHILOP 6LQJOHZDOO'RXEOHILOP 'RXEOHZDOO6LQJOHILOP 6LQJOHZDOO6LQJOHILOP Position [degrees] Andrex 300Hp from YXLON which can achieve a voltage of 300 kV, a tube current of 3.0 mA, with a focal point of 3.0 mm and a penetration capability of 65 mm on steel. To detect the above-mentioned defects, a detailed study was carried out on the type of films and its position in order to identify the best method to be used. Table 3 presents a summary of the parameters tested. The selection of films as D3 from GE and R2 from Foma NDT System, allowed to obtain a very high contrast, a very high detail and perceptibility and an excellent sharpness, suitable for radiography in this type of material. The D3 is an ultra fine grain film Film '' '' ' D2 D2 Exposure time PLQ PLQ PLQ PLQV PLQV Voltage and R2 is an extremely fine grain film with low sensitivity and low speed. These types of films are ideal for exposures requiring the finest possible detail rendering and detection of critical small-sized defects. Figure 6 shows the different configurations used for the Conventional Radiography and Computed Radiography in order to have a higher probability of detection. The number of exposures to cover all the welded volume depends on whether the examination will be done from outside or inside the jacket. Figure 7 presents images representative of some results regarding the conventional RT. 5.2 Computed Radiography – CR For the application of Computed Radiography or Digital Radiography system, the same X-Ray generator was used as in the conventional RT. The main difference is the use of reusable Storage Phosphor Image Plates, which offers a convenient and reliable way to replace the conventional films. When compared to conventional RT, the main advantage of using the CR is the efficiency because the scanning time is, usually, less than the development of the traditional film and the exposure time is drastically reduced, typically 80% to 90% [4] less than with conventional films. Several developments were made to improve the image quality of the plates, which have a wide dynamic range of 65000 grey levels (16 bit), enabling the possibility of inspecting multiple thickness in one shot. The Digital Data can be stored on a database which can be available online and easy to access, allowing the analysis and sharing of the information for long-term use. Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 383 L. Silva et al. - Non-destructive inspection of ITER PF jacket welds Table 4 – Parameters used in CR Method Position [degrees] Type of Film Exposure time Voltage 'RXEOHZDOO +',3[ PLQ 'RXEOHZDOO ,3[ PLQV 6LQJOHZDOO +',3[ PLQ 6LQJOHZDOO +',3[ PLQ Figure 7 – Conventional radiographic images Figure 8 – Digital radiographies of the introduced flaws 384 Figure 9 [Courtesy of YXLON] Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 L. Silva et al. - Non-destructive inspection of ITER PF jacket welds This is a set of high importance advantages and benefits of a digital radiography system. The use of a super sensitive digital image plates (High Definition Image Plates) enables the increasing of the detection capabilities. More defects and details can be identified and the analysis is improved. For the jacket inspection a High Definition Image Plate HD-IP10x24 from Dürr was used to obtain a better image quality. For these image plates longer exposure time is needed when compared with normal IP, but with high definition phosphor screens it is possible to scan and achieve higher resolutions. To scan the images a high definition scanner from DÜRR HD-CR35 NDT was used, as well as a workstation with appropriate software, digitalizing at 25 μm and 12.5 μm of resolution and the visualization was made in black and white LCD monitor of 20.8’’ with 10 bits per pixel and 3 Mpx. The digital radiographies obtained are presented in Figure 8. Due to their size, it is not possible to visualize that the image quality indicators achieve the quality required by the codes. For the CR the exposure parameters need to be adapted to the IP behaviour which is different from traditional films. Table 4 presents the parameters tested with the Image Plates. of information regarding the items to be inspected occurs when radiographic images are made from different angles, to obtain a precise image of the inner and outer geometry of an object to be inspected. For this, it is necessary to make X-ray images at as many angles as possible, preferably 360°. A cross-sectional image - tomogram (reconstruction) - is later computed by mathematical models. Figure 9 presents the basic set-up of the Computed Tomography. The CT system consists of an X-ray source for beam generation, a manipulator to position the object to be inspected, a detector to capture the 5.3 Computed Tomography – CT The Computed Tomography is not usually applied to non-destructive welding inspection, mainly due to the high costs of the system. However, the CT shows a good improvement on the sensitivity for both volumetric and planar defects [5]. The Computed Tomography creates a set of cross-sectional images (slices) of three-dimensional objects using X-rays. In conventional RT the object is placed between the X-ray source and the detector is reproduced in the X-ray image on a two-dimensional surface. The three-dimensional gain Figure 10 - Sequence of images obtained in Computed Tomography testing Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 385 L. Silva et al. - Non-destructive inspection of ITER PF jacket welds radioscopic image and a computer unit for image generation (reconstruction), image depiction and analysis. The experimental studies have been made to investigate the detectability of CT. For the CT testing the equipment used was an YXLON. CT, with 450 kV, with a payload of 30 kg, a maximum leak dose rate of 1.0 μSv/h. The data acquisition was made by slices with 0.2 mm spacing. The results of Computed Tomography are shown in Figure 10. smallest notch revealed itself to be the hardest defect to detect due to its location. It is positioned in the corner (position 45°), and hidden by hole 1 from the outside. Furthermore the thickness here is higher. Computed Tomography was the only technique to attain the required detection level. All defects were possible to detect. This fast and high-resolution system has shown the most suitable technique up to date. More steps for qualification and demonstration are needed, with validation of testing parameters on mock-ups with representative material structures, containing other planar notches and cylindrical holes. Acknowledgements 6. Conclusions The experimental investigations of radiography applications carried out to improve the detection of defects located in the stainless steel specimen showed that the corner areas of the PF jacket are the most difficult to inspect. In those areas there was a reduced contrast due to higher thickness, and consequently higher X-ray penetration depth. Until this study, any individual or integrated NDT system had accomplished a complete detection of all the existing defects in testing samples. Concerning the conventional RT, the inspection was done with a D2 type film, which has a higher sensitivity and allowed the detection of notch N5, the smallest and most difficult defect to detect. This notch was detected tough shallow. The results of Computed Radiography were very similar to conventional RT: Notch 5 was clearly detectable with the application of image filters. One of the important advantages of the computed radiography is its image processing capabilities. Through the application of image processing filters and/or the adjustment of the image brightness and contrast it is possible to enhance some features of the defects, which are not visible in traditional radiography, improving the inspection efficiency. Notch 5 – the 386 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 The authors wish to acknowledge ITER Organization and Fusion for Energy – F4E for all information and to YXLON International for all support with Computed Tomography. About the authors Ms. Liliana SILVA ([email protected]), Engineer and Ph.D. candidate is with ISQ - Instituto de Soldadura e Qualidade, Porto Salvo, and with FCT-UNL, Faculty of Sciences and Technology, Universidade Nova de Lisboa, Monte da Caparica (Portugal). Mr. Pedro BARROS ([email protected]), Engineer, is also with ISQ. Prof. Dr. Rosa Maria MIRANDA ([email protected]) is also with FCT-UNL, Faculty of Sciences and Technology - Mechanical and Industrial Engineer Department and Prof. Luísa COUTINHO ([email protected]) is with IST-UTL, Instituto Superior Técnico, Universidade – Secção de Tecnologia Mecânica, Lisboa (Portugal). References [1] [2] [3] [4] [5] ITER Organization: ITER Technical Basis – Magnets, Plant Description Document, Chapter 2.1, G A0 FDR 1 01-07-13 R1.0. Vostner A.: Jacket for PF Conductor, Fusion for Energy, Feb. 2009. Vostner A., Vesprini R., Della Corte A.: NDT Requirements for ITER PF Conductors, 24th March 2009, ITER Cadarache. Herold F.: Image registration combining digital radiography and computer-tomography image data, 17th World Conference on Nondestructive Testing, 25-28 Oct. 2008, Shanghai, China. Redmer B., Robbel J., Ewert U., Vengrinovich V.: Mechanised weld inspection by tomographic computer aided radiometry, Journal of Nondestructive Testing, December 2002, vol. 7, no. 12, pp. 1-7. IIS Didattica Introduzione alle leghe a memoria di forma (Shape Memory Alloys, SMA) ed alla loro saldatura* 1. Premessa Come ben noto anche agli utilizzatori non industriali, i metalli e le leghe da essi derivati sono caratterizzati da proprietà meccaniche e fisiche come resistenza alla trazione, duttilità, conducibilità elettrica e termica. Nel caso delle leghe a memoria di forma, a tali proprietà si possono aggiungere le qualità afferenti alla memoria della forma precedentemente assunta, per le quali esse presentano il cosiddetto effetto memoria di forma. Di fatto, se queste leghe sono deformate plasticamente ad una determinata temperatura, possono recuperare completamente la loro forma originale, una volta portate ad una temperatura ad essa superiore. Quando recuperano la loro forma precedente, tali leghe osservano deformazioni in funzione della temperatura, che rendono possibili variazioni della forma dei metalli di interesse industriale, in numerosi settori, aventi come unico attivatore la presenza di un determinato apporto termico. * Redazione a cura della Divisione Formazione dell’Istituto Italiano della Saldatura, Genova. Le caratteristiche principali di prodotti che possiedono questa proprietà sono l’elevata resistenza durante il cambiamento di forma, deformazioni di notevole entità a fronte di piccole variazioni di temperatura, applicazioni industriali semplici, poiché non sono necessari attrezzi o dispositivi speciali per la loro lavorazione, la capacità di assumere molte possibili forme e configurazioni, la facilità d’uso, dato che è sufficiente un determinato apporto di calore. A causa di queste proprietà, le leghe a memoria di forma possono fornire soluzioni funzionali, come ad esempio raccordi per tubazioni idrauliche o pneumatiche. Tali leghe sono inoltre state sfruttate in sistemi di controllo meccanici ed elettromeccanici per fornire, per esempio, una precisa risposta meccanica a piccole variazioni della temperatura. Leghe a memoria di forma sono anche utilizzate in una vasta gamma di applicazioni mediche ed odontoiatriche (ad esempio, per la terapia di fratture scomposte). 2. Cenni storici Le prime notizie relative alle SMA risalgono secondo alcuni al 1932, anno in cui Ölander pubblicò uno studio relativo a campioni di lega Cu - Cd intitolato "Effetto simile alla gomma"; successivamente, nel 1938, Greninger e Mooradian studiarono invece alcuni ottoni (Cu - Zn). Molti anni dopo (1951), Chang e Read introdussero l’espressione “recupero della forma", lavorando a loro volta su leghe Cu – Cd. Nel 1962, William J. Buehler e suoi collaboratori, presso il Naval Ordnance Laboratory, scoprirono un effetto di memoria forma in una lega di nickel e titanio, che chiamarono NiTiNOL. In realtà, lo scopo delle attività di Buehler era trovare una lega con un elevato punto di fusione e significative proprietà di resistenza ad urto per il cono di missili della Marina Militare statunitense denominati SUBROC. Tra oltre sessanta combinazioni, Buehler aveva selezionato dodici leghe per misurarne la resistenza agli urti; egli osservò che una lega di Ni - Ti sembrava possedere la maggiore resistenza agli urti, oltre a soddisfacenti proprietà di elasticità, duttilità e resistenza a fatica. Durante la proprie indagini, egli stese un giorno alcune barre di NiTiNOL, appena solidificate, su una tavola a raffreddare: per curiosità, appena possibile, ne lasciò cadere una per terra intenzionalmente, sentendo un suono simile a quello prodotto da una campana. Successivamente, corse a raffreddare la barra calda con acqua fredda, lasciando quindi cadere la barra sul pavimento una seconda volta, ottenendo in questo caso un suono sordo, simile a quello del piombo. Buehler sapeva che una variazione della risposta acustica è indice di un cambiamento nella microstruttura cristallina, che può essere attivata e disattivata dal semplice riscal- Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 387 Introduzione alle leghe a memoria di forma (Shape Memory Alloys, SMA) ed alla loro saldatura damento e raffreddamento a temperatura ambiente, ma non sapeva ancora che questo riassetto nella microstruttura avrebbe potuto portare ad ottenere l'effetto di memoria di forma. Nel 1960, Raymond Wiley si unì al gruppo di ricerca di Buehler, lavorando sulle indagini delle cause di rottura di vari metalli e leghe, occupandosi della resistenza a flessione di fili in NiTiNOL. Durante un meeting, i partecipanti presenti all’incontro si passarono di mano in mano un campione, sottoponendolo più volte a flessione, restando colpiti dal suo comportamento. Uno di loro, David Muzzey, decise di vedere come si sarebbe comportato a fronte di un riscaldamento: egli era un fumatore di pipa, per cui sottopose la striscia compressa di NiTiNOL all’effetto della fiamma del suo accendino. Con grande stupore di tutti, la striscia riprese immediatamente una configurazione completamente distesa. Quando Buehler ne ebbe notizia, comprese che l’accaduto doveva essere correlato al comportamento acustico che aveva osservato in precedenza. Da quel momento, le leghe Ni - Ti ebbero crescente interesse per lo sviluppo di applicazioni basate su materiali a memoria di una forma. 3. DeÀnizione delle leghe a memoria di forma Le leghe a memoria di forma sono una tipologia particolare di leghe metalliche che possono recuperare deformazioni apparentemente permanenti una volta riscaldate oltre una certa temperatura caratteristica. Le leghe a memoria di forma presentano due fasi stabili: una fase, ad alta temperatura, di tipo austenitico (dal nome del noto metallurgista inglese William Chandler Austen, con reticolo cubico) ed una fase stabile a bassa temperatura, denominata martensite (dal nome del metallurgista tedesco Martens Adolf, con reticolo monoclino). Caratteristica fondamentale di tutte le leghe a memoria di forma è la presenza di una trasformazione di fase martensitica che comporta il completo riassetto della microstruttura. La trasformazione martensitica è associata ad una deformazione anelastica del reticolo cristallino, senza processi di tipo diffusivo. La trasformazione di fase scaturisce da una movimento simultaneo e collettivo di atomi per distanze inferiori ai parametri reticolari: cristalli di martensite possono svilupparsi a velocità che si avvicinano a quella del Figura 1 – Leghe a memoria di forma, rappresentazione schematica della matrice austenitica (a sinistra), martensitica gemellata (al centro) e deformata (a destra) Figura 2 – La cella cubica B2 (in grigio, a sinistra) della lega NiTi e la cella denominata B19’ (a destra) 388388 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 suono nell’acciaio (fino a 1100 m/s). Considerando anche che la trasformazione martensitica può verificarsi a bassa temperatura, condizione che limita la mobilità atomica, ne deriva che la trasformazione martensitica si realizza in assenza di diffusione atomica, almeno nell’arco temporale caratteristico della trasformazione stessa. L'assenza di diffusione rende la trasformazione di fase martensitica quasi istantanea. Quando una lega a memoria di forma subisce una trasformazione martensitica, significa che si trasforma dalla sua forma austenitica (generalmente cubica, caratterizzata da un notevole numero di piani di simmetria) ad una fase di bassa simmetria martensitica (struttura monoclina fortemente gemellata, che presenta invece un basso indice di simmetria). Tecnicamente parlando, la fase caratteristica in presenza di temperature elevate per il NiTiNOL (acromino di Nichel Titanium Naval Ordinance Laboratory) è detta B2 mentre a bassa temperatura è detta B19’: trascurando la distinzione tra soluto e solvente, nella matrice, si osserva che la microstruttura cristallina B2 è semplicemente cubica a corpo centrato mentre la B19 ha reticolo esagonale compatto. In questo caso, data la distorsione causata nella cella da due specie di atomi, la struttura è resa pressoché tetragonale: di fatto, si parla di reticolo tipo B19’ come di una forma leggermente distorta del tipo B19 (Fig. 2). Una caratteristica di tutte le trasformazioni martensitiche è che esiste un dato numero di direzioni equivalenti di taglio attraverso il quale la martensite si può nucleare partendo dalla fase originaria, fatto che comporta la formazione di diverse varianti di martensite all'interno della microstruttura così trasformata. Nella Figura 1 (fase martensitica gemellata) si possono vedere due tipologie di martensite cristallograficamente equivalenti, create attraverso meccanismi di scorrimento tra diversi piani cristallini dalla fase originaria. Due scorrimenti tra piani di segno opposto possono mantenere la forma macroscopica del cristallo precedente alla variazione. Introduzione alle leghe a memoria di forma (Shape Memory Alloys, SMA) ed alla loro saldatura Volendo approcciare la questione dal punto di vista matematico ed associando al suddetto comportamento (isteresi termoelastica) una legge di tipo sinusoidale, è possibile dimostrare che la frazione relativa alla fase martensitica attuale è data dalla relazione: X = (Xo/2) * [cos (S(T −As)/(Af - As)) + 1] Figura 3 – Schema della trasformazione reversibile tra martensite gemellata ed austenite In fase di raffreddamento ed in assenza di sollecitazioni meccaniche, il reticolo si trasforma da austenite in martensite gemellata. Allo stesso modo, la martensite gemellata – in fase di riscaldamento – presenta la trasformazione contraria, per cui la martensite gemellata si trasforma in austenite (questo processo è schematizzato nella Figura 3). Più in dettaglio, ci sono quattro temperature critiche definite temperatura di inizio trasformazione martensitica o martensite start (Ms) che è la temperatura alla quale il materiale comincia la trasformazione da austenite a martensite. In secondo luogo, è definita la temperatura di fine trasformazione martensitica (Mf), in cui la trasformazione suddetta è completa e la matrice diventa completamente martensitica. Analoghe temperature sono definite per la trasformazione contraria: la Figura 4 - Ciclo di isteresi della trasformazione termoelastica reversibile tra martensite ed austenite. (X indica la frazione relativa alla fase martensitica, Xo e To le condizioni iniziali del materiale) temperatura di inizio trasformazione austenite (As) è la temperatura alla quale inizia la trasformazione inversa e la temperatura di fine austenite (Af) quella alla quale la trasformazione inversa è terminata ed il materiale è in fase completamente austenitica. Questo comportamento può essere riassunto nel cosiddetto ciclo di isteresi, associato nella Figura 4 alla suddetta trasformazione martensitica, di tipo termoelastico. L’intervallo di temperatura in cui si compie l'isteresi complessiva tra i percorsi di trasformazione in un senso e nell’altro, nelle leghe a memoria di forma, è complessivamente ridotto, tipicamente tra 10 e 50 °C. Le trasformazioni termoelastiche di tipo martensitico formano la base del comportamento delle leghe a memoria di forma e possono essere ripetute indefinitamente, a condizione di evitare riscaldamenti ad elevata temperatura. dove Xo è la frazione relativa alla fase martensitica iniziale. Dal punto di vista sperimentale si osserva che la tensione agente sulla microstruttura comporta una variazione delle temperature di trasformazione caratteristiche, come indicato qualitativamente nella Figura 5. Quantitativamente, indicando con D e E la pendenza delle curve che rappresentano la dipendenza funzionale tra le grandezze suddette, assunte di eguale valore, si osserva che le trasformazioni tendono ad avvenire a temperature maggiori in presenza di una tensione crescente, fatto che può essere valutato quantitativamente per determinare la correlazione tra la tensione applicata, appunto, e le temperature critiche di trasformazione, con opportuni modelli matematici. Rappresentando questo effetto attraverso il ciclo di isteresi termoelastico di cui alla Figura 4, si osserverebbe una traslazione del ciclo Figura 5 – Variazione qualitativa delle temperature di trasformazione caratteristiche in funzione della tensione Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 389389 Introduzione alle leghe a memoria di forma (Shape Memory Alloys, SMA) ed alla loro saldatura Figura 8 - Aspetto micrografico mediante esame TEM di una struttura martensitica twinned (lega Ni – Ti, fase B19’) Figura 6 - Correlazione tra resistività elettrica e temperature critiche di trasformazione (leghe Au – Cd e Fe – Ni) verso temperature maggiori, in corrispondenza ad una variazione proporzionale della tensione applicata. Dal punto di vista sperimentale, può essere utile osservare che le temperature critiche possono essere determinate mediante la misurazione di specifiche proprietà fisiche, come ad esempio la resistività elettrica, considerata per il caso della Figura 6, di seguito riportata, relativa alle leghe Au – Cd e Fe – Ni. 4. Tipologie di lega a memoria di forma 4.1 Leghe a memoria di forma ad una via (One Way Shape Memory Alloys – OWSMA) In termini macroscopici, nelle leghe a memoria di forma ad una via il mate- riale è in grado di “ricordare” soltanto la forma che aveva durante la permanenza ad alta temperatura: dallo stato martensitico deformato è possibile far riacquistare alla lega la sua struttura austenitica, riscaldandola sopra la sua Af con il ritorno alla forma iniziale (Fig. 7). Come accennato, applicando uno sforzo di taglio in presenza di martensite termoelastica è possibile mettere in moto il bordo dei geminati, ottenendo una variazione di forma netta con un meccanismo chiamato detwinning. La struttura martensitica che abbia subito questo tipo di trasformazione è detta, di conseguenza, detwinned. Durante l’effetto memoria unidirezionale, si verificano cambiamenti microstrutturali: in particolare, quando si Figura 7 – Leghe con memoria di forma ad una via (schema) 390390 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 applica la sollecitazione alla martensite (detta, come vedremo, self - accomodated), questa struttura si deforma attraverso successive modificazioni, che comportano un cambiamento netto della sua forma macroscopica. Quando la lega viene scaricata questa struttura rimane deformata, per cui ne consegue una deformazione permanente apparente. Se tale lega viene quindi riscaldata a una temperatura superiore all’intervallo di trasformazione martensitica, vengono ripristinati la microstruttura originale della fase madre e la relativa geometria macroscopica. Se la lega viene nuovamente raffreddata a temperatura di fine trasformazione martensitica, una microstruttura martensitica detta self – accomodated si forma e la geometria originale precedente alla deformazione viene mantenuta, ottenendo così una memoria di forma unidirezionale. La deformazione massima recuperabile attraverso questo processo dipende dallo specifico sistema metallurgico: tipicamente, la deformazione longitudinale è nell'intervallo da 1 a 7%, in alcuni casi fino al 10%. Le microstrutture martensitiche denominate twinned presentano un caratteristico aspetto metallografico, illustrato nella Figura 8, relativa ad una lega Ni – Ti (fase B19’). Introduzione alle leghe a memoria di forma (Shape Memory Alloys, SMA) ed alla loro saldatura 5. Leghe a memoria forma commerciali TABELLA 1 – Principali leghe a memoria di forma (fonte; ASM Handbook, Vol. 2) Lega Intervallo di trasformazione Composizione chimica Isteresi °C °F ¨ °C ¨ °F Ag-Cd 44/49% Cd -190 ÷ -50 -310 ÷ -60 § § Au-Cd 46.5/50% Cd 30 ÷ 100 ¸ § § Cu-Al-Ni $O 3/4.5% Ni -140 ÷ 100 ¸ § § 3/4.5% Ni Cu-Sn §6Q ¸ -185 ÷ 85 Cu-Zn 38.5/41.5% Zn -180 ÷ -10 ¸ § § Cu-Zn-X (X=Si, Sn, Al) Una ridotta % di X ¸ ¸ § § In-Ti 7L 60 ÷ 100 ¸ § § Ni-Al 36/38% Al -180 ÷ 100 ¸ § § Ni-Ti 49/51% Ni -50 ÷ 110 ¸ § § Fe-Pt §3W § § § § 4.2 Leghe a memoria di forma a due vie (Two Way Shape Memory Alloys – TWSMA) Nel caso di effetto memoria unidirezionale vi è una sola forma ricordata dalla lega. Questa può essere definita come la forma genitore (tipica della permanenza a caldo). In realtà, è possibile ottenere leghe a memoria di forma in grado di ricordare la forma assunta sia a caldo che a freddo, commutando tra una e l’altra, per effetto di sole variazioni di temperatura ma non della sollecitazione applicata. Le leghe a memoria di forma a due vie (dette anche a doppia memoria di forma o ad effetto di memoria doppio) passano da una forma (stabile) all’altra quando vengono portate al di sopra o al disotto della temperatura di transizione. Tale effetto di memoria di forma è reversibile: tuttavia, non è una proprietà intrinseca del materiale ma è un comportamento che il materiale deve apprendere con appositi trattamenti termomeccanici, ottenendo così un materiale che cambia forma in funzione della temperatura. Il trattamento termico che viene utilizzato prende il nome di ciclaggio termico forzato della martensite: il pezzo viene deformato a temperatura inferiore ad Mf, quindi vincolato in modo che non modifichi mai il suo stato deformato durante i successivi trattamenti termici. Il grosso limite dell’effetto di memoria di forma a due vie consiste nel fatto che esiste un numero finito di cicli che può compiere prima di tornare a comportarsi come una lega OWSMA, che dipende dal trattamento di ciclaggio termico forzato. Inoltre, la percentuale di forma che viene recuperata passando da austenite a martensite è inversamente proporzionale al numero massimo di cicli massimi richiesti al materiale. Un secondo è rappresentato dall’esistenza di una temperatura critica oltre la quale la lega perde la sua caratteristica di effetto di memoria di forma a due vie, vanificando così il trattamento di ciclaggio termico forzato. Malgrado l’elenco delle leghe che presentano effetto di memoria di forma sia in continua espansione (si veda, a titolo comunque non esaustivo, la Tabella 1), solo due sistemi di leghe hanno raggiunto ad oggi un significativo successo commerciale: essi sono il sistema Ni - Ti (nichel - titanio) e le leghe base rame. Data la diversa analisi chimica, le proprietà dei due sistemi appaiono molto diverse: le leghe a memoria di forma Ni - Ti hanno un maggiore campo di deformazione (fino all’8%, rispetto al 4 ÷ 5% circa delle leghe base rame), tendono ad essere molto più stabili termicamente, presentano un'eccellente resistenza alla corrosione e posseggono una duttilità molto più elevata. D'altra parte, le leghe base rame sono molto meno costose, presentano temperature di attivazione più elevate (approssimativamente nel campo -200 ÷ 200 °C) rispetto alle leghe Ni - Ti e sono a volte l'unica soluzione per le applicazioni ad alta temperatura (indicativamente sopra 100 °C). Sfortunatamente, queste leghe base rame presentano normalmente bassa resistenza meccanica e scarsa resistenza alla corrosione. 5.1 Leghe a memoria di forma nichel - titanio Le leghe tipo nichel - titanio hanno di gran lunga i maggiori intervalli di deformazione tra le leghe a memoria di forma disponibili in commercio, (Tab. 2). Intervalli in cui il comportamento è completamente reversibile sino al 7% sono facilmente ottenibili con queste leghe. La temperatura a cui avviene il cambiamento di fase associato con l'effetto di memoria può variare da -200 °C a 100 °C alterando il tenore di nichel e titanio attorno alla proporzione bilanciata 50% e 50% (si osservi come differenze di appena lo 0,1% nel tenore di uno dei due elementi possano cambiare la temperatura di trasformazione di 20 °C o più. Per questo motivo la produzione e la lavorazione di leghe Ni - Ti devono essere rigorosamente controllati. La fabbricazione di leghe Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 391391 Introduzione alle leghe a memoria di forma (Shape Memory Alloys, SMA) ed alla loro saldatura TABELLA 2 – Principali proprietà fisiche delle leghe a memoria di forma Ni – Ti (fonte; ASM Handbook, Vol. 2) Proprietà Valore caratteristico Temperatura di fusione °C (°F) Densità, g/cm3 (lb/in.3) 5HVLVWLYLWjøFP Conduttività termica, W/m °C (Btu/ft h °F) Austenite § Martensite § Austenite 18 (10) Martensite 8.5 (4.9) Analoga agli acciai della serie AISI 300 o alle leghe di titanio Resistenza alla corrosione Modulo di Young, GPa (106 psi) Modulo di Young, GPa Resistenza a snervamento MPa (ksi) Austenite §§ Martensite §§ Austenite Martensite Resistenza a rottura MPa (ksi) 895 (130) Temperature di trasformazione, °C (°F) ¸¸ Calore latente di trasformazione, kJ/kg atom (cal/g atom) Deformazione massima Ni - Ti ricalca le procedure di fabbricazione convenzionali delle leghe di titanio: poiché il titanio forma facilmente ossidi, carburi e nitruri, è essenziale adottare processi di fusione sotto vuoto, che garantiscano una buona omogeneità della lega e permettano temperature di trasformazione controllate con una tolleranza di 5 °C. Ne derivano, 8.5% tuttavia, costi di fabbricazione piuttosto elevati. Il più grande vantaggio delle leghe Ni - Ti rispetto ad altre leghe commerciali a memoria di forma è l’eccellente resistenza alla corrosione. Il biossido di titanio (TiO2) che passiva la loro superficie conferisce loro una resistenza alla corrosione paragonabile a quella di un acciaio inossidabile grado 316L. La formazione di questa pellicola avviene con modalità del tutto analoghe al caso del titanio puro; il film è molto stabile e resistente a molte forme di attacco potenzialmente corrosivo. La resistenza alla corrosione delle leghe Ni - Ti ha favorito studi sulla loro bio-compatibilità e, di conseguenza, un numero significativo di applicazioni in ambito medicale. Ad oggi, si è appurato mediante studi approfonditi che la bio-compatibilità è eccellente: gli organi ed i tessuti (Fig. 9) non evidenziano segni di contaminazione da metalli (si ritiene che gli ossidi superficiali, ricchi di titanio, impediscano la diffusione del nichel, potenzialmente dannoso). 5.2 Figura 9 – Aspetto della superficie di un inserto di Ni – Ti prima dell’impianto e 17 mesi dopo (non si osservano segni visibili di corrosione) 392392 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 Leghe a memoria di forma base rame Le leghe rame - zinco (ottoni) sono note per possedere una memoria di forma, a partire dal 1930. Queste leghe posseggono un tenore di rame compreso nell’intervallo 68 ÷ 80%, mentre la Introduzione alle leghe a memoria di forma (Shape Memory Alloys, SMA) ed alla loro saldatura TABELLA 3 – Principali proprietà fisiche delle leghe a memoria di forma base rame (fonte; ASM Handbook, Vol. 2) Valore caratteristico Proprietà Cu-Zn-Al Cu-Al-Ni Temperatura di fusione, °C (°F) Densità, g/cm (lb/in. ) 5HVLVWLYLWjøFP 11-13 Conduttività termica, W/m °C (Btu/ft h °F) Capacità termica, J/kg °C (Btu/lb °F) 400 (0.096) Modulo di Young, GPa E-phase D Martensite D 80 (11.6) Resistenza a snervamento MPa (ksi) E-phase 350 (51) 400 (58) Martensite 80 (11.5) 130 (19) Resistenza a rottura MPa (ksi) Temperature di trasformazione, °C (°F) ,QWHUYDOORGWHPSHUDWXUHGLLVWHUHVL¨&¨) Deformazione massima, % 4 4 3 restante parte è costituita da zinco ed alluminio, in varie proporzioni, (Tab. 3). A temperature elevate la struttura martensitica tende a diventare instabile e la temperatura superiore caratteristica della trasformazione è di circa 150 °C. Tali leghe hanno una deformazione massima recuperabile di circa il 5%. Le leghe a memoria di forma base rame hanno il vantaggio di essere fabbricate da materie prime relativamente economiche, adottando processi metallurgici convenzionali come la fusione per induzione. Azoto o altri gas inerti devono essere utilizzati per realizzare una protezione inerte durante la colata e per prevenire l'evaporazione dello zinco. Un handicap, d’altro canto, è la stabilizzazione della fase martensitica a seguito di invecchiamento, a temperatura ambiente. Ciò provoca un aumento della temperatura di trasformazione, nel corso del tempo. In genere, piccole quantità di boro, cerio, cobalto, ferro, titanio, zirconio e vanadio (meno dell'1%) sono aggiunte per controllare la dimensione del grano a valori di circa 50 ÷ 100 Pm. Senza l'aggiunta di affinanti del grano, 3 le dimensioni medie di quest’ultimo possono salire anche a valori attorno al millimetro, con conseguente, notevole fragilità. D’altra parte, ogni variazione dell’analisi chimica deve essere attentamente controllata, per non alterare in modo significativo le caratteristiche funzionalità di queste leghe. 6. Applicazioni Le leghe a memoria di forma sono ormai presenti nei campi più diversificati: giunti per sistemi di tubazione idraulici per aerei, dispositivi di fissaggio dei circuiti stampati, interruttori elettrici in dispositivi di sicurezza, sensori e/o attuatori, senza trascurare le applicazioni in campo biomedicale, gli impianti dentali ed ortopedici, la strumentazione biomedicale. Nel campo idraulico, si fabbricano anelli, studiati per essere applicati nei campi più svariati, che vengono applicati sui pezzi che devono essere uniti e poi riscaldati. Tipicamente si ha un inizio di trasformazione, quindi di diminuzione del diametro, a circa 50 °C. Allo stesso modo, l'uso di attuatori in leghe a memoria di forma è sempre stato ritenuto il mercato più potenzialmente interessante. Una molla a memoria di forma può essere attuata termicamente o elettricamente (riscaldamento per effetto Joule), consentendo l'azionamento di un dispositivo. Gli attuatori elettrici hanno un grande potenziale nelle applicazioni in robotica, come ad esempio nella mano artificiale. Nel campo medicale, un esempio oramai tipico è rappresentato dai filtri per vene: come noto, gli emboli sono grumi di sangue o piccoli residui di interventi chirurgici, i quali possono portare conseguenze gravissime, se raggiungono il cervello. Un modo per evitare che queste particelle raggiungano il cervello e’ usare appositi filtri detti filtri transvenerei (Fig. 10), che vengono guidati nelle vene, per poi assumere la forma finale a seguito del riscaldamento. Fin dagli anni ‘70 le leghe a memoria di forma sono inoltre utilizzate per favorire la giunzione degli arti rotti. Si realizzano delle apposite graffette che vengono deformate a 0 °C e successivamente impiantate: la tempe- Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 393393 Introduzione alle leghe a memoria di forma (Shape Memory Alloys, SMA) ed alla loro saldatura Figura 10 – Filtro transvenereo ratura corporea (con eventuale aiuto fornito da un bagno salino) fa sì che la graffetta riacquisti la sua forma iniziale, forzando le due estremità a unirsi: la presenza dello sforzo di compressione fa si che non si abbia una eccessiva ricrescita ossea ed il tempo per la saldatura risulta minore. Restando in ambito medicale, l’occlusione di piccoli canali presenti nei polmoni, può essere un fatto molto negativo per la respirazione di una persona: nel 1994 è stato realizzato un nuovo tipo di catetere in lega a memoria di forma, utile per allargare le vie respiratorie. Viene lavorata una lamina di NiTiNOL dello spessore di 0.8 mm (larghezza 1.8 mm) in modo da ottenere una spirale del diametro di 7.2 mm e lunga 3.3 mm a temperatura corporea (austenite), ma che si riduce in diametro a 2.2 mm quando viene portata a 4 ÷ 6 ºC: in questo modo si può inserire facilmente il catetere, riscaldarlo per farlo espandere e successivamente toglierlo usando un sistema di raffreddamento. L’applicazione in ortodonzia delle leghe a memoria di forma e’ stato il primo uso che ne ha fatto conosce- re meglio le potenzialità. Sicuramente l’applicazione più nota è stata sfruttare la superelasticità delle SMA per ottenere apparecchi dentali. L’uso di una lega dotata di superelasticità e’ necessario, in quanto deve poter disporre di un ampio campo di deformazione e la possibilità di avere uno sforzo costante applicato alla dentatura nel tempo. Infatti, la dentatura non rimane ferma ma si adatta allo sforzo applicato: l’uso di SMA e’ molto utile in quanto non si necessita di sistemi regolabili mediante viti. Un’applicazione sviluppata alla fine degli anni ‘80 in Giappone fa uso di una SMA per sostituire i denti persi: vengono inseriti nella mandibola degli impianti (Fig. 11a) e quando si porta il sistema ad una T maggiore di 42 °C, si consente agli angoli alla base di aggrapparsi perfettamente all’osso. Un ulteriore campo di applicazione é quello che riguarda la sostituzione di parte della dentatura: normalmente si fa uso di opportuni espandenti o ponti a vite, i quali però presentano l’inconveniente di durare poco e di essere visibili. Ecco quindi la necessità di realizzare questi componenti con una dimensione inferiore a quella dei den- Figura 12 – Occhiali realizzati con leghe a memoria di forma Figura 11 a (sinistra) e b (destra) – Impianti ossei per ortodonzia 394394 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 ti, realizzando una prima parte in normale porcellana (che rappresenterà la dentatura esterna) mentre una seconda parte è realizzata appunto con leghe a memoria di forma SMA e fissata alla mandibola dalla parte non visibile (Fig. 11b). Con opportune variazioni della temperatura è inoltre possibile rimuovere facilmente il ponte. Lo stesso campo dell’ottica è da tempo un buon utilizzatore di queste leghe: per questa applicazione viene sfruttata la superelasticità delle leghe a memoria di forma; in questo modo è possibile realizzare montature per occhiali particolarmente leggere e con eccezionali caratteristiche di resistenza alla deformazione le quali, nel contempo, risultano particolarmente confortevoli da indossare (Fig. 12). 7. Linee guida per la giunzione delle leghe a memoria di forma I processi di giunzione caratterizzati da una significativa esperienza applicativa sono la saldatura ad arco, la saldatura ad energia concentrata, la brasatura, l’incollaggio ed altri processi come la saldatura ad attrito (frizione), a resistenza, ad esplosione e per diffusione atomica. La saldatura di SMA mediante processi ad arco o processi di saldatura ad energia concentrata appare tecnicamente possibile, ma tende a produrre giunzioni fragili, il cui comportamento può essere migliorato mediante trattamenti di distensione, i quali tuttavia tendono a peggiorare l’effetto di memoria della forma a causa delle temperature necessarie. In ogni caso, la saldatura deve anche essere effettuata con protezione di gas inerti per evitare l’eccessiva ossidazione. La saldatura può inoltre causare una modificazione delle temperature di trasformazione di fase del materiale base, che possono ridurne il campo di applicazione. L’esecuzione di cicli di apprendimento dopo saldatura (chiamati in questo modo in quanto necessari alla lega ad assumere la forma desiderata in condizioni di servizio) può aumentare l'effetto memoria di forma rispetto allo stato come saldato ed il comportamen- Introduzione alle leghe a memoria di forma (Shape Memory Alloys, SMA) ed alla loro saldatura to superelastico. La saldatura laser tende a generare giunti caratterizzati da ridotte sezioni trasversali e può pertanto essere preferibile alla saldatura ad arco, rispetto alla quale genera microstrutture più fini e minori livelli di tensioni residue dopo saldatura. La saldatura delle SMA ad altri metalli può essere problematica, a causa della possibilità di formazione di composti intermetallici, i quali tendono ad avere un comportamento molto fragile. In tali casi, potrebbe essere utile utilizzare consumabili atti a prevenire tale fenomeno ma ad oggi non sono disponibili riferimenti, al riguardo, seppure tali informazioni sarebbero di grande interesse per aumentare le possibilità di giunzione delle leghe SMA ad altre leghe o metalli, (Figg. 13-14). Sono stati studiati diversi processi di brasatura, compresi quelli con forni a raggi infrarossi, laser ed a microonde. Il vantaggio principale della brasatura è che i metalli di base non arrivano a fusione e che vi sono numerosi consumabili per brasatura disponibili in commercio, principalmente basati sul sistema Ag-Cu, (Fig. 15). Come nel caso della saldatura, una certa riduzione delle caratteristiche rispetto al materiale base deve essere previsto, anche per la probabile formazione di composti intermetallici all'interfaccia tra il metallo di base e lega brasante, fenomeno che consente di Figura 13 – Un caso di criccabilità nella zona di transizione nella saldatura di leghe SMA tipo Ni – Ti ad acciaio inossidabile austenitico Figura 14 – Microstruttura del giunto tra una lega Ni – Ti ed un acciaio tipo AISI 304 ottenere una resistenza meccanica significativa, ma può anche comportare problemi, dovuti alla natura fragile di numerose di queste fasi. La fase XTi2 (dove X indica Cu, Ni e/o Ag) è considerata molto fragile. In generale, la brasatura di SMA ad altri metalli favorisce fenomeni di interdiffusione complessi attraverso la linea di fusione. L'uso di un’opportuna imburratura può essere una buona scelta per impedire la diffusione eccessiva e per assorbire le deformazioni di natura termica. Come accade nella saldatura, la brasatura dolce delle leghe nichel - titanio può essere problematica per effetto della formazione di ossido. Pur essendo complessa, può essere affrontata con consumabili base SnAg oppure AuSn ed un flusso aggressivo. In alternativa, una placcatura con nichel oppure oro prima della brasatura dolce può favorire la realizzazione di brasature adeguate. La temperatura di fusione di questi consumabili è ovviamente bassa, indicativamente tra 200 e 300 °C. La brasatura per diffusione atomica utilizza eutettici bassofondenti ed il processo prevede l’impiego di un ciclo di temperatura e di pressione. L’eutettico necessario è ottenuto utilizzando interstrati che contribuiscono alla formazione della fase eutettica a bassa fusione. Sono documentati recuperi della forma fino al 91% dei valori del materiale base. La saldatura ad attrito, sia essa la tec- Figura 15 – Immagine micrografica di un giunto brasato tra leghe tipo NiTi Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 395395 Introduzione alle leghe a memoria di forma (Shape Memory Alloys, SMA) ed alla loro saldatura nica convenzionale che per Friction Stir, è stata sperimentata in vari programmi sperimentali. Si tratta di processi allo stato solido, ma la deformazione caratteristica che si realizza in prossimità della saldatura può causare la degradazione delle proprietà di superelasticità memoria di forma e modificare le temperature di trasformazione di fase. La saldatura per resistenza è stata a sua volta testata nelle prime fasi di sviluppo delle SMA: per quanto il metodo abbia dato risultati promettenti durante prove di resistenza a trazione, ad oggi non è stato ancora pienamente esplorato. Il processo ad esplosione è stato applicato nella produzione di laminati NiTi - NiTi. La tecnica è applicabile anche nella saldatura o placcatura di leghe tipo NiTi ad altri metalli o leghe, anche se vanno considerate alcune limitazioni nelle prestazioni rispetto al materiale base. Le leghe a memoria di forma possono essere unite mediante incollaggio, ma è spesso necessario il pre-trattamento della superficie per aumentare l'area effettiva di incollaggio. Adesivi come cianoacrilati, resine epossidiche, ecc., possono essere utilizzati, conoscendone la suscettibilità alla degradazione, in differenti condizioni di servizio. In sintesi, ad oggi è stata applicata una grande varietà di processi di giunzione alle leghe a memoria di forma. Tuttavia, in qualche modo, vi è ancora una certa carenza di studi sistematici che analizzino gli effetti dei parametri dei processi: c'è ancora quindi molta strada da fare per affinare il processo di ottimizzazione delle prestazioni negli anni a venire. Va notato infine che, sebbene abbia luogo una certa degradazione delle proprietà per effetto termico nella maggior parte dei processi di giunzio- ne, questo deterioramento si verifica in genere in forma localizzata. L’effetto delle variazioni locali di resistenza e duttilità nei confronti delle prestazioni di un componente non è chiara e vi è talvolta la necessità di modellazione agli elementi finiti per simularne l'impatto sull'integrità del dettaglio strutturale. Inoltre, con materiali fragili o in presenza di composti fragili in forma localizzata, è stata osservata la formazione di microcricche in prossimità della zona fusa, specialmente quando si collegano leghe tipo Ni - Ti ad altri materiali. Il significato di tali microcricche dovrebbe essere valutato, quando necessario, mediante approcci tipici della meccanica della frattura. Alcuni studi al riguardo sono stati effettuati (Chen et al., 2005; Daymond et al., 2007; Wang, 2007; Maletta et al., 2009), ma l'argomento merita in futuro una maggiore attenzione. BibliograÀa [1] Odd M. Akselsen, Joining of shape memory alloys, SINTEF Materials and Chemistry. [2] Darjan Cimpriþ, Shape memory alloys, Univerza v Ljubljani Fakulteta za Matematiko in Fiziko Oddelek za Fiziko. [3] Alan R. Pelton, PHD and Roy K. Greenberg, MD, Carotid Stents and Embolic Protection Devices, Mechanisms of failure and current requirements for preclinical analyses. [4] Prof. Diego Colombo e Ing. Marco Brugnara, Corso di metallurgia dei metalli non ferrosi, Teoria ed applicazioni delle leghe a memoria di forma, Università degli Studi di Trento. [5] Ludovica Rovatti, Leghe a memoria di forma e principali applicazioni, Università degli Studi di Roma “Tor Vergata”. 396 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 Esperienza, passione e ricerca senza tempo né confini The Performance You Need. The Quality You Expect. SM www.lincolnelectric.eu COMPETENZA NELLA SALDATURA DI GIUNZIONE BÖHLER WELDING – UNO SPECIALISTA IN UN GRANDE GRUPPO Sin dai primi inizi della tecnologia di saldatura il marchio Böhler Welding è stato un pioniere tecnologico nei consumabili di saldatura. Una gamma completa di prodotti con particolare focus sugli acciai di grado medio-alto legato copre la maggior parte delle applicazioni industriali e dei processi di saldatura. Dal 1926 saldatori ed ingegneri in oltre 100 paesi hanno riposto la loro fiducia nei prodotti Böhler Welding. Böhler Welding Group Italia Spa | Tel. 0239017.1 | mail: [email protected] | www.btw.it www.boehlerweldinggroup.com Per una giunzione perfetta Y\iZfn\c[ Fili high-tech base rame per soluzioni avanzate di saldatura e brasatura. giunzioni ad alta resistenza ideali per giunti con elevati gap alta resistenza alla corrosione www.bercoweld.com Scienza e Tecnica Proprietà del nuovo acciaio inossidabile duplex LDX 2404® (*) Il nuovo duplex grado LDX 2404 ® (EN 1.4662, UNS S82441) ha un insieme di proprietà progettato per colmare il divario tra gli esistenti gradi 2304 e 2205. La maggiore resistenza meccanica rispetto agli altri gradi austeno-ferritici, in particolare per coil laminati a caldo, è un apprezzabile vantaggio in termini di diminuzione dello spessore di parete, ad esempio per la fabbricazione di serbatoi di stoccaggio, con riduzione di peso e dei costi. In questo articolo le proprietà del nuovo acciaio duplex LDX 2404® vengono confrontate con quelle dei gradi 316L e 2205 e descritte mediante esempi di applicazione per meglio illustrarne i vantaggi ottenibili. In particolare, la resistenza alla corrosione localizzata è illustrata mediante test secondo ASTM G 48 (vaiolatura e corrosione interstiziale in cloruro ferrico), ASTM G 150 (test elettrochimico in NaCl), ASTM G 36 (tensocorrosione in MgCl2) e ASTM G 123 (SCC in NaCl) per una gamma di prodotti. Vaiolatura e corrosione interstiziale sono particolarmente rilevanti sia nel caso degli scambiatori di calore che di sistemi di tubazioni per acqua potabile o raffreddamento ad acqua, per cui sono presentati di seguito i risultati sulle prestazioni a lungo termine mediante prove condotte in acqua clorurata. La corrosione in ambienti acidi è critica per l'immagazzinamento e trasporto di specifici prodotti chimici, tra cui l'acido solforico e fosforico sono alcuni tra i più importanti. E’ stata condotta una valutazione principalmente (*) in termini di temperature critiche di corrosione, valutate secondo il metodo MTI-1 (ASTM G 157) come la più bassa temperatura a cui la velocità di corrosione estrapolata superi 0.127 mm/ anno. La resistenza alla corrosione atmosferica è importante inoltre in ogni uso strutturale ed architettonico degli acciai inossidabili: i risultati mostrano una forte differenziazione tra i gradi dopo tempi di esposizione “on site” inferiori a un anno. Infine, considerando l’importanza della saldabilità, va osservato che il grado LDX 2404®, con il suo ridotto contenuto in lega, è meno soggetto a precipitazioni di fasi intermetalliche rispetto al 2205 e mostra anche ottime caratteristiche di austenitizzazione, rendendo possibile la saldatura autogena in specifiche applicazioni. Sono riportati esempi delle proprietà di giunti saldati eseguiti con Traduzione dell’articolo “Properties of the new duplex grade LDX 2404®”, di C. Canderyd, R. Pettersson, M. Johansson - Outokumpu Stainless AB, pubblicato in “Proceedings of the Stainless Steel World Conference & Expo 2011, November 29th – December 1st, 2011, Maastricht, The Netherlands © KCI Publishing, 2011”. Traduzione a cura del Responsabile Divisione Formazione IIS, Ing. M. Murgia. vari processi, tra cui TIG, MMA, MAG, FCAW, utilizzando come consumabile il grado 2209. 1. Introduzione Gli acciai inossidabili duplex possiedono un'interessante combinazione di proprietà meccaniche e resistenza alla corrosione. Questi vantaggi sono in larga misura dovuti alla microstruttura austeno-ferritica, che conferisce una resistenza superiore rispetto ai gradi monofasici e fornisce anche una superiore resistenza a tensocorrosione. Il più basso tenore di nichel rispetto ai corrispondenti acciai austenitici conferisce inoltre loro una buona stabilità dei prezzi, nei periodi di volatilità sui mercati del prezzo del nichel. L’acciaio inossidabile duplex più largamente usato è il grado 2205 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 399 Scienza e Tecnica TABELLA 1 – Analisi chimica e valori di PRE dei gradi analizzati EN ASTM / UNS GRADO Cr Ni Mo N Altro PRE* 1.4662 S82441 LDX 2404® 24 3.6 1.6 0.27 3 Mn 33 1.4462 S32205 2205 22 5.7 3.1 0.17 – 35 1.4404 316L 4404 17.2 10.1 2.1 – – 24 1.4432 316L 4432 16.9 10.7 2.6 – – 26 * PRE = Cr + 3.3Mo + 16N TABELLA 2 – Proprietà meccaniche a temperature ambiente secondo EN 10088. (P = Hot rolled plate, H = Hot rolled coil, C = cold rolled plate and sheet) Grado Rp0.2 [MPa] Rm [MPa] A5 [%] 480 680 25 2205 Rp0.2 [MPa] Rm [MPa] A5 [%] 4404/4432 Rp0.2 [MPa] Rm [MPa] A5 [%] LDX 2404®1 1 2 P 550 750 25 550 750 25/202 460 640 25 460 700 25 500 700 20 220 520 45 220 530/550 40 240 530/550 40 riore al tipo 2205 e, al tempo stesso, una resistenza alla corrosione significativamente superiore al 316L. Queste due considerazioni sono illustrate nella Tabella 1, che svolge il confronto tra i gradi suddetti in termini di analisi chimica e resistenza equivalente al pitting (PRE). 2. Risultati sperimentali, loro analisi 2.1 Proprietà meccaniche Le proprietà tensili del grado LDX 2404® sono riportate nella Tabella 2, da cui si osserva che snervamento (Rp0.2) e resistenza a rottura (Rm) sono superiori a quelli del grado 2205, in particolare nella gamma intermedia di spessori che corrisponde a coil laminati a caldo. L'allungamento a rottura (A5) viene mantenuto almeno al livello del grado 2205. I principali vantaggi del grado LDX 2404® sono evidenti se confrontati con gli austenitici, che hanno meno della metà della sua resistenza a trazione, anche se abbinata ad una maggiore duttilità. I valori minimi del- Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 Grado C Valori secondo AM641 A80 per spessori inferiori a 3 mm (EN 1.4462, UNS S32205), che è ormai sul mercato da molti anni. Esso è stato seguito da sviluppi sia verso gradi meno legati, come esemplificato dai tipi 2304 e LDX 2101® che verso i cosiddetti superduplex, tra i quali il più noto è il grado 2507, per servizio acqua mare. Tuttavia, un vasto numero di applicazioni degli acciai inossidabili non richiede nessuno di questi due estremi, ma si concentra invece intorno all’ormai consolidato e multiuso grado 316L (EN 1.4404 oppure 1.4432), con l'ulteriore vantaggio della maggiore resistenza meccanica propria della struttura austeno-ferritica per conseguire leggerezza. Ad oggi, la risposta trovata nell’ambito degli austeno-ferritici ha spesso portato ad usare il grado 2205, ma questa scelta potrebbe apparire ridondante, se le specifiche in termini di resistenza alla corrosione sono confrontabili con il campo di impiego del grado 316L. Queste esigenze hanno portato allo sviluppo del nuovo duplex LDX 2404® (EN 1.4662, UNS S82441). Esso è in grado di fornire una resistenza supe400 H TABELLA 3 – Valori minimi di resilienza, in direzione trasversale, secondo EN 10028 20 ºC -40 °C 60 40 2205 60 40 4404/4436 60 602 LDX 2404 1 2 ®1 Valori secondo AM641 Valori relativi alla fase austenitica, a -196 °C la resilienza a temperatura ambiente ed a -40 °C sono riportati nella Tabella 3. Gli stessi valori minimi vengono applicati al grado LDX 2404® come alla maggior parte dei gradi duplex, tra cui il 2205. 2.2 Esempi di utilizzo della resistenza meccanica Una tipica applicazione degli acciai inossidabili sono i serbatoi di stoccaggio: per quelli di maggiori dimensioni è spesso possibile ridurre lo spessore di parete, quindi diminuire i costi, selezionando un duplex invece di un austenitico. Per i serbatoi più piccoli, lo spessore minimo è utilizzato in tutta la vasca e per rendere tali risparmi di peso effettivi, il serbatoio deve avere o un grande diametro o una grande altezza. Il calcolo del risparmio di peso è stato effettuato, come esempio, considerando un serbatoio di stoccaggio cilindrico con 25 m di diametro e 20 m di altezza, temperatura di progetto temperatura ambiente e come pressione di progetto quella idrostatica relativa al contenuto. Il fattore di saldatura viene impostato a 1,0 in accordo ad EN 14015, con uno spessore minimo di parete di 5 mm, in accordo a EN 14015. Considerando come larghezza delle lamiere 2 m, occorrono dieci lamiere Scienza e Tecnica per arrivare all'altezza di 20 metri. Per il contenuto viene assunta una densità di 1000 kg/m3. Gli spessori delle lamiere nella parte cilindrica sono descritti nella Figura 1. Il grado LDX 2404® consente spessori notevolmente inferiori, quindi pesi inferiori, nella parte inferiore del serbatoio, dove la pressione idrostatica è maggiore, rispetto al grado austenitico standard 4404. Il risparmio di peso è di circa il 35% in questo specifico caso, in cui il peso può essere ridotto dalle 124 t per il grado 4404 ad 80 t per il grado LDX 2404®. Per questa particolare applicazione si è visto che lo spessore minimo costituisce un limite per il risparmio di peso possibile. Figura 1 - Spessore e peso della parte cilindrica del serbatoio di stoccaggio calcolato secondo norma EN 14015 (la sollecitazione di progetto calcolata secondo EN 14015 è stata 147 MPa per il grado 4404 e 260 MPa - valore preliminare - per il grado LDX 2404®) Figura 2 – Indice di formabilità (prova OSU) di vari gradi (valori riferiti all’acciaio 4301) 2.3 Formatura Tutti i processi di formatura disponibili per gli acciai inossidabili possono anche essere utilizzati per gli acciai inossidabili duplex, ma grazie alla loro elevata resistenza allo snervamento, rispetto agli acciai inossidabili austenitici, sono necessarie forze maggiori. Un’altra differenza nella formatura potrebbe essere una maggiore tendenza al ritorno elastico. La prova OSU (acronimo di Ohio State University) è un metodo utilizzato per stimare la formabilità di un materiale prossimo a condizioni di deformazione piana. Vengono usati uno stampo ed un punzone per ottenere una deformazione ad U in cui si verifica la frattura lungo lo spessore della provetta; la prova è eseguita sia in direzione trasversale che longitudinale rispetto alla direzione di laminazione, quindi si calcola la media dei valori; uno schema della prova è mostrato nella Figura 2. Valutando la profondità di penetrazione del punzone, in corrispondenza della rottura, Figura 3 – Valori caratteristici della CPT (°C, metodo ASTM G 48 metodo E, 6% FeCl3 + 1% HCl) si può avere un indicatore della formabilità di acciai di gradi diversi. Nella Figura 2 i dati sono normalizzati con riferimento al valore caratteristico del grado austenitico 4301, caratterizzato da buone proprietà di formabilità. Come si osserva, i gradi duplex mostrano una formabilità generalmente inferiore rispetto agli austenitici standard, ma il tipo LDX 2404® evidenzia prestazioni migliori rispetto al grado 2205. 2.4 Resistenza a pitting ed a corrosione interstiziale (crevice) Esistono numerosi test standardizzati per la valutazione dei fenomeni di corrosione localizzata in termini di performance dei differenti gradi di acciaio in ambienti clorurati. La temperatura critica di pitting (CPT) e la temperatura critica di corrosione interstiziale (CCT), sono state valutate con prove di immersione in cloruro ferrico secondo ASTM G 48, metodi E ed F [1]; i risultati presentati nelle Figure 3 e 4 sono i valori medi di un Figura 4 – Valori caratteristici della CCT (°C, metodo ASTM G 48 metodo F, 6% FeCl3 + 1% HCl) Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 401 Scienza e Tecnica opportuno numero di campioni. I campioni sono stati immersi per 24 ore a temperatura costante; la temperatura critica è il valore più basso registrato in corrispondenza del quale si registra vaiolatura sulla superficie del laminato. Il grado LDX 2404® mostra un valore di CPT leggermente inferiore rispetto al grado 2205, ma superiore di 10 °C rispetto a quello del tipo 4432 (va notato che questo metodo mostra comunque una certa variabilità dei risultati per tutti i tipi di acciaio testati, oltre ad una certa sensibilità alla forma del prodotto testato, alla preparazione dei bordi dei campioni ed alle specifiche modalità di conduzione della prova. Normalmente si registra un principio di corrosione puntiforme sui punti più critici di un campione, in questo caso i bordi. Al di sotto della CPT, la superficie può essere protetta catodicamente, consentendo ai bordi di rimanere intatti. Questa tecnica di prova comprende quindi più parametri non direttamente gestibili rispetto al metodo F (corrosione interstiziale) e la dispersione dei risultati può anche essere superiore. La corrosione interstiziale si verifica a temperature inferiori rispetto pitting ed il valore di CCT per il grado LDX 2404® è risultato 15 °C, rispetto a 20 °C per il 2205. La soluzione campio- TABELLA 4 – Risultati dei test di vaiolatura e corrosione interstiziale (*TRC = Total residual chlorine, P = Campione allo stato di fornitura, W = campione saldato, C = campione sottoposto a corrosione interstiziale) ne risulta per contro troppo aggressiva per l’analisi dei campioni relativi agli austenitici standard 4404 e 4432. Una soluzione di prova più rappresentativa delle normali condizioni di servizio è la 1M NaCl, utilizzata come base per test elettrochimici ad un potenziale di 700 mVSCE in ASTM G 150. Questo metodo fornisce una classificazione finale simile ad ASTM G 48 me- todo E, ma la definizione della temperatura critica di pitting, come la temperatura in cui viene raggiunta e mantenuta una densità di corrente 0,1 mA/cm2, porta a valori più alti della CPT. I dati sono riportati nella Figura 5 e dimostrano per il grado LDX 2404® un comportamento intermedio tra i gradi 4432 e 2205. 2.5 Applicazione in sistemi per acque potabili e circuiti di raffreddamento Figura 5 – Valori caratteristici della CPT (°C, metodo ASTM G 150 – L’area blu chiara rappresenta la variazione relativa alle diverse colate e/o tipologia di semilavorato) 402 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 Uno studio è stato effettuato per investigare le prestazioni degli acciai inossidabili duplex LDX 2101® e LDX 2404® in applicazioni per acqua potabile [2]. I tre campioni (sottoposti a corrosione interstiziale, saldati ed allo stato di fornitura) sono stati immersi in 200 e 500 ppm di cloruri con valori di cloro residuo totale diversi. Alcuni risultati di questo studio sono riportati nella Tabella 4. I gradi duplex LDX 2404® e 2205 hanno mostrato ottime prestazioni sia a 30 che a 50 °C, con 1 ppm totale di cloro residuo, senza corrosione interstiziale visibile. Il grado austenitico 4404 si è dimostrato più suscettibile alla corrosione interstiziale, con maggiore sen- Scienza e Tecnica TABELLA 5 - Numero di campioni criccati dopo prova di piegamento ad U [3], [4] Metodo di prova ASTM G 36 ASTM G 123 ASTM G 123 modificato ASTM C 692 Wick testing Temperatura 155 °C T di ebollizione T di ebollizione 100 °C Ambiente 45% MgCl2 25% NaCl 25% NaCl 1500 ppm Cl- Altro – Acidificato – Isolamento Durata della prova 24 h 1000 h 1000 h 28 giorni 4404/4432 3 di 3 4 di 4* 2 di 4 4 di 4 LDX 2404® 3 di 3 0 di 12 0 di 12 0 di 7 2205 3 di 3 0 di 4 0 di f 4 1 di 6** * Rottura dopo sette giorni ** Rotture meno significative, interpretazione resa difficoltosa da fenomeni di pitting e/o corrosione selettiva sibilità al pitting nelle condizioni più severe. Il grado LDX 2404® potrebbe essere una buona alternativa sia al 4404 che al 2205, con particolare riferimento al tipo 4404 per le condizioni più severe adottate sperimentalmente. 2.6 Stress Corrosion Cracking Gli acciai inossidabili duplex mostrano una buona resistenza alla tensocorrosione e sono una buona alternativa ai gradi austenitici standard in quei casi in cui la tensocorrosione da cloruri può causare problemi, con particolare riferimento ad ambienti a temperatura elevata. Esistono numerosi test standardizzati disponibili, che specificano i metodi di carico e gli ambienti di test con diversa rilevanza per applicazioni reali. Prove per immersione in NaCl e MgCl2 sono descritte in ASTM G 123 e G 36, rispettivamente. MgCl2 è molto corrosivo, anche per i gradi duplex, e determina condizioni di cracking già dopo 24 ore (Tab. 5). Nell'ambiente NaCl, nessun fenomeno di cracking si verifica per i gradi duplex dopo l'immersione per 1000 ore a pH basso o neutro. Un altro test tra i più significativi per condizioni di evaporazione è ASTM C 692 - detto comunemente Wick test - in cui il campione è lasciato a bagno in contatto con una soluzione di cloruro riscaldata a resistenza. Questo test indica anche le superiori prestazioni dei gradi duplex, come evidenziato dalla Tabella 5. Va osservato tuttavia che l’interpretazione dei risultati di questi test è insidiosa e può essere difficile metterli in relazione alle effettive condizioni di servizio; questo problema viene discusso in dettaglio in [3]. 2.7 Corrosione in ambienti acidi L'acido solforico viene utilizzato in una grande varietà di ambiti industriali, dalla produzione di fertilizzanti a quella di altri acidi, per cui vengono immagazzinate grandi quantità di questo acido, quindi trasportate in tutto il mondo. Può essere difficile scegliere il giusto grado dell'acciaio, in quanto la corrosività di acido solforico dipende dalla sua concentrazione e dalla temperatura. Essa è anche fortemente influenzata da impurezze, per cui i dati contenuti nelle tabelle di corrosione e nei diagrammi iso-corrosione basati su test di laboratorio (con prodotti chimici puri) devono essere usati con cautela. Le prestazioni di diversi tipi di acciaio possono anche variare in funzione dei metodi di prova e quindi riflettere piuttosto la procedura impiegata rispetto alle reali prestazioni del Figura 6 – Ratei di corrosione in acido solforico al 96 e 98% testati con il metodo “Corrosion Handbook”, periodi 24, 72 e 72 ore con attivazione nel terzo periodo. [5] Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 403 Scienza e Tecnica TABELLA 6 – Temperature critiche con ratei di corrosione superiori a 0.127 mm/anno (5 mpy), valutati secondo MTI-1. [4, 6, 7] Grado 40 °C 100 °C 2205 25 °C 90 °C 4432 45 °C 95 °C LDX 2404 Figura 7 – Ratei di corrosione valutati in presenza di acido fosforico con il metodo “Corrosion Handbook”, tre periodi di prova a 24, 72 e 72 ore con attivazione nel terzo periodo tipo di acciaio [5]. La Figura 6 mostra i risultati delle prove di laboratorio in 96 e 98% di acido solforico utilizzando il cosiddetto metodo “Corrosion Handbook”. Si tratta di tre periodi successivi di immersione di 24 ore, 72 ore e 72 ore con l'attivazione nell'ultimo periodo. Un criterio comunemente usato per la velocità di corrosione è di 0,1 mm/anno, il che significa che i tassi al di sotto di 0,1 mm/anno sono spesso accettati. Il grado austenitico 4404 ha evidenziato un aumento della velocità di corrosione in corrispondenza di un Acido solforico al 96% Acido fosforico all’85% ® aumento della temperatura, mentre i gradi duplex hanno mostrato un valore simile del rateo di corrosione a 20, 30 e 40 °C in 96% di acido solforico ed a 40 e 50 °C in 98%. I ratei di corrosione per LDX 2404® sono apparsi dello stesso valore del grado 2205. Le prove sono state eseguite secondo il metodo MTI-1 [6], che utilizza un periodo di immersione di 96 ore e che valuta la temperatura critica quando la velocità di corrosione supera 0,127 millimetri/ anno (5 mpy); le temperature critiche in acido solforico e fosforico sono mostrate nella Tabella 6. Secondo i risultati riportati nella Figura 6 sembrerebbe che questo test sia meno adatto per i gradi duplex nel 96% di acido solforico a causa della modesta dipendenza dalla temperatura della velocità di corrosione e, di conseguenza, anche della difficoltà a trovare una temperatura critica rappresentativa. Tuttavia, i ratei di corrosione individuali, nel metodo di prova MTI-1, per LDX 2404® mostrano una grande differenza: dai valori trascurabili a 20 e 30 °C a valori sensibilmente superiori a 35 e 40 °C. Ciò dimostra che in alcune circostanze la dipendenza dalla temperatura è in realtà piuttosto significativa. Non è possibile effettuare lo stesso confronto tra ratei di corrosione per il 2205, dato che solo alcune prove sono state effettuate con tassi di corrosione vicini al valore critico. L’acido fosforico non è così corrosivo come l’acido solforico, ma ci sono comunque limitazioni nell'uso con acciai inossidabili alle alte temperature. I risultati delle prove effettuate in acido fosforico sono mostrati nella Figura 7. Le prestazioni del grado LDX 2404® sono simili al grado 2205 ed entrambi i tipi appaiono superiori al grado 4404. I risultati della procedura MTI-1 sem- Figura 8 – Aspetto dei campioni dopo 12 mesi di esposizione in Bohus-Malmön (Sweden). I gradi LDX 2404® e 2205 hanno una finitura superficiale 2E ed il grado 4404 2B. La tonalità bluastra dei gradi LDX 2404® e 2205 è dovuta a riflessioni Figura 9 - Aspetto dei campioni dopo 3 mesi di esposizione in Dubai. Tutti i gradi sono stati laminati a freddo ed hanno finitura superficiale 2R 404 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 Scienza e Tecnica TABELLA 7 - Parametri di saldatura impiegati per le indagini sperimentali Processo t [mm] Giunto Protezione primaria / al rovescio Consumabile TIG TIG 2 2 I I Ar + 2% N2 / N2 + 10% H2 – Avesta 2205 (W 22 9 3 N L) MMA 3 V – Avesta 2205 (E 22 9 3 N L R) MAG 6 V Mison 2He Avesta 2205 (G 22 9 3 N L) FCAW FCAW 6 10 V X Mison 18 Avesta FCW - 2D 2205 (T 22 9 3 N L R) SAW 15 X SAW 15 K SAW 20 X Avesta Flux 805 Avesta 2205 (S 22 9 3 N L) SAW 30 X SAW 30 K Nota: Mison 2He = Ar + 2% CO2 + 30% He + 0.03% NO; Mison 18 = Ar + 18% CO2 + 0.03% NO brano a loro volta confermare l'analoga efficacia dei gradi duplex anche se il valore del 2205 sembra posizionarsi in corrispondenza della parte inferiore dell’intervallo (Tab. 6). I diversi comportamenti emersi con 85% di acido fosforico (MTI-1) e 80% di acido fosforico (metodo “Corrosion Handbook”) per il 4404 potrebbero in qualche misura essere spiegati dalla differenza del tenore di molibdeno tra 4404 e 4432. Un'altra spiegazione è che i risultati dei metodi di prova differiscano per aspetti procedurali come il tempo di prova, la presenza di ossigeno e le modalità di attivazione dei campioni. 2.8 Corrosione atmosferica Corrosione atmosferica è l’espres- sione generica per differenti forme di corrosione che si verificano quando un materiale viene esposto all'atmosfera, per esempio vaiolatura e criccabilità indotte da cloruri. Nei casi in cui debba essere evitata ogni forma di colorazione, tipicamente in applicazioni architettoniche, la scelta delle condizioni superficiali e delle procedure di pulizia possono in qualche modo essere altrettanto importanti quanto la scelta del tipo di acciaio, mentre l'aspetto della superficie non è così vitale per applicazioni strutturali. Il grado LDX 2404® è incluso nei programmi di controllo sulla costa occidentale svedese (Bohus-Malmön) ed in una stazione di prova in ambiente marino a Dubai. I campioni sono tuttora Figura 10 - Valori della CPT per giunti allo stato come saldato, granagliati e decapati testati secondo ASTM G 48 metodo E ed ASTM G 150 a confronto con i valori tipici del materiale base esposti, quindi non è ancora possibile avere i risultati finali, ma fotografie dei campioni esposti nei diversi siti sono riportate nelle Figure 8 e 9. Il grado 4404 ha evidenziato una coloritura molto più accentuata dei tipi duplex, in entrambi i casi. 2.9 Saldabilità, proprietà giunti saldati dei Al fine di valutare le proprietà dei giunti saldati, sono state applicate varie procedure di saldatura a vari spessori del grado LDX 2404®, da 2 millimetri da coil laminato a freddo sino a piastre da 30 mm (Tab. 7). In tutti i casi in cui è stato utilizzato materiale d'apporto, questo era del tipo 2209 (Avesta 2205, 22 9 3 NL). Tutte le saldature sono risultate conformi ed hanno superato sia l’esame radiografico che la prova di piegamento. Ulteriori dettagli circa le modalità di saldatura e la caratterizzazione della microstruttura sono riportati in [8]. La resistenza a pitting dei giunti è mostrata nella Figura 10. I valori del test in cloruro ferrico secondo ASTM G 48 metodo E sono tutti al di sopra di 20 °C. Tale valore può sembrare basso rispetto al materiale base (CPT media di 35 °C), ma si deve tenere presente che questo test presenta in genere una dispersione abbastanza grande e valori più bassi possono anche essere riscontrati per lo stesso materiale di Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 405 Scienza e Tecnica Figura 11 - Valori di resilienza dei giunti saldati e confronto dei valori medi per coil da 6 mm e lamiere da 30 mm conformi ad ASTM A 240. Le linee a tratti indicano i valori minimi del materiale base alle due temperature secondo la Tabella 3. * Considerati spessori ridotti a ¾ base. Questa difficoltà emerge anche dai risultati dei test secondo ASTM G 150 in 1M NaCl, che tende a dare una valutazione più precisa della temperatura critica di pitting. In questo caso si vede che i valori per i giunti realizzati con processo TIG, MMA e MAG sono intorno al valore inferiore tipico del materiale di base. I valori della resilienza dei giunti sono indicati a loro volta nella Figura 11 e mostrano che i risultati in ZTA, valutata con specifiche preparazioni a K, soddisfano i requisiti minimi previsti per i materiali di base (vedere Tab. 3). Questo riflette la buona austenitizzazione del grado LDX 2404®, dovuta anche al suo elevato contenuto di azoto. La zona fusa ha evidenziato risultati generalmente buoni, e probabilmente essi possono essere ulteriormente migliorati in casi specifici con un'attenta selezione dei parametri di saldatura ed eventual- mente anche del consumabile. Inoltre, è possibile incrementare la resistenza meccanica in zona fusa mediante l'impiego di consumabili grado 2507. 3. Conclusioni Il nuovo grado duplex LDX 2404® (EN 1.4662, UNS S82441) ha un profilo di proprietà progettato per colmare il divario tra i gradi 2304 e 2205. La superiore resistenza meccanica rispetto ad altri gradi duplex, in particolare per coil laminati a caldo, appare significativa, consentendo vantaggi in termini di diminuzione dello spessore di parete per costruzioni come i serbatoi di stoccaggio. La formabilità dei LDX 2404® è intermedia tra il grado 2205 ed il più facilmente formabile 4404. In test standard di pitting e SCC, le prestazioni del grado LDX 2404® appaiono inferiori a quelle del 2205, ma nettamente superiori ai gradi 4404 e 4432. Ciò è confermato anche da prove a lungo termine per sistemi di acqua clorata, progettati per simulare acqua di raffreddamento o acqua potabile a basso tenore di cloruri. La resistenza a SCC appare buona, come è caratteristico per i gradi duplex. La uniforme resistenza alla corrosione in acido solforico è molto simile a quella del 2205, il che significa che nel 98% di acido si presenta con un tasso di corrosione inferiore alla metà del grado 4404 a 50 °C. Lo stesso tipo di tendenza che si riscontra in acido fosforico al 60% e 80% a 100 °C. Il grado LDX 2404® ha dimostrato prestazioni superiori al 4404 in test di esposizione a condizioni atmosferiche in siti marini, in Svezia e Dubai. Il grado LDX 2404® può essere saldato con vari processi. La buona austenitizzazione facilita la saldatura autogena e l'uso di consumabili tipo 2209 consente di ottenere giunti conformi alle specifiche con i processi TIG, MMA, MAG, FCAW e SAW. Resistenza a pitting e resilienza dei giunti saldati sono accettabili per una vasta gamma di applicazioni. In conclusione, il grado LDX 2404® appare adatto per impieghi strutturali che non richiedano una resistenza alla corrosione a livello del grado 2205 ed è una buona opzione per numerose applicazioni nello spettro tipico degli acciai duplex. Ringraziamenti Andreas Persson, Andreas Lundstedt, Hans Groth, Jan Y Jonsson, Eugenia e Sundqvist Maria Lundberg ringraziano per la disponibilità dei dati impiegati per la stesura di questo documento. BibliograÀa [1] ASTM G 48 - 03 (Reapproved 2009) Standard Test Methods for Pitting and Crevice Corrosion Resistance of Stainless Steels and Related Alloys by Use of Ferric Chloride Solution, in ASTM International, West Conshohocken, 2009. [2] S. Mameng, Localised corrosion of stainless steels depending on chlorine dosage in chlorinated water, Eurocorr, Stockholm, 2011. [3] R. Pettersson, E. Johansson, Stress corrosion resistance of duplex grades, Acom, (2011) 10 – 22. [4] J.-O. Andersson, E. Alfonsson, C. Canderyd, H. Groth, Development and Properties of New Duplex Stainless Steels, Stainless Steel World, SSW, Houston, USA, 2010. [5] C. Canderyd, R. Pettersson, P.-E. Arnvig, Uniform corrosion testing in Sulphuric acid – a critical comparison of methods, Eurocorr, Stockholm, 2011. [6] MTI, MTI-1 Test Method comprises 14 test solutions of various concentrations of HCl, H2SO4, HNO3, H3PO4, acetic acid, formic acid, NaOH, HCl, ferric chloride, and acetic acid and acetic anhydride, 1995. [7] Outokumpu Corrosion Handbook, 10th Edition, Outokumpu Oyj, Espoo, 2009. [8] L.-Å. Bylund, M. Johansson, R. Pettersson, Welding of the new duplex grade LDX 2404® with 2209-type filler, SSW, Maastrich, 2011. 406 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 Building today for generations to come Outokumpu duplex stainless steel is the ideal construction material for projects that are planned to last many generations and where there is a need to eliminate disruptive maintenance activity. Outokumpu stainless steel is also a sustainable solution as it contains 90% of recycled material and it can itself be recycled once the project lifecycle has ended. As the world’s leading producer of sustainable stainless steel we have pioneered the development of duplex. Today, having provided over half of the world’s production, no one knows duplex like Outokumpu. outokumpu.com . 6 .6 ),. *% .6)% $ 6:29879105095-9 * :3:: $ 6:2987979/1-79+ *:3:: " 6:29874/4-908/1 6:2987994189045 :3:: 6:29871854/1// :3:: , 6:2987954-59878 # 6:29871599407-7 :3:: . 6:2987-045594578 :3:: 6. 6:298744018++97 :3:: !( 6:29871099/7981 (:3:: ,:3:: #, 6:29879+555094 ,:3:: ,:3:: Incontro con Rezia MolÀno 5H]LD0ROÀQR Professore di Meccanica dei Robot, Robotica e Automazione, Flexible Automation, Robot Programming Methods, Mechanical Design Methods in Robotics, Industrial and Service Robotics and MEMS Design all’Università di Genova. Presidente della SIRI (Associazione Italiana di Robotica e Automazione) e Coordinatore Italiano in IFR (International Federation of Robotics). Rezia MolÀno q autore e coautore di circa 270 articoli presentati a riviste e convegni internazionali e nazionali su temi di robotica ed automazione intelligente ed q editore di “Parallel .inematic Machines” e “Intelligent Manipulation and Grasping”. E’ nominata revisore di articoli da parte di importanti riviste internazionali e revisore di progetti di ricerca da parte della Commissione Europea, del MIUR e di Ministeri della Ricerca di diversi Paesi (Spagna, Slovacchia, Svezia). E’ detentore di una ventina di brevetti su dispositivi e sistemi robotici. D R D Professoressa Molfino, La ringraziamo per aver trovato qualche minuto del suo tempo per rispondere alle nostre domande. Il Suo rapporto con la saldatura è legato ormai storicamente al ruolo da Lei ricoperto nell’ambito di SIRI - Associazione Italiana di Robotica ed Automazione: vuole presentare ai nostri lettori questa Associazione? La SIRI è una associazione culturale, senza fini di lucro, i cui iscritti sono persone interessate alla robotica: ricercatori e industriali utilizzatori, costruttori, importatori e integratori di robot, e costruttori di componenti per la robotica. Sul sito www.robosiri.it sono riportati i principali eventi di robotica ed i seminari e corsi organizzati dalla SIRI. Con l’occasione di questa intervista, vuole esporre ai nostri lettori le iniziative promosse da SIRI o in cui SIRI parteciperà con propri esperti delegati, ad esempio Convegni, Seminari o altri eventi di natura tecnica? R La SIRI organizza corsi e convegni e prepara le statistiche del settore. Tutti gli anni la SIRI propone il Corso introduttivo alla robotica che dura 5 giorni e oltre alle lezioni prevede visite ed esercitazioni. Quest’anno saremo ospiti della Confindustria di Vicenza ed il Corso si svolgerà dall’11 al 15 Giugno. In Lamiera a Bologna l’11 Maggio la SIRI presenterà le nuove statistiche mondiali e italiane. D All’interno di SIRI, attualmente, qual’è l’importanza delle applicazioni legate alla saldatura? E’ possibile affermare che la saldatura è un complesso di tecnologie essenziale per la robotica industriale, oggi? Molti dei nostri associati e tutte le case costruttrici di robot rappresentate in SIRI sono interessati alla robotica di saldatura. La saldatura rappresenta un’area molto vasta di applicazione di soluzioni robotizzate: a livello mondiale la seconda dopo la manipolazione con una quota del 30% sul numero totale dei robot installati. R Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 409 Incontro con Rezia MolÀno D R D R Ragionando in termini di fatturato, sono disponibili dati sui volumi delle vendite associate al mercato della robotica e dell’automazione in saldatura? Al di là della disponibilità di dati numerici, si tratta di un mercato in espansione, compatibilmente con le difficoltà emerse negli ultimi anni? Dalle ultime statistiche, in termini di unità vendute, la robotica di saldatura, dopo un periodo difficile tra il 2005 e 2008 ed il crollo nel 2009, ha recuperato passando dalle 15.900 unità vendute nel 2009 a 30.300 nel 2010. Il mercato della robotica di saldatura è sempre stato molto legato al settore dell’automobile anche se in questi ultimi anni si notano applicazioni diversificate in altri settori. Forse anche per questa tendenza oggi la saldatura ad arco mostra un incremento delle applicazioni superiore alla saldatura a punti invertendo un trend consolidato. Scorrendo l’elenco degli associati a SIRI è facile trovare grandi gruppi che operano in ambito internazionale. Provando a confrontare la realtà italiana con quella internazionale, appunto, cosa si può dire circa il ruolo di robotica ed automazione in saldatura per confronto tra la situazione italiana e quella internazionale? Possiamo dire che la realtà nazionale sia allineata a quella internazionale per investimenti, interesse, qualità e quantità delle applicazioni oppure no? Nel 2010 circa 309.000 robot di saldatura erano operativi nel mondo, rappresentando il 30% rispetto al numero totale di robot. Con riferimento al numero di robot di saldatura venduti nel 2010, l’Italia occupa il settimo posto dopo Cina, Germania, Nord America, Corea, Giappone, Tailandia. In Italia solo il 18% dei robot installati è rappresentato da robot di saldatura con un trend in lieve salita, inferiore rispetto alla Germania (30%), alla Spagna (30%), alla Francia (24%), per rimanere in Europa. Anche da questo punto di vista la situazione italiana risente della crisi più di altri Paesi europei. D R D R D R http://www.robosiri.it 410 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 SIRI rappresenta per molti aspetti il biglietto da visita del mondo dell’automazione italiana anche verso l’estero; come potrebbe essere definita in termini più generali la posizione della nostra industria in ambito internazionale? Il mondo dell’automazione italiana ha una buona presenza e competenze riconosciute all’estero. I nostri integratori di sistemi di automazione dedicata e flessibile sono molto stimati. All’interno di SIRI, la componente universitaria è rappresentata in modo importante, da varie realtà diffuse sull’intero territorio. Come si può giudicare l’interazione tra Università ed Industria, in Italia, nell’ambito della robotica e della automazione in saldatura? Vi sono spazi per incrementare per qualità e quantità le collaborazioni in atto? La collaborazione Università Industria oggi è molto limitata e spesso si basa su rapporti di fiducia e di stima personali. Si può incrementare partecipando a progetti di ricerca europei, tenuto conto dell’esiguità dei fondi dei progetti nazionali, per cui, curiosamente, le Università italiane sono a contatto con partner stranieri e viceversa. Sotto questo punto di vista, la SIRI gioca un ruolo importante rappresentando in Italia un punto di incontro tra i differenti attori industriali ed accademici interessati alla robotica. Restando per un attimo in ambito universitario - realtà di cui Lei è ovviamente una profonda conoscitrice - come può valutare il ruolo che viene attribuito alla saldatura (nelle sue varie declinazioni) oggi, considerando anche quanto avviene all’estero, in nazioni come la Germania o gli Stati Uniti d’America? Ho l’impressione che, in Italia, sia una cenerentola alla stregua della meccanica strumentale e del manufacturing, cosa che contrasta con gli interessi e le esigenze dell’industria. Si potrebbe attivare un master in questo settore con il supporto di aziende ed istituzioni. Ovviamente ci deve essere un vivo interesse da parte dell’industria. L’anno scorso a Chicago ho assistito alla presentazione di un intervento governativo, volto alla riduzione della disoccupazione giovanile, dove venivano proposti nuovi programmi di istruzione che comprendono in larga misura questi temi. Anche la Germania è attenta alle esigenze della propria industria e gestisce a livello alto le ricadute istruzione occupazione. Incontro con Rezia MolÀno D R D R D R D Nell’ambito delle attività di ricerca e sviluppo, la possibilità di usufruire di fondi per attività di ricerca erogati a livello nazionale ed europeo rappresenta sicuramente un importante strumento a disposizione delle imprese; quale risulta essere, in base alla sua esperienza di ricercatrice, la sensibilità nei confronti dell’automazione e robotica da parte degli enti eroganti? E nei confronti delle applicazioni mirate alla saldatura? Bisogna distinguere: a livello nazionale la sensibilità nei confronti di automazione e robotica è debole, in un quadro generale dove la ricerca ha pochissimi fondi. A livello europeo osservo una buona sensibilità ad attività di ricerca in automazione e robotica con possibile sfruttamento industriale ed una attenzione un po’ minore nei confronti dello specifico tema della saldatura. A livello nazionale come internazionale, molto si è detto circa la minore attrattiva che la saldatura sembra esercitare verso i più giovani, rispetto ad altri possibili percorsi professionali, tanto a livello operativo, quanto a livello superiore. Quali potrebbero essere gli strumenti per rendere più interessante il mondo della saldatura agli occhi degli studenti, che appaiono più spesso attratti da altre tecnologie, iniziando magari dalla scuola superiore? Seminari divulgativi nelle scuole, in fiere e festival della scienza; pagine web dedicate ai giovani (linguaggio semplice ed efficace, video commentati); visite ad aziende e laboratori. Quando si parla di robotica applicata alla saldatura, spesso si pensa ai grandi stabilimenti del settore automobilistico: al di là di queste, consolidate applicazioni quali possono essere considerati, oggi, i settori più interessati alla robotica applicata alla saldatura? Spesso questi grandi stabilimenti utilizzano molti robot in impianti di automazione dedicata e poco versatili. Oggi isole flessibili di saldatura sono disponibili per PMI subfornitori che devono adeguarsi a esigenze produttive di diversi clienti. Tra i settori industriali l’industria dell’automobile è predominante per l’uso di robot di saldatura con circa il 77% dei robot di saldatura installati. Altri settori interessati sono i settori dei trasporti marittimi ed aerei, il settore elettronico, molto sviluppato in Asia, il settore meccanico. Nuove applicazioni di saldatura in diversi settori sono in crescita ed iniziano ad avere un peso sulle statistiche. L’impiego di applicazioni robotizzate richiede una notevole interazione tra i sistemi meccanici, sensori, sistemi di controllo e programmazione. Quale ritiene http://www.robosiri.it R D R possa essere tra questi l’aspetto oggetto di maggiore innovazione negli ultimi anni? E quale per gli anni a venire? Tutti questi aspetti sono stati oggetto di miglioramento e maggiore integrazione nel sistema robotico ma, oggi, si richiede soprattutto lo sviluppo di sensori affidabili e robusti per un aggiustamento in tempo reale del processo in caso di difformità della geometria e di disturbi non previsti. Inoltre permetterebbero anche una maggiore interazione robot processo e garantirebbero la cooperazione robot robot quando necessario. Anche lo sviluppo di nuove attrezzature flessibili e riconfigurabili cooperanti con il robot di saldatura è un aspetto innovativo che potrebbe dare notevoli vantaggi nel caso di produzione di massa personalizzata. Presso molti utilizzatori, l’impiego di sensoristica in saldatura non sempre sembra trovare spazi significativi. Qual’è, al riguardo, la Sua sensazione? Ritiene che vi siano spazi per una maggiore diffusione di queste tecnologie? L’impiego di sensoristica è importante per lo sviluppo della robotica di saldatura ma l’affidabilità e la robustezza dei sensori non è ancora ai livelli desiderati. Ho l’impressione che dobbiamo ancora lavorare sui sensori e questo sarà fatto se il mercato lo richiede e se gli utilizzatori ne capiranno i benefici. Ovviamente il rapporto costi/benefici ha il suo peso. Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 411 Incontro con Rezia MolÀno D R Non vi è dubbio che, da alcuni anni, la Friction Stir Welding appaia come una delle tecnologie più promettenti a livello internazionale. Come può riassumere lo stato dell’arte, oggi, della robotizzazione di questa tecnologia? Sino a che punto il carico meccanico da applicare sull’utensile sta rappresentando una limitazione alla diffusione delle applicazioni robotizzate? La FSW si considera come la tecnologia di saldatura più adatta alla robotizzazione, sia per la mancanza di materiali d’apporto e di protezione sia per la maggiore semplicità del processo che coinvolge un numero limitato di parametri rispetto alla saldatura ad arco e TIG. Le forze elevate che il robot deve esercitare ed il pesante carico determinato dall’utensile, mentre ne hanno scoraggiato l’applicazione in passato, oggi non costituiscono più un grosso problema se non altro per la saldatura di lamiere sottili in alluminio. Ad esempio applicazioni di FSW continua e a punti sono state studiate e messe a punto all’Advanced Joining & Processing Lab del National Institute for Aviation Research (NIAR), Wichita State University, per lamiere di alluminio di spessore 2,5 mm con robot ABB IRB 7600-500 Power Robot che ha uno sbraccio di 2,55 m ed una capacità di carico di 5000 N. Il controllo di forza è un componente critico per il successo della FSW con robot industriali. Inoltre per FSW sembrano molto adatte, per le elevate rigidezze, architetture robotiche a cinematica parallela (PKM) anche se lo spazio di lavoro che presentano oggi è ridotto rispetto ai robot seriali. Penso comunque che una progettazione orientata allo scopo potrebbe portare a soluzioni idonee. R Condivido pienamente. In Italia l’industria si muove a fatica e con molta circospezione. Ho la sensazione che spesso non solo non c’è interesse all’investimento in innovazione ma neppure la curiosità di vedere, conoscere e capire le opportunità offerte dalle nuove tecnologie. D Secondo alcuni, considerando la progressiva affermazione dell’automazione industriale anche nell’ambito delle tecnologie di saldatura, il saldatore che impiega processi manuali o semiautomatici potrebbe essere una figura destinata a scomparire dagli scenari industriali, in una prospettiva di lungo termine. E’ anche la Sua sensazione oppure ritiene che questa figura sia comunque destinata a conservare una sua identità? Ho molta fiducia nella tecnologia e nel progresso ma osservo che alcune competenze dell’esperto non sono oggi automatizzabili. Sicuramente l’automazione e la robotica si impongono inizialmente con l’esecuzione di compiti semplici, solo dopo una maturazione in queste applicazioni l’automazione si sviluppa e cresce conquistando nuove aree di intervento con l’esecuzione di compiti via via più complessi, ma non vedo per ora sviluppi tali per cui sistemi robotici possano sostituire l’esperienza di saldatori esperti. Inoltre sarà sempre un saldatore a programmare e manutenere correttamente sistemi robotici di saldatura. Oggi si punta molto sulla cooperazione uomo robot per sfruttare le caratteristiche complementari di entrambi in sistemi manifatturieri con ottime prestazioni a costi ridotti. R D D R D 412 Il mondo della robotica e dell’automazione ha quasi per definizione un’immagine fortemente dinamica, espressione di tecnologie in continuo divenire: quali possono essere, secondo la Sua opinione, i futuri traguardi per la saldatura, considerando le caratteristiche particolari del mercato nazionale? Sistemi di saldatura robotizzata ad alte prestazioni ed affidabilità con integrazione di processo e movimentazione. Rapidità di installazione e facilità d’uso. Inclusione di sistemi di controllo della qualità della saldatura in linea. Sostenibilità ed efficienza energetica. Sviluppo di sistemi di saldatura su piattaforma mobile per applicazioni navali. Negli ultimi anni, per effetto del perdurare della crisi, molti utilizzatori sembrano interessati piuttosto al rinnovamento di propri impianti che non all’acquisizione tout court di nuove tecnologie: condivide questa sensazione oppure, a livello nazionale, vi sono comunque spazi per investimenti significativi, malgrado la recessione? Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 R La Federazione Europea della Saldatura ha definito ormai da diversi anni una Linea Guida per la qualificazione delle figure professionali – a vari livelli – operanti nell’ambito di processi robotizzati di saldatura. Ad oggi, tale proposta non sembra aver trovato particolare favore, presso gli utilizzatori di queste tecnologie: qual’è, la Sua opinione, al riguardo? In base alla Sua esperienza, come potrebbe definire il ruolo della qualificazione del personale, nell’ambito dei processi robotizzati di saldatura? La qualificazione delle figure professionali è una certificazione importante per chi deve assumere; è un aiuto, non è cogente. Non mi meraviglia che tale proposta non abbia avuto successo in un ambiente molto tradizionale e con processi ben definiti e collaudati. La stessa tipologia di classificazione potrebbe essere adottata per il personale addetto ai processi robotizzati di saldatura. Forse in questo caso, data la carenza di pratiche consolidate, gli utilizzatori potrebbero prenderla in considerazione al fine di rendere più produttivi ed efficienti i processi di saldatura. UNA SOLUZIONE PER OGNI VOSTRA ESIGENZA Apparecchiature ad Ultrasuoni Radiografia digitale Accessori RX Sonotron NDT Apparecchiature radiografiche Apparecchiature per c.n.d Prodotti per PT e MT AZIENDA CERTIFICATA UNI EN ISO 2001:2008 Via Aurelia 884 - 00165 ROMA Tel. +3906-6628187 r.a. Fax 06-66000568 www.sematequipment.com e-mail: [email protected] Via Mons. Cesare Angelini 1 27010 S. Genesio ed Uniti - PAVIA Tel.: +39-0382471299 Mob.:+39-3358797697 e-mail: [email protected] [email protected] Pubblicazioni IIS La saldatura nella fabbricazione e nella manutenzione di oleodotti e gasdotti in acciaio: come stanno cambiando processi, materiali, tecnologie e normative Volume degli Atti - Milano 22 marzo 2012 6DUHEEH TXDVL VXSHUÁXR SHU SUHVHQWDUH XQ HYHQWR FRPH TXHVWR ULFRUGDUH DO OHWWRUH O·LPSRUWDQ]D GHL SURFHVVL GL VDOGDWXUD QHOOD IDEEULFD]LRQH GL SLSHOLQH QHO VHWWRUH 2LO *DV FRQ SDUWLFRODUH ULIHULPHQWR DO WUDVSRUWR GL JDV HG ROL FRPEXVWLELOL 3UREDELOPHQWH LO PRGR SL FRUUHWWR GL SUHVHQWDUH TXHVWR HYHQWR FRQFXL,,6ULSUHQGHOHVHULHGHLSURSUL&RQYHJQL7HFQLFLFRQFOXVDVLORVFRUVR 1RYHPEUH D *HQRYD FRQ OD JLRUQDWD GHGLFDWD DO ZHOG RYHUOD\LQJ q SURYDUH D PHWWHUH LQ ULVDOWR OD IRUWH PXOWLGLVFLSOLQDULWj FKH FDUDWWHUL]]D TXHVWR VSHFLÀFR VHWWRUHLQGXVWULDOHHGDOWHPSRVWHVVRODUDSLGLVVLPDHYROX]LRQHFKHDOFXQHGHOOH PDWHULHDGHVVRGLUHWWDPHQWHDIIHUHQWLVXELVFRQRTXRWLGLDQDPHQWH ,,6KDFHUFDWRGLDIÀGDUHO·HYHQWRFRPHFRQVXHWXGLQHDGDOFXQLWUDLSLTXDOLÀFDWL UHODWRUL FRQ O·RELHWWLYR GL SURSRUUH DJOL LQWHUHVVDWL XQ DIIUHVFR DJJLRUQDWR H FRPSOHWRSHUTXDQWRSRVVLELOHGHLPROWHSOLFLDVSHWWLFKHLQWHUHVVDQRQRQVROROH DWWLYLWjGLVDOGDWXUDYHUHHSURSULHPDDQFKHTXHOOHGLSURJHWWD]LRQHIDEEULFD]LRQH FRQWUROORHTXDOLÀFD]LRQH INDICE: (YROX]LRQH GHOOD QRUPDWLYD WHFQLFD LQWHUQD]LRQDOH SHU OD SURJHWWD]LRQH OD SURGX]LRQHHODIDEEULFD]LRQHGLPDQXIDWWLHGLSLSHOLQHVSHULOWUDVSRUWRGL LGURFDUEXULRQVKRUHHGRIIVKRUH0DULR&HODQW3LSH7HDPVUO ´/DJJDQ7RUPRUH ([SRUW 3LSHOLQHµ DSSOLFD]LRQH GL ÀOL 1L SHU VDOGDWXUD RUELWDOH 1**0$: GL JLXQWL GL IRUWH VSHVVRUH DG HOHYDWD UHVLVWHQ]D H WHQDFLWj)UDQFHVFR&LFFRPDVFROR$LU/LTXLGH:HOGLQJ7LWR0HJQD6LFLP 6WDWHRIWKHDUWIRUÁDZWROHUDQFHDVVHVVPHQWRISLSHOLQHJLUWKZHOGV +HQU\N3LVDUVN\7:, 'HYHORSPHQWRIVWHHOVDQGZHOGLQJSURFHVVHVIRUSLSHOLQHV 6RQMD)HOEHU,QVWLWXWHIRU%XLOGLQJ&RQVWUXFWLRQDQG7HFKQRORJ\9LHQQD 8QLYHUVLW\RI7HFKQRORJ\ ´:HOGUHSDLUDQDO\VLVµSHULOYDURGLSLSHOLQHSURFHGXUHULIHULPHQWLQRUPDWLYL HG HVSHULHQ]H DSSOLFDWLYH *LDQ /XLJL &RVVR ,,6 6HUYLFH 5XG\ =DJDQHOOL 0LFRSHULVSD 4XDOLÀFD]LRQHGLXQVLVWHPDGLFRQWUROORXOWUDVRQRURDXWRPDWLFRLQDFFRUGR DOOHUDFFRPDQGD]LRQLGHOFRGLFH'1926) )LOSSR%UDJRWWR*LXVHSSLQD&DWDOGR*LDPEDWWLVWD'LGRQQD6$,3(0 Settore DDC Maura Rodella Lungobisagno Istria, 15 16141 GENOVA Tel. 010 8341385 Fax 010 8367780 Email: [email protected] www.weldinglibrary.com www.iis.it ,PSURYHG JLUWK ZHOG PDQXIDFWXULQJ IRU IDWLJXH GHPDQGLQJ GHHS ZDWHU GHYHORSPHQWVWKURXJKODVHUSLSHHQGPDQXIDFWXULQJ &ODXGLR7RPPDVL7HQDULV /DTXDOLÀFDGLVDOGDWRULHGLSURFHVVLGLVDOGDWXUDSHUJDVGRWWLHPHWDQRGRWWL VHFRQGR QRUPD 81, (1 ,62 FRQIURQWR FRQ DOWUH QRUPH LQWHUQD]LRQDOL$QWRQLR3DQGROIR,,6&HUW 2012, 112 pagine, Codice: 101506, € 45,00 Soci IIS - Membri IIS Club € 36,00 Abbiamo provato per voi... Abbiamo provato per voi... Filo animato metal cored FILEUR AMC 01 Le prove condotte da IIS si rivolgono, in TXHVWR QXPHUR D ÀOL DQLPDWL PHWDO FRred, un tipo di consumabile che ha visto negli ultimi anni un’ascesa costante, dovuta a prestazioni di sicuro interesse. Con questo articolo, avremo modo di conoscere più nel dettaglio le prestazioni di uno di questi prodotti, tanto sul piano delle proprietà dei giunti, allo stato come saldato, quanto su quello degli aspetti funzionali, che interessano ovviamente in prima battuta saldatori ed opeUDWRUL 'L SDUWLFRODUH LQWHUHVVH LQÀQH l’analisi comparata delle prestazioni del consumabile in abbinamento a protezioni con diverso potenziale di ossidazione. 1. Presentazione del prodotto Si testerà, in questo numero della Rivista Italiana della Saldatura, il filo animato tubolare metal cored FILEUR AMC 01 prodotto da Trafilerie di Cittadella. Come oramai consuetudine, prima di testare sul campo il prodotto, iniziamo a valutarne le caratteristiche fondamentali attraverso la brochure di presentazione presentata nella Figura 1. Questa, facilmente reperibile in formato .pdf sul sito web delle Trafilerie di Cittadella, è costituita da una pagina, la quale può essere suddivisa in due gruppi. Nel primo, alcune righe ci descrivono il comportamento del consumabile, adatto alla saldatura sia in passata singola che multipass, con protezione gassosa attiva - sia a base di miscela Ar - CO2 che con CO2 pura - di acciai che vengono elencati nella Figura 2 attraverso le loro designazioni europee. Figura 1 - Scheda di presentazione del filo animato metal cored AMC 01 (*) Redazione a cura della Divisione Formazione IIS, Ing. Giovanni Garbarino. Prove condotte in collaborazione con il Laboratorio IIS e Trafilerie di Cittadella, Dott. Filippo Campaci. Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 415 Abbiamo provato per voi... TABELLA 1 - Simbologia per la composizione chimica di un saggio in solo materiale d’apporto Classificazione secondo AWS A5.18 Gas di protezione E70C - 6X(a) 75 - 80 % Ar/CO2 o 100% CO2 Classificazione secondo EN ISO 17632-A Gas di protezione T46 4 M M 2 H5 T42 4 M C 2 H5 75 - 80 % Ar/CO2 o 100% CO2 (a) Percentuale in peso di elemento [massimo] C% Mn% Si% S% P% Ni% Cr% Mo% V% Cu% 0,12 1,75 0,90 0,03 0,03 0,50 0,20 0,30 0,08 0,50 Percentuale in peso di elemento [massimo] C% Mn% Si% S% P% Ni% Cr% Mo% V% Cu% - 2 - - - 0,5 0,2 0,2 0,08 0,3 La X finale riportata nella classificazione può rappresentare una “C” od una “M” le quali corrispondono al gas di protezione con il quale l’elettrodo è classificato. La lettera “C” indica un gas di protezione 100% CO2 (AWS A5.32 Classe SG-C). La lettera “M” indica un gas di protezione 75 - 80% Ar/CO2 (AWS A5.32 Classe SG-AC-Y, dove Y varia tra 20 e 25). TABELLA 2 - Simbologia per le caratteristiche meccaniche di un saggio in solo materiale d’apporto Classificazione secondo AWS A5.18 Gas di protezione Carico di rottura (minimo) [MPa] Carico di snervamento (minimo) [MPa] Allungamento (minimo) [%] E70C - 6X 75 - 80 % Ar/CO2 o 100% CO2 480 400 22 Classificazione secondo EN ISO 17632 - A Gas di protezione Carico di rottura (minimo) [Mpa] Carico di snervamento (minimo) [MPa] Allungamento (minimo) [%] T46 4 M M 2 H5 80 % Ar/CO2 530 ÷ 680 460 20 T42 4 M C 2 H5 100% CO2 500 ÷ 640 420 20 Sempre in questa prima parte vengono presentate le caratteristiche principali del prodotto, quali: elevato rendimento, buona operatività, ottima estetica del cordone, assenza di spruzzi e di scoria ed elevate caratteristiche meccaniche (anche queste più dettagliatamente espresse in una tabella successiva) garantite sino a temperature di -40 °C. La parte successiva - che appare molto chiara e schematica - presenta le principali caratteristiche tecniche del consumabile a partire dalla classificazione secondo normativa americana (AWS A5.18: E70C - 6MH4) che europea (EN ISO 17632 - A: T46 4 M M 2 H5 / T42 4 M C 2 H5). Le due suddette classificazioni garantiscono, pertanto, determinate caratteristiche chimiche e meccaniche (funzione in certi casi del tipo di gas di protezione) di un deposito di saldatura realizzato con il consumabile in oggetto; di seguito si elencano brevemente tali caratteristiche: r per quanto riguarda la composizione chimica di un deposito realizzato in solo materiale d’apporto, le normative citate prevedono i valori elencati nella Tabella 1; r i valori delle caratteristiche tensili e di resilienza che devono es- Figura 2 - Materiali saldabili con il filo animato metal cored AMC 01 416 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 sere garantite da un deposito di solo materiale d’apporto variano in funzione della normativa cui ci stiamo riferendo ed in funzione della miscela di gas impiegata per la realizzazione del deposito (perlomeno, ciò vale nel caso della normativa europea che sotto questo aspetto si rivela più severa). Anche in questo caso si sono voluti sintetizzare nelle Tabelle 2 e 3 rispettivamente, i valori minimi delle caratteristiche tensili e di resilienza con relativa temperatura di prova richiesti da entrambe le normative citate. Abbiamo provato per voi... TABELLA 3 - Simbologia per le caratteristiche di resilienza e relativa temperatura di prova di un saggio in solo materiale d’apporto Classificazione secondo AWS A5.18 Gas di protezione E70C - 6X 75 - 80 % Ar/CO2 o 100% CO2 Classificazione secondo EN ISO 17632 - A Gas di protezione T46 4 M M 2 H5 / T42 4 M C 2 H5 75 - 80 % Ar/CO2 o 100% CO2 Temperatura di prova (minima) Resilienza (minimo) [°C] [J] -30 27 Temperatura di prova (minima) Resilienza (minimo) [°C] [J] -40 47 TABELLA 4 – Caratteristiche tipiche di un deposito di solo consumabile AMC01 con protezione gassosa Ar – CO2 e 100% CO2 r Protezione gassosa impiegata secondo UNI EN ISO 14175 M21 C1 Carico di snervamento [MPa] > 460 > 420 Carico di rottura [MPa] 530 ÷ 660 500 ÷ 640 Allungamento [%] > 22 > 22 Resilienza a -40 °C [J] ~ 80 ~ 70 C% 0,06 0,05 Mn % 1,6 1,5 Si % 0,8 0,6 S% < 0,025 < 0,025 P% < 0,025 < 0,025 Idrogeno diffusibile HDM [ml/100g] <3 <3 per quanto riguarda l’idrogeno diffusibile, i simboli H5 ed H4 riportati rispettivamente dalla classificazione europea EN ISO 17632-A e dalla classificazione americana AWS A5.18, garantiscono un contenuto massimo di idrogeno diffusibile pari a 5 ml su 100 g di deposito e 4 ml sempre su 100 g di deposito. Le caratteristiche sopra elencate si riferiscono ai valori minimi che un deposito di solo materiale d’apporto deve essere in grado di garantire per rientrare nella classificazione secondo normativa europea EN ISO 17632-A o americana AWS A5.18. Essendo quelli citati i valori minimi, il produttore elenca, sempre nella brochure di presentazione del prodotto, anche i valori medi di un deposito di solo materiale d’apporto; mettendo sempre in evidenza il tipo di protezione gassosa impiegata: se miscela di protezione attiva UNI EN ISO 14175 M21 o gas di protezione 100% CO2 UNI EN ISO 14175 C1. Nella Tabella 4 sono elencati i valori medi garantiti dal produttore. Per quanto riguarda l’operatività di questo consumabile, il produttore inserisce nella scheda tecnica del prodotto anche le posizioni, classificate sia secondo normativa europea UNI EN ISO 6947 che secondo ASME, in cui è possibile eseguire la saldatura. Queste sono riportate nella Figura 3. In questo ambito si riscontra una piccola divergenza tra quanto riporta il produttore e quanto garantiscono le normative, in particolar modo il primo garantisce sulla scheda tecnica la possibilità di operare in tutte le posizioni, mentre la classificazione di questo consumabile secondo normativa UNI EN ISO 17632 non prevede la possibilità di saldare in posizione verticale discendente UNI EN ISO 6947 PG. Sempre rimanendo in campo operativo, la scheda di presentazione si conclude, dopo un rimando che consiglia l’utilizzo del consumabile con una alimentazione in CCPI (tipica della saldatura a filo continuo), con una serie di parametri elettrici di saldatura impiegabili in funzione della dimensione dell’elettrodo riportati nella successiva Figura 4. Scopo di questo articolo, nello spirito della Rubrica “Abbiamo provato per voi…” della Rivista Italiana della Sal- Figura 3 - Posizioni di saldatura impiegabili con il filo animato FILEUR AMC 01 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 417 Abbiamo provato per voi... Figura 4 - Parametri operativi consigliati dal produttore datura, non è tanto quello di testare la veridicità delle informazioni riportate dalla brochure, quanto quello di testare il comportamento del prodotto sul campo: in particolar modo, in queste pagine, si analizzeranno le caratteristiche meccaniche e chimiche di due diversi tipi di deposito realizzati con lo stesso prodotto, ma con diversa protezione gassosa: il primo è stato realizzato con miscela di gas Ar - CO2 (80% Ar - 20% CO2) classificata secondo UNI EN ISO 14175 M21, il secondo con gas di protezione composto da 100% CO2 pura, classificato, secondo normativa UNI EN ISO 14175 C1. Dai saggi realizzati, che per comodità di chi scrive e del Lettore verranno nel seguito dell’articolo citati con le sigle M21 e C1, per indicare rispettivamente il saggio realizzato con miscela di protezione gassosa UNI EN ISO 14175 M21 e UNI EN ISO 14175 C1, ci si aspetta un differente comportamento sia dal punto di vista delle proprietà meccaniche che dal punto di vista delle proprietà chimico - fisiche. L’effetto del gas di protezione, infatti, ha una notevole influenza sul bagno di saldatura, in particolar modo, al fine di aiutare a comprendere le diverse caratteristiche che presenteranno i saggi realizzati, può essere utile richiamare le principali proprietà dei gas coinvolti nella realizzazione di questi saggi: l’Argon (Ar) e l’anidride carbonica (CO2) e relativa miscela. L’Argon è un gas nobile, quindi non tende a reagire con altri elementi chimici; allo stato puro (con purezze che vanno dal 99,99% al 99,9995%), viene infatti impiegato, talvolta miscelato con elio (He), nei processi di saldatura con gas inerte quali tipicamente il MIG o il TIG. Caratteristiche peculiari di questo gas sono la bassa condu- 418 cibilità termica ed il basso potenziale di ionizzazione che consente di avere, a parità di altri parametri operativi, tensioni d’arco più basse con conseguente influenza sull’apporto termico specifico, essendo questo direttamente correlato alla tensione d’arco dalla seguente relazione (UNI EN 1011-1): dove: r k = efficienza termica del processo (nel caso della saldatura a filo continuo con filo elettrodo animato e protezione gassosa attiva, la normativa UNI EN 1011-1 prevede un valore pari a 0,8) r V = tensione d’arco [Volt] r I = intensità di corrente [Ampére] r vavanzamento = velocità di avanzamento della sorgente termica [mm/s]. Per quanto riguarda la conducibilità termica, l’Ar è caratterizzato da un valore modesto di questa proprietà (0.01772); questo comporta la penetrazione tipica di questo gas detta “a dito” che non consente l’impiego di velocità di saldatura particolarmente elevate in quanto sussiste il rischio di mancanze di fusione. Per quanto riguarda l’anidride carbonica, questa è inerte a temperatura ambiente, ma si dissocia alle temperature dell’arco in monossido di carbonio (CO) ed ossigeno (O), secondo la seguente reazione endotermica: dove “q” rappresenta l’endotermia della reazione di dissociazione della CO2, cioè la quantità di energia, sottoforma di calore, sottratta all’arco; Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 questa reazione di dissociazione risulta reversibile non appena le condizioni ambientali lo consentono. Tali condizioni si realizzano in prossimità del bagno di fusione ed il calore di dissociazione viene riceduto al metallo fuso, provocando un incremento della penetrazione con conseguente possibilità di aumentare la velocità di avanzamento. L’uso di questo gas, però, comporta anche un arco più instabile rispetto a quello caratteristico del gas Argon, che richiede valori maggiori della tensione, con conseguente influenza sull’entità dell’apporto termico specifico ceduto al giunto saldato. Dal punto di vista della composizione chimica della zona fusa, l’interazione della CO2 con il bagno di fusione si esplica in diversi modi, che di seguito verranno brevemente messi in evidenza. Si è visto che la reazione di dissociazione della CO2 comporta la presenza di ossigeno nel bagno di saldatura: questo gas può avere pertanto un effetto ossidante sul bagno di fusione, che si manifesta soprattutto con la perdita di elementi facilmente ossidabili alla superficie del cordone. Inoltre, l’anidride carbonica può avere un effetto carburante sul bagno nella saldatura di materiali aventi contenuto in carbonio molto basso, tipicamente inferiore allo 0,07%. Se invece il contenuto di carbonio è superiore a questo valore, si sviluppa la reazione di seguito riportata: con una conseguente tendenza alla decarburazione del bagno. L’impiego di miscele Ar - CO2 con tenori di CO2 variabili tra il 10% ed il Abbiamo provato per voi... 50% è invece estremamente frequente nella saldatura di tutti i materiali basso – legati, in abbinamento a tutti i tipi di filo. La presenza di Argon, infatti, riduce i rischi e gli inconvenienti tipici della saldatura con CO2 pura, mantenendo comunque un bagno caldo ed una buona penetrazione con velocità di avanzamento anche piuttosto elevate. Le prove descritte di seguito, pertanto saranno prove finalizzate alla valutazione dell’influenza dei diversi tipi di gas di protezione sulle proprietà meccaniche del deposito, sulla sua composizione chimica e sulla struttura metallurgica derivante. Dal punto di vista operativo, infine, i tecnici dell’Istituto Italiano della Saldatura si sono incaricati di testare “sul campo” il consumabile realizzando dei talloni di saldatura in diverse condizioni operative che verranno messe in evidenza nel successivo paragrafo dedicato. 2. Realizzazione dei saggi di prova Come già evidenziato precedentemente, i valori di resistenza meccanica, resilienza, composizione chimica ed idrogeno diffusibile si riferiscono ad un deposito costituito di solo materiale d’apporto. Essendo scopo di questo articolo testare e riportare al lettore le differenti caratteristiche che emergono dall’utilizzo di questo consumabile con diverse atmosfere protettive (precisamente 80% Ar – 20% CO2 e Figura 6 - Saggio realizzato con miscela di protezione attiva UNI EN ISO 14175 M21 (diritto della saldatura) Figura 5 - Dimensioni del saggio di prova realizzato secondo normativa UNI EN ISO 15792-1 100% CO2), si è ritenuto opportuno realizzare dei saggi costituiti da “all weld metal” piuttosto che dei talloni di saldatura convenzionali per avere la sicurezza che i risultati e di conseguenza eventuali differenze, vantaggi e svantaggi derivanti dall’utilizzo delle due diverse miscele protettive non venissero sfalsati dall’effetto del rapporto di diluizione. Per testare le differenti caratteristiche, sono stati realizzati due saggi di “all weld metal” secondo la normativa UNI EN ISO 15792-1: “Materiali di apporto per saldatura - Metodi di prova - Parte 1: Saggi di prova per la realizzazione di provette di tutto metallo di apporto di saldature di acciaio, nichel e leghe di nichel”. Le caratteristiche geometriche per la realizzazione dei saggi suddetti sono presentate nella Figura 5. Nelle Figure 6 e 7 sono riportati invece i saggi, eseguiti una volta con protezione di gas attiva 80% Ar - 20% CO2, rispettivamente al diritto ed al rovescio della saldatura. Nelle Figure 8 e 9 sono riportati i saggi una volta eseguiti con protezione di gas attiva 100% CO2, rispettivamente al diritto ed al rovescio della saldatura. L’esecuzione dei saggi è stata realizzata in posizione piana con preparazione dei lembi a single-V, come prescrive la normativa di riferimento impiegando i parametri di saldatura consigliati dalla brochure di presentazione del prodotto. Da tali saggi sono state ricavate, sempre seguendo la normativa UNI EN ISO 15792-1, le provette per l’esecuzione delle prove di trazione longitudinale, di resilienza alla temperatura indicata dalla classificazione del consumabile, di piegamento e di durezza Vickers HV10, rispettivamente secondo le normative: r UNI EN ISO 6892-1: “Materiali metallici - Prova di trazione - Parte 1: Metodo di prova a temperatura ambiente”; Figura 7 - Saggio realizzato con miscela di protezione attiva UNI EN ISO 14175 M21 (rovescio della saldatura) Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 419 Abbiamo provato per voi... Figura 8 - Saggio realizzato con miscela di protezione attiva UNI EN ISO 14175 C1 (diritto della saldatura) Figura 9 - Saggio realizzato con miscela di protezione attiva UNI EN ISO 14175 C1 (rovescio della saldatura) Figura 10 - Provini impiegati nell’esecuzione delle prove distruttive per la determinazione di duttilità, resistenza a trazione e tenacità alla rottura r r r 6/* &/ *40 i.BUFSJBMJ metallici - Prova di resilienza su provetta Charpy - Parte 1: Metodo di prova”; UNI EN ISO 5173: “Prove distruttive sulle saldatura di materiali metallici – Prova di piegamento”; UNI EN ISO 6507-1: “Materiali metallici - Prova di durezza Vickers - Parte 1: Metodo di prova”. Nella Figura 10 sono presentati i provini impiegati per le suddette prove. Contestualmente alle prove mirate alla determinazione delle proprietà meccaniche dei due diversi riporti e soprattutto alla valutazione delle differenze che si possono riscontrare tra un saggio realizzato con miscela protettiva UNI EN ISO 14175 M21 ed un saggio realizzato con gas di protezione UNI 420 EN ISO 14175 C1, sono state realizzate prove chimico - fisiche di determinazione dell’idrogeno diffusibile, analisi chimica di un riporto di solo materiale d’apporto ed analisi macrografica e micrografica della struttura metallurgica dei saggi. 2.1 Resistenza meccanica Le prove di trazione longitudinale in zona fusa (Figg. 11 e 12) dei saggi realizzati con le due differenti miscele di protezione, hanno fornito i risultati riportati nella Tabella 5. Dall’analisi dei dati emerge subito l’influenza della differente miscela protettiva, più dettagliatamente, il campione C1 (che, si ricorda, è stato realizzato con atmosfera protettiva costituita da 100% CO2) presenta valori di carico di rottura e di snervamento leggermente inferiori rispetto al cam- Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 pione M21, mentre l’allungamento percentuale, indice di una maggiore o minore duttilità del deposito, risulta maggiore nel caso del primo saggio. Questa differenza è imputabile all’effetto della CO2 pura che, svolgendo un’azione maggiormente ossidante sul deposito, rispetto ad una miscela Ar – CO2, diminuisce il tenore di elementi di lega quali il manganese (Mn) ed il silicio (Si) i quali, svolgendo un’azione disossidante, vengono in qualche misura eliminati sotto forma di scoria alla superficie del cordone. Analizzando i risultati in termini numerici, si riscontrano ad ogni modo valori comunque ben superiori rispetto ai limiti imposti dalla normativa sia americana AWS A5.18 che europea UNI EN ISO 17632; anche i valori medi riportati dal produttore sottostimano l’effettiva resistenza meccanica del riporto eseguito sia con protezione gassosa M21 che con protezione gassosa C1. In conclusione, pertanto, le prove di trazione longitudinale in zona fusa hanno messo in evidenza un comportamento altamente soddisfacente del consumabile FILEUR AMC 01. 2.2 Tenacità alla frattura La tenacità alla frattura dei saggi di “all weld metal” è stata valutata mediante prove di resilienza condotte secondo la normativa UNI EN ISO 148-1 su provini ricavati secondo la già citata normativa europea 15792-1; nel- Abbiamo provato per voi... TABELLA 5 - Risultati della prova di trazione longitudinale in zona fusa Saggio Carico di snervamento Rs [MPa] Carico di rottura Rm [MPa] Allungamento [%] M21 467,55 562,61 26,9 C1 449,13 541,39 31,2 TABELLA 6 - Risultati della prova di resilienza Saggio M21 C1 Posizione di prelievo Spessore [mm] Larghezza [mm] Temperatura di prova [°C] Energia [J] KV in VWT 0/2 10,00 10,00 -40 81 KV in VWT 0/2 10,00 10,00 -40 85 KV in VWT 0/2 10,00 10,00 -40 98 KV in VWT 0/2 10,00 10,00 -40 67 KV in VWT 0/2 10,00 10,00 -40 79 KV in VWT 0/2 10,00 10,00 -40 79 la Figura 13 si riporta lo schema di prelievo delle provette riportato dalla suddetta normativa. Le prove di resilienza sono state condotte alla temperatura di -40 °C, come indicato dalla normativa europea di classificazione del consumabile UNI EN ISO 17632-A, in quanto risulta essere più severa per quanto riguarda le condizioni di prova del consumabile rispetto all’equivalente americana AWS A5.18 che prevede una temperatura di prova di -30 °C per questo consumabile. I valori emersi dalle prove di resilienza sono sintetizzati nella Tabella 6. Anche in questo caso, l’effetto della Figura 11 - Esecuzione della prova di trazione longitudinale su provino in “all weld metal” CO2 influenza negativamente il risultato della prova rispetto alla miscela protettiva costituita da Ar - CO2, ciononostante i valori emersi sono assolutamente soddisfacenti sia per quanto riguarda le normative di classificazione del consumabile, sia per quanto riguarda i valori medi garantiti dal produttore (~ 80 J nel caso di protezione con miscela M21; ~ 70 J nel caso di protezione con miscela C1). In questo caso l’effetto di diminuzione della tenacità alla frattura da parte della CO2 potrebbe essere dovuto al maggiore quantitativo di calore apportato al giunto dovuto sia al fatto che questo gas, destabilizzando l’arco, richiede l’esecuzione della saldatura con parametri elettrici più elevati con conseguente incremento dell’apporto termico specifico del processo, sia al fatto che la reazione di riassociazione del monossido di carbonio e dell’ossigeno in prossimità del bagno di fusione comportano un incremento del calore Media [J] 88 75 apportato al giunto. Queste due azioni combinate possono avere influito sulla dimensione finale del grano in zona fusa, con conseguente perdita delle caratteristiche di resilienza del deposito. Ad ogni modo anche in questo caso i risultati della prova risultano ampiamente soddisfacenti sia nel caso del saggio M21 che per il saggio C1; ciononostante si è voluto sottoporre il materiale a condizioni di prova ancor più critiche eseguendo ulteriori due terne di resilienze alla temperatura di prova di Figura 13 - Schema di prelievo di provette per test di tenacità alla frattura da saggio realizzato in “all weld metal” Figura 12 - Provini sottoposti a prova di trazione longitudinale in zona fusa Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 421 Abbiamo provato per voi... Figura 14 - Saggio M21: Vista d’insieme della zona fusa in prossimità del bordo esterno Figura 15 - Saggio M21: Particolare della zona fusa Figura 16 - Saggio C1: Vista d’insieme della zona fusa in prossimità del bordo esterno Figura 17 - Saggio C1: Particolare della zona fusa -60 °C per valutare il comportamento del consumabile in condizioni limite. Anche in questo caso il risultato delle prove che, si tiene a precisare, non ha alcun valore dal punto di vista della qualificazione del consumabile, ma può averne dal punto di vista dell’utilizzatore, hanno dato risultati confortanti, sia nel caso del saggio identificato M21 che per quello identificato C1; in particolar modo per il primo è risultato un valor medio di 43 J, mentre per il secondo il valor medio scende a 40 J, in accordo con le considerazioni fatte in precedenza riguardo all’effetto del gas di protezione. 2.3 Duttilità La duttilità del consumabile è stata valutata mediante prova di piegamento laterale, condotta in accordo con la 422 normativa UNI EN ISO 5173:2012. Questa prova ha confermato qualitativamente la buona duttilità dei saggi, già emersa in termini di allungamento percentuale durante le prove di trazione longitudinale in zona fusa. 2.4 Esame micrografico L’analisi micrografica dei campioni, condotta secondo la norma UNI EN 1321, non ha messo in evidenza particolari differenze tra il saggio realizzato con miscela protettiva M21 e quello realizzato con miscela protettiva C1. Entrambi i campioni sono caratterizzati dalla presenza in zona fusa di una struttura dendritica con ferrite proeutettoide, ferrite aciculare e carburi. Le immagini riportate nelle Figure 14 e 15 e nelle Figure 16 e 17 mostrano particolari della zona fusa a diversi Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 ingrandimenti rispettivamente del saggio M21 e del saggio C1. 2.5 Prova di durezza L’analisi delle durezze, condotte in zona fusa sia sul campione M21 (Fig. 18) che sul campione C1, non ha messo in evidenza particolari anomalie: anzi, ha confermato la presenza di strutture di equilibrio messe in evidenza dall’analisi micrografica precedentemente esposta. Nelle Figure 19 e 20, sono riportati i profili delle durezze eseguite sui campioni M21 e C1. 2.6 Analisi chimica La differenza di comportamento delle diverse miscele protettive utilizzate nella realizzazione dei saggi (UNI EN ISO 14175 M21 e UNI EN ISO 14175 C1), può essere messa in particolare evi- Abbiamo provato per voi... TABELLA 7 - Risultati delle analisi chimiche condotte sui campioni M21 e C1 Saggio C% Mn % Si % P% S% Cr % Mo % Ni % V% Cu % Fe % M21 0,070 1,424 0,778 0,0086 0,0068 0,027 0,004 0,014 0,0023 0,056 97,58 C1 0,071 1,266 0,663 0,0089 0,0077 0,027 0,004 0,014 0,0021 0,056 97,86 Figura 18 - Campione di prelievo delle durezze su saggio M21 denza anche mediante l’analisi chimica di un riporto costituito integralmente da “all weld metal”. Nella Tabella 7 si mettono in evidenza i valori rilevati a seguito dell’analisi chimica dei campioni condotta presso il Laboratorio dell’Istituto Italiano della Saldatura mediante spettrometro ad emissione ottica (Fig. 21) con metodo a prescarica ad alta energia (HEPS). I valori riportati nella Tabella 7 rispecchiano quanto emerso sia dalle prove condotte presso l’Istituto Italiano della Saldatura che presso le Trafilerie di Cittadella, in quanto non si evidenziano incongruenze rilevanti. I risultati delle analisi chimiche confermano quanto già detto in precedenza; le principali differenze che si evincono dall’analisi dei risultati riportati nella Tabella 7 si riferiscono alle percentuali di silicio (Si) e manganese (Mn). Il tenore di questi due elementi diminuisce all’aumentare del potere ossidante della miscela: pertanto, essendo una miscela 100% CO2 maggiormente in grado di ossidare una zona di saldatura durante l’esecuzione della stessa rispetto ad una miscela 80 % Ar – 20 % CO2, è ragionevole aspettarsi una maggiore diminuzione del tenore di questi elementi disossidanti nel primo caso piuttosto che nel secondo. Questo effetto è macroscopicamente stato messo in evidenza anche dalle prove di trazione longitudinale: in particolar modo, il silicio ed il manganese, oltre ad avere un’azione di- Figura 19 - Risultato delle prove di durezza eseguite sul saggio M21 Figura 20 - Risultato delle prove di durezza eseguite sul saggio C1 Figura 21 - Spettrometro ad emissione ottica impiegato per le analisi chimiche dei campioni Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 423 Abbiamo provato per voi... sossidante, svolgono anche un’azione di incremento delle caratteristiche tensili dell’acciaio a scapito, ovviamente, della duttilità e pertanto dell’allungamento percentuale. In conclusione, è ragionevole imputare all’azione del gas il diverso comportamento dal punto di vista della resistenza meccanica e della duttilità; in particolar modo il saggio M21 realizzato con miscela di protezione Ar - CO2 ha mostrato una maggiore resistenza meccanica rispetto al saggio C1, realizzato in atmosfera di 100% CO2; quest’ultimo, però, è caratterizzato da un maggiore valore dell’allungamento a rottura percentuale (indicatore della duttilità), incrementato dalla minore percentuale di silicio e manganese. 2.7 Determinazione dell’idrogeno diffusibile A differenza di un filo pieno, i fili animati (pur considerando le significative differenze che intercorrono tra le tipologie metal cored, flux cored o self – shielded), sono costituiti da un elettrodo che può essere tubolare o ricavato da piattina ed in seguito riempito internamente di flusso scorificante. Questo garantisce una serie di vantaggi che non si possono riscontrare in un filo pieno quali, ad esempio, la possibilità di interagire sulla metallurgia del deposito, attraverso l’aggiunta di elementi opportuni nella composizione del flusso come avviene nei fili animati flux cored; oppure la possibilità di incrementare la produttività del filo (valutata, tipicamente, attraverso il tasso di deposito espresso in kg/h di deposito, per cui il 95% del filo circa viene depositato), mediante l’inserimento di un riempimento in polvere metallica, come avviene nei fili animati metal cored. Analogamente a quanto avviene per gli elettrodi rivestiti, il flusso di riempimento durante la sua fase di fabbricazione viene agglomerato con acqua, la quale tende in parte a rimanere nel flusso anche dopo il trattamento di essicazione e quindi ad essere immessa nel bagno di saldatura durante l’esecuzione della stessa. Quest’acqua (detta di cristallizzazione) è la causa della presenza di idrogeno diffusibile all’interno di un filo animato e può quindi comportare 424 Figura 22 - Sezione di filo animato tubolare Figura 23 - Sezione di filo animato da piattina problematiche sia di natura operativa (principalmente porosità) che di natura metallurgica (ad esempio, cricche a freddo, microcricche da idrogeno o infragilimento). Quanto detto vale per i fili animati ricavati da piattina; per quanto riguarda i fili animati tubolari, categoria cui appartiene il consumabile in oggetto, nonostante il flusso sia sempre agglomerato, essi presentano una minor percentuale di acqua in quanto questa viene allontanata durante il processo di ricottura intermedio, tipico dei soli fili animati tubolari, garantendo, pertanto, un tenore di idrogeno diffusibile particolarmente basso. Altro vantaggio dei fili animati tubolari rispetto a quelli derivanti da piattina ripiegata, sta nell’impossibilità dei primi, molto più protetti rispetto ai secondi come si può vedere dalle Figure 22 e 23, ad assorbire umidità dall’esterno; il valore H5 o H4 indicato nella classificazione del consumabile, pertanto, tende a rimanere costante nel tempo. Si è ritenuto pertanto utile effettuare una valutazione del contenuto di idrogeno diffusibile all’interno del filo animato FILEUR AMC 01. La normativa di classificazione europea e quella americana, rispettivamente la UNI EN ISO 17632-A e AWS A5.18 con i simboli H5 ed H4, prevedono rispettivamente un contenuto massimo di idrogeno diffusibile pari a 5 ml/100 g e 4 ml/100 g di deposito. Le analisi del contenuto di idrogeno diffusibile effettuate presso i laboratori delle Trafilerie di Cittadella hanno messo in evidenza un contenuto medio di 3,26 ml di H2 ogni 100 g di deposito per il saggio realizzato con miscela di protezione UNI EN ISO 14175 M21 e 3,16 ml di H2 ogni 100 g di deposito per il saggio realizzato con miscela di protezione UNI EN ISO 14175 C1. Questi valori rientrano ampiamente nei limiti imposti dalle normative e si avvicinano in modo significativo a quanto dichiarato dal produttore. Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 3. Caratteristiche operative: la parola al saldatore Al fine di valutare e fornire impressioni ad ampio spettro sul comportamento del consumabile testato, non può mancare l’opinione di chi poi testerà realmente sul campo il filo animato metal cored FILEUR AMC 01. I saldatori dell’Istituto Italiano della Saldatura si sono presi carico, pertanto, di eseguire una serie di saggi, in diverse posizioni operative, al fine di fornirci le loro impressioni. Sono stati eseguiti dapprima due saggi: uno in posizione verticale ascendente (UNI EN ISO 6947 PF), l’altro in posizione frontale (UNI EN ISO 6947 PC). Affiancando i tecnici e ben conoscendo le differenze che sussistono a livello operativo tra l’esecuzione di una saldatura in verticale ascendente ed una in frontale, annotiamo il comportamento di questo consumabile specialmente in termini di tendenza alla formazione di spruzzi, presenza di ossidi e silicati alla superficie del cordone e stabilità dell’arco elettrico; tenendo conto, ovviamente, che tutte le informazioni che si riporteranno di seguito non possono che essere di carattere squisitamente qualitativo. I saggi eseguiti nelle due posizioni sopra citate sono presentati rispettivamente nelle Figure 24 e 25. Occorre ricordare, inoltre, che la posizione in cui il filo animato metal cored garantisce le Abbiamo provato per voi... Figura 24 - Saggio realizzato in posizione verticale ascendente (PF) Figura 25 - Saggio realizzato in posizione frontale (PC) Figura 26 - Saggio realizzato in posizione d’angolo piano (PB) Figura 27 - Sezione trasversale del saggio realizzato in posizione d’angolo piano migliori prestazioni dal punto di vista della stabilità d’arco, dell’assenza di spruzzi e della produttività (in quanto si salda in modalità di trasferimento spray arc), risulta essere la posizione d’angolo frontale (UNI EN ISO 6947 PB). Nelle Figure 26 e 27 sono rappresentati rispettivamente un saggio realizzato in posizione UNI EN ISO 6947 PB dai saldatori delle Trafilerie di Cittadella ed una sezione trasversale del suddetto saggio. Affiancando i tecnici durante l’esecuzione dei saggi ed esaminandone i risultati, il filo animato metal cored AMC 01 presenta un’ottima stabilità dell’arco elettrico cui conseguono, pertanto, ridotte quantità di spruzzi. La presenza di silicati ed ossidi alla superficie del cordone appare modesta; per valutare il comportamento del consumabile in condizioni critiche, si è voluta testare anche la rifusibilità di queste segregazioni, simulando le condizioni che si possono ritrovare applicando procedure tipo multipass. Per testare questa caratteristica, è stato eseguito un saggio in posizione piana; la prima passata è stata realizzata senza asportare nessun tipo di impurezza solidificata all’apice del cordone, mentre le passate successive sono state realizzate prestando particolare cura alla rimozione di queste, in modo da avere la certezza che eventuali inclusioni di ossidi o silicati fossero imputabili ad una non completa rifusione di quelle presenti in prima passata. A questo punto, una volta completato il saggio, si è effettuata una radiografia del saggio per valutare quanta scoria (considerata in senso lato) non fosse stata rifusa. I risultati sono altamente soddisfacenti, in quanto la lastra radiografica non ha messo in evidenza alcuna presenza di inclusioni lungo il cordone; ciononostante si vuole sottolineare che questa è stata una prova con il solo fine di valutare il consumabile in condizioni limite, è quasi superfluo osservare che non si vuole in alcun modo sostenere o promuovere – in questo modo – l’esecuzione di saldature multipass senza prevedere l’esecuzione di una pulizia del cordone tra una passata e la successiva. 4. Conclusioni In conclusione di questo articolo e per comodità del Lettore, riteniamo utile riassumere il giudizio emerso a valle di ogni singola prova realizzata, nella tabella di seguito riportata. Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 425 Caratteristiche funzionali ed operative Caratteristiche del consumabile Confezionamento, etichettatura ed informazioni cogenti Documentazione tecnica volontaria Abbiamo provato per voi... 426 Completezza delle informazioni La brochure di presentazione del prodotto, nonostante l’aspetto schematico, definisce in modo chiaro e soddisfacente le caratteristiche del prodotto. Qualità delle informazioni Le informazioni riportate sono principalmente di carattere tecnico, accompagnate, però, da tabelle ed immagini esplicative che permettono di comprendere nell’immediato le varie proprietà. E’ presente una lieve imprecisione circa le posizioni di saldatura. Riferimenti tecnici Proprietà del consumabile e riferimenti normativi sono aggiornati e riportati in modo esaustivo. Confezionamento Le bobine di filo animato FILEUR AMC 01 non presentano caratteristiche particolari; chiara l’etichetta identificativa del prodotto. Etichettatura L’etichetta si presenta leggibile e chiara. Scheda di sicurezza La scheda, facilmente disponibile sul web, è scritta in italiano ed appare completa di tutti i punti previsti. Resistenza alla trazione del giunto saldato Il carico di rottura di un saggio di solo materiale d’apporto valutato mediante prova di trazione longitudinale in accordo con la normativa UNI EN ISO 6892-1, risulta maggiore nel caso in cui si saldi in atmosfera 80% Ar – 20% CO2 rispetto al caso della saldatura in atmosfera 100% CO2; in particolare i carichi di rottura raggiungono rispettivamente i valori di 562,61 MPa e 541,39 MPa. Duttilità del giunto saldato Le prove di piegamento laterale realizzate secondo normativa UNI EN ISO 5173 hanno avuto tutte esito soddisfacente. Tenacità del giunto saldato Le prove di resilienza condotte secondo UNI EN ISO 148-1 ad una temperatura di prova pari a -40 °C hanno fornito valori medi di 88 J per il giunto realizzato sotto protezione 80% Ar – 20% CO2 e di 75 J per il giunto realizzato con gas di protezione 100% CO2. Idrogeno diffusibile Il valore di idrogeno diffusibile presente nel consumabile è pari a circa 3,21 ml/100 gr. Stabilità dell'arco Il filo animato FILEUR AMC 01 è caratterizzato da una buona stabilità d’arco, la quale consente una buona gestione del bagno di saldatura e l’assenza di spruzzi. Gestione del bagno Il bagno di fusione risulta molto gestibile, con conseguente miglioramento sulla regolarità di maglia del cordone. Saldatura in posizione La facile gestione del bagno e la stabilità dell'arco permettono un buon controllo anche in posizione. Rimozione della scoria La scoria di questo consumabile si rimuove molto facilmente e risulta facilmente rifusibile, caratteristica da non sottovalutare, specie se si salda in cianfrino stretto. Comportamento in prima passata Il comportamento in prima passata è soddisfacente, con la necessità di moderare l’intensità di corrente per mantenere il controllo del bagno ed ottenere l’adeguata fusione dei lembi. Comportamento in passate di riempimento Il comportamento in fase di riempimento è anche in questo caso soddisfacente, da non sottovalutare l’elevata produttività intesa come kg/h di deposito tipica di questa categoria di consumabili. Regolarità di maglia La maglia si presenta regolare, tanto nella saldatura in piano che in quella in posizione. Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 Pubblicazioni IIS Ispezione dei giunti saldati Questo nuovo volume, dedicato all’ispezione dei giunti saldati, può essere considerato una guida fondamentale per tutti coloro che si interfacciano con le problematiche di controllo delle costruzioni saldate, sia in fase di fabbricazione che in servizio e, più in generale, con i diversi metodi di prova non distruttiva. La lunga esperienza maturata dall’IIS nel settore della diagnostica industriale, gli ha permesso di acquisire un’oggettiva competenza, riconosciuta anche a livello internazionale, nelle metodologie di controllo; tale competenza è ora riversata in quest’opera, che costituisce pertanto, oltre ad un valido supporto didattico, un HIÀFDFHPH]]RGLDJJLRUQDPHQWRWHFQLFRSHUSURJHWWLVWLUHVSRQVDELOLHWHFQLFLGL produzione e del controllo qualità, responsabili e tecnici addetti al monitoraggio ed all’ispezione d’impianto, ricercatori e studenti universitari di facoltà ad LQGLUL]]RWHFQLFRVFLHQWLÀFR ,OWHVWRqDQFKHXQYDOLGRVWUXPHQWRIRUPDWLYRSHUODTXDOLÀFD]LRQHGLLPSRUWDQWL )LJXUH3URIHVVLRQDOLTXDOLJOL,QWHUQDWLRQDO:HOGLQJ,QVSHFWRU,:,7DOLSURÀOL professionali, richiamati da diverse normative di prodotto, direttive e regolamenWLVRQRVWDWLGHÀQLWLDVHJXLWRGHOO·DUPRQL]]D]LRQHDOLYHOORLQWHUQD]LRQDOHGHL SHUFRUVLGLTXDOLÀFD]LRQHGDOO·(XURSHDQ:HOGLQJ)HGHUDWLRQ(:)HGDO dall’International Institute of Welding (IIW), grazie anche al contributo attivo dell’IIS, Membro Fondatore di entrambe le organizzazioni. Dopo una breve introduzione sul controllo di qualità ed alcuni cenni sui controlli indiretti, preliminari alla fabbricazione mediante saldatura, sono illustrate le diverse tipologie di controllo mediante PND, le loro peculiarità applicative (sia in fabbricazione che in servizio), i principi fondamentali, le tecniche e le apparecchiature più utilizzate. In particolare vengono illustrati l’esame visivo (VT), il controllo con liquidi penetranti (PT), il controllo con particelle magnetiche (MT), il controllo ultrasonoro 87LOFRQWUROORUDGLRJUDÀFR578QVLQJRORFDSLWRORIRUQLVFHXQDVLQWHWLFD HVSRVL]LRQHVXOO·HVDPHFRQFRUUHQWLLQGRWWH(7VXOFRQWUROORSHUULYHOD]LRQHGL IXJKH/7HVXOFRQWUROORSHUHPLVVLRQHDFXVWLFD$7,QÀQHLOYROXPHVLFRQFOXGHFRQXQDLQWHUHVVDQWHWUDWWD]LRQHVXOODPHWDOORJUDÀDGHLJLXQWLVDOGDWLHVXL processi di danneggiamento in servizio di strutture e componenti saldati. 6LWHQJDSUHVHQWHFKHLFRQWHQXWLGHOSUHVHQWHWHVWRSHUXQ·HIÀFDFHD]LRQH GLGDWWLFDÀQDOL]]DWDDGXQDTXDOLÀFD]LRQHSURIHVVLRQDOHGHYRQRHVVHUHYDQWDJJLRsamente integrati dalle lezioni, dimostrazioni ed esercitazioni svolte dagli Istruttori dell’Istituto, i soli in grado di trasferire l’insieme delle esperienze teoriche e pratiche dell’IIS, derivanti dalla sua continua attività di ricerca, normazione e assistenza tecnica all’industria. Indice Settore DDC Maura Rodella Lungobisagno Istria, 15 16141 GENOVA Tel. 010 8341385 Fax 010 8367780 Email: [email protected] www.weldinglibrary.com www.iis.it 3) 4) 5) 6) ,QWURGX]LRQH &ODVVLÀFD]LRQHGHLFRQWUROOLGHOOHVDOGDWXUH L’esame visivo (VT) Il controllo con liquidi penetranti (PT) Il controllo con particelle magnetiche (MT) Il controllo ultrasonoro (UT) ,OFRQWUROORUDGLRJUDÀFR57 &HQQLVXDOWULPHWRGLGLFRQWUROORQRQGLVWUXWWLYR 0HWDOORJUDÀDGHLJLXQWLVDOGDWL 'DQQHJJLDPHQWRGDHVHUFL]LR 2010, 344 pagine, Codice: 101008, € 75,00 Soci IIS - Membri IIS Club € 60,00 Nascono le “prassi di riferimento”. Una risposta tempestiva per mercati che cambiano r r r r r Disporre di un riferimento tecnico di rapida formalizzazione che risponda ad esigenze - anche solo di parti - del mercato. Anticipare l’applicazione di prescrizioni già condivise in nuove filiere socioeconomiche, a vantaggio di future attività di normazione. Documentare in modo credibile e trasparente le pratiche di standardizzazione e prassi già in uso. Accrescere la cultura dell’innovazione e favorire contesti di sviluppo per le future attività di normazione. Sperimentare a livello nazionale le esperienze già collaudate con successo da CEN, ISO, BSI, AFNOR… Questi i motivi che hanno portato l’UNI a definire le “prassi di riferimento”, una tipologia di documento para-normativo nazionale che permette di condividere e formalizzare contenuti tecnici innovativi, nella quale la limitazione del coinvolgimento delle parti interessate (e quindi del livello di consenso) è funzionale alla rapidità dell’iter e quindi al ruolo di trasferimento della conoscenza richiesto al mondo della normazione. Il Consiglio Direttivo ha rivolto la propria attenzione a tali forme di elaborazione tecnica già nel biennio 2009-2010 affrontando il tema della qualità e sostenibilità dei processi organizzativi e della filiera dei servizi; nelle Linee Politiche UNI 2011-2013 ha voluto confermare l’utilità di regolamentare nuove forme di pubblicazioni para-normative, frutto di collaborazioni con soggetti istituzionali, al fine di accrescere la cultura dell’innovazione e preparare i contesti di sviluppo per le attività di normazione, in particolare - ma non solo - nel settore dei servizi. Sono quindi state definite le caratteristiche (tramite un’apposita regolamentazione e una procedura) di una nuova tipologia di documento UNI, denominata “prassi di riferimento” ed approvata dagli organi direttivi dell’Ente. Una sezione dedicata del sito (la voce “Le prassi di riferimento” nel menu “Conoscere”) presenta nel dettaglio gli aspetti fondamentali (di processo, contenuto e forma) della nuova linea di pubblicazioni UNI. Cosa sono? Sono documenti che introducono prescrizioni tecniche o modelli applicativi settoriali di norme tecniche, elaborati sulla base di un rapido processo di condivisione ristretta ai soli autori, sotto la conduzione operativa di UNI, e da esso emanati, verificata l’assenza di norme o progetti di norma allo studio. Non essendo documenti normativi, le prassi di riferimento non sono elaborate all’interno degli organi tecnici del Sistema UNI bensì in appositi “Tavoli”. Che vita utile hanno? Dopo 2 anni dalla pubblicazione (tempo stimato necessario per consentirne la diffusione e l’applicazione sul mercato) viene valutata l’opportunità e l’interesse di “fare evolvere” la prassi di riferimento in un documento norma- Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 429 Normativa Tecnica tecnica tivo sul medesimo argomento. Le prassi hanno infatti una vita utile non superiore a 5 anni, periodo massimo entro il quale possono essere trasformate in norma UNI, UNI/TS, UNI/TR oppure ritirate. Chi le scrive? Le prassi di riferimento sono elaborate nell’ambito di un formale “Tavolo” - al di fuori degli organi tecnici del Sistema UNI - costituito da rappresentanti delle organizzazioni che hanno chiesto all’UNI di definire il documento. Queste sono di fatto le committenti del lavoro, poiché sono tenute a firmare un contratto che - oltre a specificare il titolo, lo scopo, le risorse, i tempi e le azioni di diffusione - definisce anche gli aspetti economici connessi al finanziamento della realizzazione della prassi. Naturalmente il “profilo” del richiedente deve assicurare una rappresentatività ampiamente riconosciuta dal mercato: per esempio può essere un’entità pubblica o un consorzio di organizzazioni. Agli esperti sopra citati si possono aggiungere esperti del sistema UNI, che possono portare esperienze specifiche in ambiti limitrofi già normati. I contenuti Le prassi di riferimento contengono specificazioni tecniche in forma descrittiva riguardanti argomenti di tutti i settori di competenza dell’Ente, con particolare riguardo ai settori innovativi per la normazione; in particolare prassi già in uso nell’ambito delle prestazioni dei servizi erogati al consumatore/cittadino, applicazioni settoriali di specifiche esistenti, disciplinari industriali, protocolli per la gestione di marchi proprietari, modelli di gestione sperimentati a livello locale, adozione a livello nazionale di CWA... 430 Rispetto alle norme… Le prassi di riferimento sono documenti i cui contenuti esprimono le esigenze di soggetti significativi del mercato e la cui elaborazione è garantita da regole UNI. Non sono norme tecniche UNI, specifiche tecniche UNI/ TS o rapporti tecnici UNI/TR (dalle quali si differenziano per il processo di elaborazione, le tipologie di soggetti coinvolti, il livello di consenso e la veste grafica) ma possono diventarlo se successivamente vengono condivise da tutto il mercato di riferimento. Come si fanno? Le prassi di riferimento sono caratterizzate da un iter di elaborazione particolarmente veloce (8 mesi dall’approvazione della richiesta), con una procedura estremamente snella, sintetizzabile in sei fasi: 1. Inquadramento Individuazione o raccolta delle esigenze dei nuovi mercati e di nuovi soggetti interessati; verifica dell’esistenza di norme o progetti allo studio in sede di normazione nazionale, europea ed internazionale; verifica dell’eventuale interesse alla partecipazione da parte di esperti degli organi tecnici; valutazione politico-strategica di fattibilità. 4. Elaborazione Periodo di discussione e stesura del testo del documento utilizzando preferibilmente gli strumenti informatici di lavoro remoto. 5. Consultazione pubblica Il testo predisposto dal “Tavolo” viene reso pubblico e sottoposto a una consultazione aperta (sempre tramite gli strumenti informatici) per raccogliere i commenti del mercato e risolvere le eventuali opposizioni. 6. Pubblicazione Gli organi direttivi dell’UNI - verificando la coerenza con il progetto iniziale - ratificano il documento e ne autorizzano la pubblicazione come prassi di riferimento, identificata dalla sigla “UNI/PdR” seguita da un numero progressivo; partendo dal principio che la loro elaborazione è finanziata, le prassi saranno rese disponibili gratuitamente per mezzo dell’accesso libero sul sito internet UNI, con una modalità di ricerca che ne consenta la rintracciabilità anche a catalogo. Per maggiori informazioni: 2. Contratto Sottoscrizione di un accordo di collaborazione con il committente, che indichi dettagliatamente gli elementi caratterizzanti il progetto di prassi di riferimento e gli aspetti economici. 3. Avvio Diffusione dell’informazione della partenza della nuova attività para-normativa; raccolta di eventuali commenti, osservazioni, dichiarazioni di interesse; convocazione della riunione insediativa del “Tavolo”. Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 Direzione Relazione Esterne, Sviluppo e Innovazione [email protected] www.uni.com COMPETENCE IN STAINLESS STEEL WELDING AVESTA WELDING – UNO SPECIALISTA IN UN GRANDE GRUPPO Elettrodi rivestiti, fili animati, fili pieni. AVESTA WELDING ha in catalogo una gamma completa di prodotti per saldare gli acciai inossidabili. Le elevate competenze nel campo dell’ inossidabile danno ad AVESTA WELDING la possibilità di suggerire le soluzioni ottimali nella scelta dei materiali di base, dei materiali d’apporto e dei procedimenti di saldatura. Per tutti i casi di richieste particolarmente esigenti, potete affidarvi ad AVESTA WELDING. Böhler Welding Group Italia | Tel: 02 39017.1 | mail : [email protected] | www.btw.it www.boehlerweldinggroup.com Technology is life Dalle Associazioni Assemblea Generale ANASTA nell’incertezza del periodo 2011-2012 Il 21 Marzo 2012 i rappresentanti delle Aziende Associate e del mondo della saldatura e del taglio si sono riuniti per lo svolgimento dell’Assemblea ANASTA. E’ stata la prima come associazione che opera nell’ambito rappresentativo della Federazione ANIMA e di Confindustria. Infatti, è emersa sempre di più la necessità di avere una reale visibilità e qualificazione della nostra attività, per cui le aziende associate ad ANASTA hanno voluto uscire dal guscio che le ha protette dal 1973, per avere un maggior peso decisionale e propositivo. ANIMA può mettere a disposizione di ogni comparto presente nel sistema, competenza e conoscenza, i progetti e le attività che si identificano nei programmi dei settori, favorendo lo scambio di esperienze e collaborazione tra i vari comparti e servizi centrali. Viene confermato nella sua totalità il Consiglio Direttivo ed il Comitato di Presidenza guidato dal Presidente Giuseppe Maccarini. L’attività di ANASTA è proseguita, an- che nel 2011, ponendosi come promotrice della diffusione della cultura nel settore della saldatura e del taglio dei metalli. L’Istituto Italiano della Saldatura ha avuto come promotore ANASTA nelle sue attività di alto livello tecnico culturale: le Giornate Nazionali di Saldatura 6, del 26-27 Maggio 2011 e le Olimpiadi Italiane della Saldatura. ANASTA, con la partecipazione di propri delegati alle attività fondamentali della normativa nazionale, europea e mondiale offre alle aziende associate le informazioni, l’aggiornamento e le interpretazioni affinché siano preparate e si posizionino correttamente sul mercato. Il supporto ed il confronto con i partner europei nell’ambito EWA ha valorizzato le nostre proposte e ne ha acquisite di nuove. Il 14 Ottobre 2011 a Milano si è tenuta la seconda edizione di SALDAT Forum, una giornata indirizzata alla comunicazione della saldatura e taglio dei metalli. La manifestazione è diventata un momento di incontro tra operatori del settore, offrendo opportunità di confronto e condivisione. Nell’area meeting-point le associazioni partner (Assofermet-Ferramenta, ACAI, ANIMA, FNDI e Istituto Italiano Saldatura) hanno messo a disposizione dei visitatori le loro esperienze. Particolare interesse è stato riscosso dalla Formazione dell’Istituto Italiano Saldatura. Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 433 Dalle Associazioni Il mercato saldatura e taglio dei metalli Un’analisi del mercato nazionale viene fatta utilizzando le rilevazioni e le attività di alcuni settori interessati alla saldatura e taglio, oltre a quelle della saldatura e taglio tradizionali. EUROFER analizza il mercato europeo dell’acciaio per settori fino al 2013. Sia per settore sia per periodi dell’anno si trova un parallelismo con il mercato della saldatura e del taglio. I consumi di acciaio nell’anno 2013 raggiungeranno quelli del 2005, ben lontani dalla vetta del 4° trimestre 2007. Invece, secondo ANIMA, l’industria meccanica italiana ha vissuto un anno 2011 a velocità variabile. Analizzando il mercato della saldatura e taglio, ANASTA rileva che nel 2011 quello italiano si conferma il secondo mercato in Europa con uno share del 18% per il materiale arco e del 21% per i prodotti consumabili. Il primo mercato è quello tedesco con uno share rispettivamente del 25% e del 23%. Segue la Francia con un mercato pari a circa la metà di quello della Germania. Confrontando il mercato nazionale degli ultimi dieci anni, si rileva l’allontanamento dai valori del 2003, ma anche dai ritmi di crescita degli anni 2003 - 2007. Dobbiamo anche tenere in evidenza che la quota più importante del mercato nazionale è quella dei prodotti di consumo, 42% in valore, che però è il 50% in quantità, con un calo del 7%. Questo significa che in Italia si salda meno od al limite si ottimizzano i consumi. I presidenti dei Gruppi Professionali hanno fatto l’analisi del mercato per ogni settore. 434 Giuseppe Sala per gli Apparecchi per la saldatura e taglio ossigas manuale evidenzia un andamento del mercato nazionale 2011 in positivo dello 0,6%, erodendo nel secondo semestre il positivo del 3,2% del primo. Le prospettive del 2012, secondo le aziende associate ad ANASTA, non differiscono dagli ultimi tre anni, anche se non si vedono negatività, ma stabilità per il 75% e crescita per il 25%. Andrea Barocco per il Materiale Arco e Resistenza mostra come il 2011 abbia evidenziato un moderatissimo incremento, caratterizzando una sostanziale stasi del mercato rispetto al 2010. Inoltre questi ultimi 6 mesi e l’inizio del 2012 fanno preludere ad una fase di nuova stagnazione, se non un ritorno recessivo, aumentando il tempo di ritorno ai livelli pre-crisi. Luigi Frasson sostiene che “si lavora poco”, perché il valore delle vendite dei Prodotti Consumabili per la saldatura in Italia è cresciuto appena di un 1,7%, ma soprattutto la quantità venduta è diminuita del 7,4%. La diversa situazione dei settori industriali si ritrova nell’andamento delle vendite per tipo di prodotto. Le prospettive per l’anno 2012 mostrano un lieve miglioramento rispetto a quelle di fine anno. Pierfrancesco Sanasi prende atto che l’Automazione di Saldatura ha registrato una crescita del fatturato rispetto all’anno 2010, segnando un +18,14%. I risultati sono differenti tra l’automazione di saldatura robotizzata e quella tradizionale. Per Francesco Vago l’Automazione di Taglio, dopo un 2010 di riscatto, è tornata a registrare un segno meno sulle vendite nazionali. Il 2011 ha così fatto Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 segnare un -3,64% rispetto all’anno precedente. Le impressioni tra gli addetti dell’automazione taglio circa le prospettive per i prossimi mesi sono per una certa stabilità del mercato. Non ci aspettiamo pertanto grandi sorprese per il 2012. Attività’ tecnico-normativa dei Gruppi Professionali La fondamentale ed importante attività delle Commissioni Tecniche Operative dei Gruppi Professionali di ANASTA continua, dalla fine dell’anno 2011, con il supporto dell’Ing. Alessandro Maggioni dell’Area Tecnica di ANIMA. Il risultato è stato una elevazione di merito nella valutazione di norme, direttive CE ed interpretazioni, con piena soddisfazione dei Presidenti dei Gruppi Professionali. I progetti 2012 da segnalare sono le Fiere estere di interesse per il settore ANASTA da realizzare in collaborazione con ANIMA. La Federazione ANIMA è stata presente alla Mostra-Convegno EXPOCOMFORT con un’ampia area dedicata alla meccanica ed alle tecnologie presenti in fiera. ANASTA è intervenuta illustrando l’“efficienza energetica e ambiente per la saldatura e il taglio”. In collaborazione con l’Ufficio Studi ANIMA, ANASTA ha programmato uno studio per l’analisi della “Filiera Saldatura & Taglio. Dalla Produzione alla Destinazione d’uso” e l’aggiornamento della “Stima mercato nazionale saldatura”, per completare le rilevazioni delle vendite fatte con le aziende associate ad ANASTA. Giuseppe Maccarini Presidente ANASTA MATAIR DELVIGO COMMERCIALE IMPIANTO DI TRATTAMENTO DEL FLUSSO DI SALDATURA IN CONTINUO L'impianto, di costruzione della nostra Rappresentata MATAIR (F), è costituito da una parte superiore (modulo MEFC 60 SP) che contiene fino a 60 lt di flusso per volta, e che governa il riscaldamento e la discesa del flusso alla temperatura desiderata, nella parte inferiore. Tale sezione è costituita da un forno EF (con capacità di 50 ± 100 ± 200 litri) che raccoglie il flusso riscaldato e lo mantiene alla temperatura desiderata. Il complesso degli apparecchi proposti consente di prelevare il primo flusso trattato dopo 15' 20' dalla prima carica nel modulo MEFC 60SP, con evidenti vantaggi economici, energetici e di gestione. Temperatura 350° C D 150° C 15 minuti Tempo C.E.R. F MATAIR produce, inoltre, impianti mobili di aspirazione AF che assemblati con i complessi di trattamento del flusso (MEFC 60 e EF), costituiscono l¶LPSLDQWR di riciclaggio del flusso C.E.R.F. &HQWUHG¶eWXYDJHHW5HF\FODJHGH)lux) che aspira il flusso usato dalle teste di saldatura, lo tratta, lo miscela con il nuovo e lo riporta in tramoggia. DELVIGO COMMERCIALE S.n.c. Sede Legale e Magazzino: I ± 19020 Ceparana di Follo ± SP ± Via Venezia ± Loc. Cerri Tel. 0187/931202 ± Fax 0187/939094 Sito: www.delvigo.com ± E-mail: [email protected] ¥¤ =V A K?PICRGLE QC?PAF KQGRC J WLQ PP BILE A MO SE O web ma rke g tin 62&,$/0 e book HP DLO P DU NH ^ A UHDOLW\ QWHG PH J DX (',$ 0$ 5. (7 , 1* Agenzia di Comunicazione STRATEGIA I GRAFICA I COPYWRITING I EDITORIA I WEB I MULTIMEDIA I PUBBLICITÀ I UFFICIO STAMPA I EVENTI Via G. Biancardi, 2 - 20149 Milano 02 8945 9724 @ [email protected] www.mediavalue.it facebook.com/mediavaluemilano Questa nuova ASU all'avanguardia produrrà 200 tonnellate di ossigeno ed azoto al giorno per soddisfare le esigenze attuali e future dei clienti industriali nella regione. È completamente standardizzata, estremamente conveniente in termini di costi, viene fornita in moduli pre-assemblati e offre molti vantaggi, compreso un design ed un layout compatto nonché un utilizzo ed una manutenzione più semplici. AIR LIQUIDE, nuova unità di produzione in Russia Air Liquide prosegue il suo sviluppo a lungo termine in Russia mettendo in servizio una nuova Unità di Separazione dell’Aria che produrrà ossigeno e azoto nella zona economica speciale di “Alabuga” in Tatarstan (nella regione del Volga). Il Tatarstan è una delle repubbliche economicamente più sviluppate della Federazione Russa. La sua economia è la quinta in Russia in termini di PIL regionale. Uno dei principali fattori di sviluppo di questa importante economia regionale è una significativa capacità produttiva: la produzione industriale costituisce circa il 40% del PIL del Tatarstan. Air Liquide sta pianificando di sviluppare ulteriormente le sue attività in Alabuga creando una rete di pipeline e sviluppando la supply chain per i suoi clienti. L'investimento complessivo di Air Liquide in questo progetto è di circa 35 milioni di Euro (come annunciato il 14 Maggio 2009). Air Liquide è presente in Alabuga dal 2008. Il primo passo di questo sviluppo, iniziato nel 2010, è stata la messa in servizio di un'unità con capacità produttiva di 40 tonnellate al giorno di ossigeno gassoso al fine di alimentare tramite pipeline l'unità di produzione di fibra di vetro di Preiss-Damler-Tatneft. novativa del Gruppo quando si tratta di assicurare l'efficienza delle sue attività e di migliorare la competitività. Con gli sviluppi più recenti, Air Liquide sarà in grado di espandere la sua offerta Industrial Merchant in questa area in forte crescita della Russia. Questo investimento è in linea con il programma di investimenti del Gruppo mirati all'espansione dei bacini industriali nelle economie in via di sviluppo.” Guy Salzgeber, Vice-President Nord e Centro Europa e membro del Comitato Esecutivo di Air Liquide, ha commentato: “La standardizzazione di queste unità è un esempio della capacità in- AIR LIQUIDE ITALIA Via Capecelatro 69 20148 Milano Tel. 02 4026 362 www.airliquide.it Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 437 Dalle Aziende ESAB, nuova vita ai “vecchi” ma afÀdabili robot Circa 40 anni fa, nel 1974, ESAB ed ASEA (oggi ABB) brevettarono il primo robot elettrico per saldatura al mondo. Da allora, i radicali sviluppi nelle tecnologie della saldatura robotizzata, apportati da ESAB e da altri pionieri, hanno trasformato completamente questo settore industriale. Con l’accelerazione del ritmo dei cambiamenti, aumentano anche le esigenze di velocità, qualità e produttività. Per rimanere competitivi nelle produzioni più impegnative, sono essenziali le più avanzate tecnologie di saldatura. Ma è proprio necessario e conveniente rottamare tutti quei robot industriali robusti e affidabili, che funzionano ancora così bene? L’investimento iniziale è stato infatti notevole e la totale sostituzione degli impianti può essere una scelta troppo onerosa e addirittura antieconomica, con il rischio di non ammortizzare l’investimento in tempi ragionevoli. ESAB propone una valida alternativa, con una efficace operazione di retrofit che può iniettare nuova vita nella vostra linea di produzione. Non si tratta di un’operazione estetica di facciata o semplicemente di ripristinare le prestazioni dell’impianto “come da nuovo”, ma di raggiungere un livello ben superiore alle caratteristiche originarie della stazione robotizzata. Nuova vita con tecnologie sicure Il grande balzo in avanti ottenibile con un kit di retrofit ESAB può fare ben più che allungare la vita utile del robot. Può infatti migliorare drasticamente le prestazioni di saldatura originarie dell’impianto. FRONIUS, ecco le nuove punte guidaÀlo Contec MD SAT™ (Swift Arc Transfer) Nuovo procedimento ESAB per la saldatura MAG ad altissima velocità, che utilizza il filo non ramato OK AristoRod™ con velocità molto superiori ai limiti della normale saldatura spray-arc. Si possono ottenere velocità di saldatura di oltre 150 cm/min con cordoni di ottimo aspetto, buona penetrazione del giunto, basso apporto di calore e deformazioni ridotte. Più di tre anni fa la prima generazione delle punte guidafilo Contec ha definito nuovi standard. Nella saldatura automatizzata, queste punte aumentano notevolmente la durata delle torce per saldatura rispetto a quelle dotate del convenzionale ugello, soprattutto dell'alluminio. Gli utilizzatori di vari settori desideravano poter avere questi vantaggi anche nella saldatura dell'acciaio. Fronius ha risposto a queste esigenze di mercato con la seconda generazione: Contec MD, in grado di incrementare da cinque a quindici volte la durata sia nella saldatura dell'alluminio che dell'acciaio. A questo si aggiungono anche altri vantaggi quali maggiore stabilità del processo e di disponibilità dell'impianto, TCP (Tool Center Point) preciso e giunti saldati esteticamente perfetti. La punta guidafilo convenzionale delle torce per saldatura ad arco voltaico è un pezzo soggetto ad usura con tutti gli svantaggi che ne derivano. I fili di saldatura duri, al loro passaggio, ne usurano il diametro cilindrico interno fino al cono. Di conseguenza la zona di contatto elettrico tra la punta e l'elettrodo si sposta in modo incontrollabile nella direzione opposta a quella di alimentazione. Già dopo un tempo relativamente breve si rende necessario sostituire la punta guidafilo, con conseguente interruzione della saldatura. L'abrasione degli elettrodi morbidi per la saldatura dell'alluminio, al contrario, aderisce all'interno del tubo di contatto, bloccando così il trasporto. All'arresto l'arco voltaico può bruciare anche la punta guidafilo e danneggiare la torcia per saldatura. Contec MD riduce notevolmente questi effetti collaterali e rischi. Le punte guidafilo perfezionate prodotte da Fronius guidano il filo in scanalature a V lunghe attualmente 12 mm applicando una specifica pressione d'aderenza. Una molla meccanica garantisce l'inalterabilità della zona di contatto, anche quando i semigusci iniziano ad usurarsi e pertanto una trasmissione della corrente elettrica definita. Ne risultano un TCP stabile e un'elevata stabilità del processo senza alcuna riregolazione, influendo positi- SuperPulse™ Combina i vantaggi di vari tipi di arco. La combinazione Pulsed/Short-arc immette la minima quantità di calore. Spray-arc combinato con una pulsazione consente elevate velocità di saldatura e buona penetrazione con minime distorsioni. Si possono usare due archi pulsati con frequenze differenti, per esempio per saldare alluminio con aspetto del cordone simile alla saldatura TIG. QSet™ QSet™ monitorizza la tensione d’arco adeguando automaticamente i parametri di saldatura e compensando le variazioni nella distanza dal giunto. Ideale per saldatura di tubi, angoli e in posizioni disagevoli. La regolazione istantanea consente una saldatura praticamente priva di spruzzi e vengono evitati i difetti dovuti al periodo di transizione prima che l’arco si stabilizzi. TrueArcVoltage™ Per una sicura riproducibilità dei risultati di saldatura è di grande importanza l’esatta corrispondenza dei parametri di saldatura con i valori impostati. La funzione TrueArcVoltage™ misura i valori direttamente sull’arco e non, come accade di solito, sulla macchina. E’ così possibile controllare il processo con precisione anche utilizzando cavi di saldatura di varie lunghezze o torce di tipi diversi. ESAB Saldatura SpA Via Novara 57/59, 20010 Bareggio, MI Tel. 02 97968.1 www.esab.it 438 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 Dalle Aziende vamente anche sulla qualità del giunto saldato. Il prolungamento della durata rispetto alle punte guidafilo tradizionali – nella fattispecie anche di oltre quindici volte – aumenta incredibilmente la produttività. Dato che a ogni cambio della punta guidafilo corrisponde un'interruzione delle attività, con conseguenti tempi e costi di fermo, ridurre le interruzioni significa aumentare la disponibilità dell'impianto. Il sistema riduce inoltre gli scarti e il dispendio di tempo e risorse per i lavori di rifinitura. Dalla nuova concezione risulta un ulteriore vantaggio economico: Contec MD (MultiDiameter) è predisposto per gli elettrodi con diametro compreso tra 0,8 e 1,6 mm. Al termine della sua lunga durata è sufficiente sostituire i due semigusci. Supporto dell'ugello, molla a compressione, dado di bloccaggio e protezione antispruzzo restano tali e quali. Contec MD completa le attuali torce per saldatura Robacta, Robacta Drive e Robacta Drive CMT con raffreddamento a gas e ad acqua. Per la saldatura degli acciai debolmente legati è collaudato fino a 300 A e fino a 200 A per gli acciai CrNi. FRONIUS International GmbH Welding Technology Froniusplatz 1, A-4600 Wels, Austria [email protected] www.fronius.com THERMADYNE, il sito web ora è in nove lingue attività, i nostri distributori e utenti finali fanno affidamento sulla facilità d’accesso alle informazioni pertinenti relative a prodotti e servizi. Il nuovo sito web è focalizzato sui prodotti e marchi Thermadyne che sono disponibili in Europa, e consente ai visitatori, grazie alla nostra intuitiva strutturazione dei menù, di trovare facilmente caratteristiche tecniche, pubblicazioni relative ai prodotti, manuali operativi e informazioni sulla sicurezza dei prodotti. Il nuovo sito web offre una navigazione molto più facile, con molte più risorse utili per i nostri clienti. Mentre nel passato ciò era disponibile solo in inglese, adesso per facilitare ancor più l’accesso è stato reso disponibile nelle seguenti lingue: Italiano, Tedesco, Inglese, Francese, Spagnolo, Polacco, Ceco, Olandese, Russo. È possibile accedere al sito web europeo selezionando Europe dal sito web principale di Thermadyne: www.thermadyne.com o direttamente all’indirizzo web: http://europe.thermadyne.com TRAFIMET, nasce la nuova torcia S65, “Plug & Cut system” coloro che ogni giorno operano nella saldatura. L’ampia gamma di prodotti Trafimet spazia dalle attrezzature per l’hobbistica a quanto più di professionale esige lo specialista di settore. Proprio nell’ambito del taglio della lamiera con procedimento Plasma, Trafimet è presente nel mercato con prevalentemente due linee di prodotto, le Torce serie A con innesco ad alta frequenza e le torce serie S con innesco senza alta frequenza. In linea con la politica di completamento della gamma di prodotto da offrire ai propri clienti, Trafimet introduce nella serie senza alta frequenza la nuova S65. La nuova S65 di Trafimet, grazie a nuovi studi nei consumabili garantisce prestazioni di rilievo come risultato dei severi test effettuati all’interno dei nostri centri prove. Rapidità d’innesco ottimizzate, migliore estetica del taglio, velocità di esecuzione e una maggiore durata dei consumabili, sono tra le principali caratteristiche della nuova Torcia S65. Grazie al nuovo design dell’impugnatura, la nuova S65 assicura una presa decisa ed ergonomica per l’operatore, in tutte le condizioni di utilizzo. Trafimet è un marchio italiano presente nel mercato industriale da oltre 35 anni che opera nello sviluppo e commercializzazione dei prodotti e delle applicazioni per tutte le tecnologie di saldatura e taglio plasma. Il Gruppo Trafimet è presente a livello internazionale con filiali e Partner composti da aziende con significativa esperienza nel mercato della Lamiera. La missione di Trafimet è chiara, essere un partner vicino e affidabile a tutti La nuova S65 può essere integrata con generatori dai 30 A ai 60 A, con facilità di interfacciamento e assicurando un’ottimizzazione delle potenzialità del generatore. E’ inoltre configurabile oltre agli accessori standard, con il set “Drag” per particolari condizioni di taglio ad alta precisione. TRAFIMET SpA Tel. +39 0444 739900 www.trafimetgroup.com [email protected] Thermadyne ha il piacere di annunciare che è stato completato il nuovo disegno del nostro sito web, che è disponibile in nove tra le più importanti lingue europee. Siamo consapevoli del fatto che, per meglio formalizzare le loro decisioni commerciali e meglio soddisfare le esigenze legate alle loro Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 439 Da oltre quarant’anni al servizio della comunicazione, stampa e cartotecnica. Nata nel 1969 come tipografia artigiana, Algraphy si è nel tempo sviluppata fino a diventare una realtà industriale di alto livello nel settore della stampa offset e della cartotecnica. Situata in una moderna struttura di 2.000 mq, a cinquecento metri dal casello autostradale di Genova Est, Algraphy è dotata di un team di professionisti e di tecnologie d’avanguardia atte a soddisfare tutte le esigenze della comunicazione a stampa: realizza ogni tipo di stampato commerciale e pubblicitario, ma anche e soprattutto cataloghi, brochure, monografie, volumi d’arte, e prodotti cartotecnici. Algraphy da sempre punta sul servizio e sulla qualità quali elementi fondamentali per essere il partner ideale di aziende pubbliche e private e dei professionisti della comunicazione. Algraphy S.r.l. tipografia litografia editoria cartotecnica Passo Ponte Carrega 62r - 16141 Genova Tel. +39 010 8366272 - Fax +39 010 8358069 www.algraphy.it - [email protected] La tecnologia prende il volo AIRET A I R E X C E L L E N C E T E C H N O L O G I E S Mediaticaweb - BO Rimini, Palacongressi 6 - 7 Settembre 2012 Mostra/congresso internazionale dei processi tecnologici, della subfornitura, dei componenti, dei materiali innovativi e servizi avanzati per l’industria dell’aeronautica e delle tecnologie connesse WWW.AIRE T.IT in contemporanea con: Sponsor Tecnologici Comitato d’Onore: Patrocini Tecnici: AIAD · AIFM · AIPAS · AIPI · AM · APRI · ASI · AS.PRO.NA.DI · ASSIM · ASSOMOTORACING · CENTRO INOX CNA NAUTICA SERVIZI · CNA Rimini · FAST · IIR · IIS · NAFEMS · OCTIMA Per maggiori informazioni contattare la Segreteria Organizzativa AIRET: Via Monte Grappa, 16 - 40121 Bologna | Tel.: +39 051 29 60 894 - Fax: +39 051 22 09 97 | [email protected] Ufficio Stampa e Comunicazione: Claudia Ceroni [email protected] Notiziario Letteratura tecnica Materials degradation and its control by surface engineering (3rd Edition) Batchelor A. W., Loh N. L. e Chandrasekaran M., London (Inghilterra), 2011 170x250 mm, 420 pagine ISBN 978-1-84816-501-4, €118,00 In questa nuova terza edizione, gli autori hanno incluso, per la prima volta, informazioni sul deterioramento dei materiali utilizzati in campo medicale e sugli sviluppi più recenti delle tecniche di rivestimento superficiale. Un’ulteriore nuova caratteristica di questa nuova edizione è l’inserimento di un certo numero di domande relative ad alcuni casi particolari verificatisi praticamente e le soluzioni corrispondenti. Lo scopo principale del volume rimane sempre lo stesso, fornire cioè una visione globale dei problemi, considerati tradizionalmente in maniera separata, delle varie forme di deterioramento dei materiali e di illustrare dettagliatamente le tecnologie più sofisticate di rivestimento protettivo. Questo volume sul deterioramento dei materiali (corrosione, usura ed altri tipi di fratture) e sul relativo controllo ha lo scopo di aiutare a raggiungere una conoscenza equilibrata del problema e di fornire nozioni approfondite su tutte le tecniche. L’argomento trattato, diviso sostanzialmente in tre parti, riguarda: il deterioramento dei materiali dovuti a lavorazioni meccaniche, i rivestimenti superficiali e l’applicazione delle tecniche di controllo. Concludono il volume alcune interessanti appendici dedicate alle norme internazionali riguardanti le prove di corrosione, i diversi tipi di rivestimenti, le cause di usura e ad alcuni esempi di applicazioni industriali di trattamenti superficiali. Gli autori mirano a fornire al lettore una guida leggibile e riccamente illustrata, dedicata in particolare agli studenti dell’ultimo anno del corso di ingegneria meccanica o di scienza dei materiali. Imperial College Press, 57 Shelton Street Covent Garden, London WC2H 9HE (Inghilterra) http://www.icpress.co.uk Welding thermal processes and weld pool behaviors Wu C. S., Boca Raton (FL-USA), 2010 170x250 mm, 445 pagine ISBN 9787111219620, £ 159,00 I processi di saldatura per fusione, quali ad esempio la saldatura ad arco, la saldatura laser e quella a fascio elettronico sono processi avanzati di fabbricazione ed utilizzati costantemente nell’industria. L’esecuzione di una saldatura per fusione comporta l’impiego di una sorgente termica che opera un riscaldamento localizzato in una ristretta zona intorno al giunto in corso di esecuzione. I complessi processi ed i fenomeni che si verificano all’interno del bagno di fusione, se non opportunamente controllati, possono produrre effetti negativi sulle proprietà e sulla qualità delle saldature. Pertanto l’analisi accurata del processo termico e quindi delle deformazioni plastiche che pos- Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 443 Notiziario sono verificarsi è di fondamentale importanza per garantire ed ottimizzare il controllo della qualità. L’autore di questo volume, sulla base della sua lunga esperienza e sfruttando il rapido sviluppo della scienza e della tecnologia informatica, mette in evidenza l’importanza e l’utilità dell’introduzione di modelli matematici e di algoritmi per lo studio dei processi ter- mici e per l’analisi del comportamento del bagno di fusione in un tipico processo di saldatura per fusione. Dopo un’esaustiva introduzione sui concetti fondamentali, gli argomenti trattati riguardano: la modellazione delle sorgenti termiche ed il calcolo analitico con elementi finiti dei processi termici nella saldatura TIG, nella saldatura a filo continuo con protezio- ne di gas, nella saldatura MIG/MAG e nella saldatura al plasma. API RP 5LT - Recommended practice for truck transportation of line pipe (2012). ASTM A648 - Standard specification for steel wire, hard-drawn for prestressed concrete pipe (2012). UNI EN 1562 - Fonderia - Getti di ghisa malleabile (2012). API RP 1161 - Recommended practice for pipeline operator qualification (OQ) (2012). ASTM A511/A511M - Standard specification for seamless stainless steel mechanical tubing (2012). UNI EN 1708-3 - Saldatura - Tipi fondamentali di collegamenti saldati di acciaio - Parte 3: Componenti placcati, imburrati e rivestiti sottoposti a pressione (2012). ASTM A49 - Standard specification for heat-treated carbon steel joint bars, microalloyed joint bars, and forged carbon steel compromise joint bars (2012). ASTM A615/A615M - Standard specification for deformed and plain carbon-steel bars for concrete reinforcement (2012). UNI EN ISO 3690 - Saldatura e tecniche connesse - Determinazione del contenuto di idrogeno nel metallo fuso mediante saldatura ad arco (2012). ASTM A53/A53M - Standard specification for pipe, steel, black and hotdipped, zinc-coated, welded and seamless (2012). UNI EN 12953-1 - Caldaie a tubi da fumo - Parte 1: Generalità (2012). ASTM A229/A229M - Standard specification for steel wire, quenched and tempered for mechanical springs (2012). Codici e norme Norme nazionali Italia UNI EN 12953-2 - Caldaie a tubi da fumo - Parte 2: Materiali per le parti in pressione delle caldaie e degli accessori (2012). UNI EN 13445-4 - Recipienti a pressione non esposti a fiamma - Parte 4: Costruzione (2012). UNI CEN/TR 13480-7 - Tubazioni industriali metalliche - Parte 7: Guida sull'utilizzo di procedure di valutazione della conformità (2012). UNI EN 14985 - Apparecchi di sollevamento - Gru a braccio rotante (2012). Norme americane USA API RP 4G - Operation, inspection, maintenance, and repair of drilling and well servicing structures (2012). 444 ASTM A350/A350M - Standard specification for carbon and low-alloy steel forgings, requiring notch toughness testing for piping components (2012). ASTM A370 - Standard test methods and definitions for mechanical testing of steel products (2012). ASTM A531/A531M - Standard practice for ultrasonic examination of turbine-generator steel retaining rings (2012). ASTM A747/A747M - Standard specification for steel castings, stainless, precipitation hardening (2012). ASTM A480/A480M - Standard specification for general requirements for flat-rolled stainless and heat-resisting steel plate, sheet, and strip (2012). Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 Taylor and Francis Group, 6000 NW Broken Sound Parkway, Suite 300 Boca Raton, FL 33487 (USA) Fax: + 1 800-374-3401 http://www.crcpress.com ASTM A688/A688M - Standard specification for seamless and welded austenitic stainless steel feedwater heater tubes (2012). ASTM A803/A803M - Standard specification for seamless and welded ferritic stainless feedwater heater tubes (2012). ASTM A965/A965M - Standard specification for steel forgings, austenitic, for pressure and high temperature parts (2012). ASTM A995/A995M - Standard specification for castings, austenitic-ferritic (duplex) stainless steel, for pressurecontaining parts (2012). ASTM A1058 - Standard test methods for mechanical testing of steel products – metric (2012). AWS A4.5M/A4.5 - Standard methods for classification testing of positional capacity and root penetration of welding consumables in a fillet weld (2012). AWS A5.9/A5.9M - Specification for bare stainless steel welding electrodes and rods (2012). Notiziario AWS B2.1/B2.1M-BMG - Base metal grouping for welding procedure and performance qualification AWS C1.1M/C1.1 - Recommended practices for resistance welding (2012). AWS QC20 - Specification for AWS certification of resistance welding technicians (2012). EEMUA PUB NO 194 - Guidelines for materials selection and corrosion control for subsea oil and gas production equipment (2012). EEMUA PUB NO 213 - Emission reduction from oil storage tanks and loading operations (2012). Norme europee EN Norme internazionali ISO diffraction technique as a method for detection and sizing of discontinuities (2012). ISO 3690 - Welding and allied processes - Determination of hydrogen content in arc weld metal (2012). ISO 16810 - Non-destructive testing Ultrasonic testing - General principles (2012). ISO 16823 - Non-destructive testing Ultrasonic testing - Transmission technique (2012). ISO 16826 - Non-destructive testing - Ultrasonic testing - Examination for discontinuities perpendicular to the surface (2012). ISO 16827 - Non-destructive testing - Ultrasonic testing - Characterization and sizing of discontinuities (2012). EN 3718 - Aerospace series - test method for metallic materials - Ultrasonic inspection of tubes (2012). EN ISO 13706 - Petroleum, petrochemical and natural gas industries Air-cooled heat exchangers (2012). ISO 16811 - Non-destructive testing - Ultrasonic testing - Sensitivity and range setting (2012). ISO 16828 - Non-destructive testing - Ultrasonic testing - Time-of-flight . ISO 16831 - Non-destructive testing - Ultrasonic testing - Characterization and verification of ultrasonic thickness measuring equipment (2012). ISO 16834 - Welding consumables Wire electrodes, wires, rods and deposits for gas shielded arc welding of high strength steels – Classification (2012). ISO 17653 - Resistance welding - Destructive tests on welds in metallic materials - Torsion test of resistance spot welds (2012). ISO 21952 - Welding consumables - Wire electrodes, wires, rods and deposits for gas shielded arc welding of creep-resisting steels – Classification (2012). ISO 24598 - Welding consumables Solid wire electrodes, tubular cored electrodes and electrode-flux combinations for submerged arc welding of creep-resisting steels – Classification (2012). Istituto Italiano della Saldatura Divisione Formazione Lungobisagno Istria 15 16141 Genova www.formazionesaldatura.it [email protected] . Corsi IIS Luogo Data Titolo Ore Mogliano Veneto 16-19/07/2012 Corso Saldatura di tubi e raccordi PE per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi -- Genova 16-20/07/2012 Corso di Specializzazione in saldatura -- Mogliano Veneto 18-19/07/2012 Gestione ambientale nella fabbricazione mediante saldatura 16 Messina 23-26/07/2012 Corso Saldatura di tubi e raccordi PE per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi 20 Mogliano Veneto 24-26/07/2012 Corso sull’applicazione del D.M. 14 Gennaio 2008 - Corso per Progettisti e Direttori dei Lavori 20 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 445 Notiziario Luogo Data Titolo Ore Genova 03-06/09/2012 Corsi sulla tecnologia LASER - Modulo integrativo teorico per livello Comprehensive -- Legnano 05-07/09/2012 Salute e sicurezza nella fabbricazione mediante saldatura 16 Genova 10-14/09/2012 Corso per International Welding Inspector - Modulo Ispezione di giunti saldati -- Genova 11-13/09/2012 Corso per la Certificazione secondo Standard IPC J-STD-001 Certified IPC Specialist (CIS) 24 Genova 17-21/09/2012 Corso per International Welding Technologist (IWE) - Parte 3 Progettazione e calcolo -- Genova 17-21/09/2012 Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parte 3 Progettazione e calcolo -- Genova 17-21/09/2012 Corso di Specializzazione in Saldatura -- Genova 17-21/09/2012 Corso di qualificazione per European Robot Welding Specialist -- Genova 17-21/09/2012 Corso per la Certificazione secondo Standard IPC J-STD-001 Certified IPC Specialist (CIS) 36 Genova 18-20/09/2012 Corso per Auditor/Lead Auditor Ambiente ISO 14001 -- Corsi IIS di qualificazione per personale addetto alle PND di livello 1, 2 e 3 446 Luogo Data Modulo Base (MB) Legnano 11-12/09/2012 Modulo di Base per livello 2 EN 473, ISO 9712, ASNT SNT-TC-1A 16 Genova 17/09/2012 Modulo Esame Base per livello 3 EN 473, ISO 9712 8 Luogo Data Esame Visivo (VT) Legnano 13/09/2012 Modulo di Metodo (MM) per livello 2 EN 473, ISO 9712 8 Genova 18/09/2012 Modulo di Metodo (MM) per livello 2 EN 473, ISO 9712 8 Genova 19/09/2012 Modulo Esame di Metodo per livello 3 EN 473, ISO 9712 8 Legnano 20-21/09/2012 Modulo Specifico (MS) Saldatura 12 Luogo Data Esame Radiografico (RT) Priolo 17-20/07/2012 Modulo di Metodo (MM) per livello 2 EN 473, ISO 9712 28 Genova 25-26/09/2012 Modulo Esame di Metodo per livello 3 EN 473, ISO 9712 16 Luogo Data Esame Ultrasonoro (UT) Legnano 04-07/09/2012 Modulo di Metodo (MM) per livello 2 EN 473, ISO 9712 28 Priolo 24-28/09/2012 Modulo Specifico (MS) Operatore Tecniche Convenzionali 36 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 Ore Ore Ore Ore Notiziario Genova 27-28/09/2012 Modulo Esame di Metodo per livello 3 EN 473, ISO 9712 16 Luogo Data Esame con Particelle Magnetiche (MT) Priolo 24-25/07/2012 Modulo di Metodo (MM) per livello 2 EN 473, ISO 9712 16 Genova 18/09/2012 Modulo Esame di Metodo per livello 3 EN 473, ISO 9712 8 Luogo Data Esame con Liquidi Penetranti (PT) Priolo 26-27/07/2012 Modulo di Metodo (MM) per livello 2 EN 473, ISO 9712 16 Genova 20/09/2012 Modulo Esame di Metodo per livello 3 EN 473, ISO 9712 8 Ore Ore Corsi IIS di specializzazione nelle imperfezioni di saldatura per personale addetto alle PND Genova 25-27/09/2012 Corso di specializzazione nelle imperfezioni di saldatura per personale addetto alle PND 24 Corsi di altre Società Luogo Data Titolo Organizzatore Milano 12/07/2012 La valutazione dell’incertezza di misura Roma 16-18/07/2012 Corso Auditor Sistemi di Gestione per la Qualità Roma 24-25/09/2012 Corso di formazione per i Datori di Lavoro che svolgono la funzione di RSPP UNI www.uni.com AICQ - Centro Insulare www.aicqci.it AICQ - Centro Insulare www.aicqci.it Torino 24-26/09/2012 Modulo Specialistico Auditor / Responsabili Gruppo di Audit di Sistema di Gestione Qualità CERMET www.cermet.it Roma 26-27/09/2012 Sistema di Gestione Ambientale: normativa e legislazione cogente AICQ - Centro Insulare www.aicqci.it Mostre e Convegni Luogo Data Titolo Contatti Denver, CO, USA 12-13/07/2012 IIW International Conference 2012 Welding for Repair and Life Extension of Plants and Infrastructure www.iiw2012.com [email protected] Mashantucket, CT, USA 16-18/07/2012 ASNT Digital Imaging XV Conference www.asnt.org/events Sede IIS, Genova, Italia 17/07/2012 Corrosione e protezione di componenti saldati: tecnologie, controllo della qualità, case study. Lo stato dell’arte. www.iis.it [email protected] Orlando, Florida 12-15/08/2012 40th Annual Conference of the North American Thermal Analysis Society (NATAS) http://www.natasinfo.org [email protected] Bangalore, India 19-24/08/2012 ICSMA 16 - Conference on Strength of Materials http://www.icsma16.org [email protected] Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 447 Notiziario Luogo Data Titolo Contatti New York, USA 21-24/08/2012 NDE/NDT for Highways and Bridges: Structural Materials Technology (SMT) 2012 www.asnt.org [email protected] Dublin, Ireland 04-06/09/2012 14th European ALARA Network Workshop ALARA in Existing Exposure Situations http://www.rpii.ie/ALARA2012 Brno, Repubblica Ceca 10-14/09/2012 WELDING - International Welding Engineering Fair http://www.bvv.cz/en/welding Northamptonshire, UK 11-13/09/2012 NDT 2012 - The 51st Annual Conference of The British Institute of Non-Destructive Testing http://www.bindt.org/Events [email protected] Francoforte, Germania 11-16/09/2012 Automechanika. Leading International Trade Fair for the Automotive Industry www.automechanika.com London, UK 12-14/09/2012 14th International Symposium on Tubular Structures (ISTS 14) [email protected] www3.imperial.ac.uk Granada, Spagna 12-15/09/2012 30th European Conference on Acoustic Emission Testing and 7th International Conference on Acoustic Emission www.2012.ewgae.eu [email protected] Hyannis, Massachusetts, USA 16-21/09/2012 International Conference on Fatigue Damage of Structural Materials IX www.fatiguedamageconference.com Saarbrücken, Germania 17-18/09/2012 DVS Congress 2012 http://www.dvs-ev.de/2012/ Seattle, WA 18-19/09/2012 15th Annual Aluminum Welding Conference http://www.aws.org/conferences Berlin, Germania 18-21/09/2012 InnoTrans 2012 - International Trade Fair for Transport Technology, Innovative Components, Vehicles, Systems http://www.innotrans.de Wels, Austria 19-21/09/2012 Conference on Industrial Computed Tomography www.3dct.at [email protected] China (Chongqing) 21-23/09/2012 International Metallurgy and Casting Industries Expo 2012 www.dccybj.com [email protected] Graz - Seggau, Austria 24-26/09/2012 10th International Seminar Numerical Analysis of Weldability http://portal.tugraz.at [email protected] Calgary, Alberta, Canada 24-28/09/2012 International Pipeline Exposition (IPE) www.internationalpipelineconference.com [email protected] Shanghai, Cina 25-28/09/2012 Tube China 2012 www.tubechina.com Mogilev, Republic of Belarus 26-27/09/2012 4th International Scientific-Technical Conference and Exhibition on Modern Methods and Devices for Testing the Quality and Diagnostics of the Object State [email protected] Duisburg, Germania 26-27/09/2012 WELDING TRAINER 2012. The new educational course for welders http://www.schweisssimulation.eu Stresa (VB), Italia 26-27/09/2012 Duplex Seminar & Summit 2012 http://www.stainless-steel-world.net [email protected] 27/09/2012 Lo sviluppo delle tecnologie di saldatura per la fabbricazione di prodotti di spessore sottile: conciliare produttività e qualità del processo www.iis.it [email protected] Università di Genova / Facoltà di Ingegneria, Italia 448 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 )LHUD,QWHUQD]LRQDOH7HFQRORJLFDGHOOD/DYRUD]LRQHGHOOD/DPLHUD 3HUX H O L E L Q H W V R V R U X W X I Q HGLPDWHULDOL W 8VRLQWHOOLJHQ H HUJHWLFK 7HFQRORJLHHQ HIILFLHQWL GX]LRQH 3URFHVVLGLSUR LOL HFRFRPSDWLE ăRWWREUHy+DQQRYHU*HUPDQLD /DPLHUDWXELSURILODWLy0RYLPHQWD]LRQHy)RUPDWXUDy3URGRWWLILQLWLFRPSRQHQWLDVVHPEODJJL 6HSDUD]LRQHWDJOLRy/DYRUD]LRQHIOHVVLELOHGHOODODPLHUDy(OHPHQWLPDFFKLQDULy8WHQVLOLVWDPSL /DYRUD]LRQHWXEL6H]LRQLy0DWHULDOLFRPSRVLWLy*LXQ]LRQHVDOGDWXUDILVVDJJLR 7UDWWDPHQWRGLVXSHUILFLHGHOODODPLHUDy6LFXUH]]DVXOODYRURy(ODERUD]LRQHGDWL &RQWUROORUHJROD]LRQHPLVXUD]LRQHSURYHy&RQWUROORTXDOLWjy,PSLDQWLGLIDEEULFDHPDJD]]LQR 6LVWHPL&$'&$0y3URWH]LRQHDPELHQWDOHULFLFODJJLRy5LFHUFDHVYLOXSSR ZZZHXUREOHFKFRP Dati IIS-Data Trattamento termico dopo saldatura (2011-2012) Edge layer condition and fatigue strength of welds improved by mechanical post-weld treatment (Doc. IIW2075-09) di WEICH I., «Welding in the World» GennaioFebbraio 2011, pp. 3-12. Acciai ad alta resistenza; acciai da costruzione; alta frequenza; costruzioni in acciaio; cricche di fatica; distribuzione delle tensioni; durata della vita a fatica; incremento della resistenza a fatica; indurimento superficiale; innesco delle cricche; lavorazioni con ultrasuoni; martellatura; propagazione delle cricche; prove di fatica; raccordi di saldatura; resistenza a fatica; saldature testa a testa; tensioni residue; trattamento termico dopo saldatura. Finite element simulation of welded P91 steel pipe undergoing post-weld heat treatment di YAGHI A.H. et al., «Science and Technology of W and J» N.3/2011, pp. 232-238. Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; analisi con elementi finiti; centrali elettriche; distensione delle tensioni; fattori di influenza; giunti testa a testa; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; operazioni in servizio; previsione; proprietà meccaniche; resistenza ad alta temperatura; saldatura a più passate; saldatura per fusione; saldature circonferenziali; simulazione; tensioni residue; trattamento termico dopo saldatura; tubi. Effects of post heat treatment on 5052Al and 6063 aluminium joints during pulsed electric current bonding di MATSUI M. et al., «Welding International» Marzo 2011, pp. 159-165. Condizioni superficiali; fattori di influenza; lamierini; leghe Al-Mg; leghe Al-Mg-Si; leghe d'alluminio; materiali d'apporto; microstruttura; polvere; pressione; rugosità; saldatura a punti con adesivi; saldatura ad arco ad impulsi; temperatura; trattamento termico dopo saldatura. Evolution of precipitate structure in the heat-affected zone of a 9 wt. % Cr martensitic steel during welding and post-weld heat treatment (9Cr-1,5Mo) di MAYR P. et al., «Welding in the World» Maggio-Giugno 2011, pp. 70-77. Acciai inossidabili; acciai inossidabili martensitici; ciclo termico; microstruttura; modelli di calcolo; ottimizzazione; pezzi fusi; proprietà fisiche; saldabilità; simulazione; trattamento termico dopo saldatura; ZTA; ZTA a grano ingrossato. Influencia de la técnica de soldadura multipasada y de los tratamientos térmicos de... (Analisys of the influence of the multipass welding preaheat and welding post heat treatment on the behaviour of GMAW joints of HARDOX 400 microalloyed steel) di MARTÍNEZ A. et al., «Revista de Metalurgia» Gennaio-Febbraio 2011, pp. 61-75 Acciai ad alta resistenza; acciai microlegati; composizione chimica; fattori di influenza; microstruttura; preriscaldo; proprietà meccaniche; saldabilità; saldatura a più passate; saldatura con filo fusibile in gas protettivo; saldatura MIG; trattamento termico dopo saldatura; ZTA. Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 451 Ricerche BibliograÀche Influence of post-weld heat treatment (PWHT) on the structure and properties of welded joints of chromiumnickel stainless steel with soft martensite (X3Cr-NiMo 13-4) di TASAK E. et al., «Welding International» Agosto 2011, pp. 608-613. Acciai inossidabili martensitici; durezza; fattori di influenza; microstruttura; proprietà meccaniche; saldabilità; saldatura con filo fusibile in gas protettivo; segregazione; solidificazione; tenacità; trattamento termico dopo saldatura. Determination of maximum residual stresses in buttwelded joints in transmission pipelines (X70, X80) di ANTONOV A. A. e KAPUSTIN O. E., «Welding International» Luglio 2011, pp. 556-561. Acciai ad alta resistenza; acciai per condotte; condotte; elettrodi basici; operazione manuale; saldatura in CO2; saldatura manuale con elettrodi rivestiti; saldature testa a testa; tensioni residue; trattamento termico dopo saldatura; ZTA. Effect of heat input and postweld heat treatment on microstructure and toughness of heat-resistant steel E911 deposited metal di HONGHONG W. et al., «China Welding» Gennaio-Marzo 2011, pp. 64-69. Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; apporto termico specifico; fattori di influenza; materiali resistenti alle alte temperature; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; meccanica della frattura; metallo depositato; microstruttura; resistenza ad alta temperatura; saldabilità; tenacità; tenacità all'urto; trattamento termico dopo saldatura. Hardness and microstructural gradients in the heat affected zone of welded low-carbon quenched and tempered steels di PANG W. et al., «Australian Welding Journal» Aprile-Giugno 2011, pp. 36-48. Acciai bonificati; acciai dolci a basso carbonio; carbonio equivalente; ciclo termico; durezza; giunti testa a testa; microstruttura; proprietà meccaniche; saldabilità; saldatura ad arco sommerso; saldatura con elettrodi multipli; simulazione; trattamento termico dopo saldatura; ZTA; ZTA a grano ingrossato. Post-weld heat treatment influence on galvanic corrosion of GTAW of 17-4PH stainless steel in 3·5%NaCl di TAVAKOLI SHOUSHTARI M. R. et al., «Corrosion Engineering Science and Technology» Ottobre-Dicembre 2011, pp. 415-424. Acciai inossidabili; acciai inossidabili indurenti per precipitazione; alogenuri; alta temperatura; corrosione; corrosione galvanica; corrosione per vaiolatura; fenomeno di invecchiamento; microstruttura; pezzi forgiati; prove di corrosione; riparazione; saldatura TIG; trattamento termico; trattamento termico dopo saldatura; vendite; ZTA. 452 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 Austenite formation during heat treatment of P92 power plant steel welds: dependence of A1 temperature on compositional changes di CHALK K.M. et al., «Science and Technology of W and J» 7/2011, pp. 613-618. Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; austenite; composizione chimica; ferrite; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; resistenza ad alta temperatura; saldabilità; saldatura a piú passate; saldatura manuale con elettrodi rivestiti; simulazione; trasformazione; trattamento termico dopo saldatura; turbine a vapore. Effect of solution treatment on microstructure of Inconel 60l nickel-based superalloy weld seam di XIANZHENG S. et al., «China Welding» Aprile-Giugno 2011, pp. 32-35. Bordi dei grani; fattori di influenza; inconel; leghe di nichel; microstruttura; saldabilità; saldatura TIG; trasformazione; trattamento termico di solubilizzazione; trattamento termico dopo saldatura; ZTA a grano ingrossato. An experimental study on effects of post-heating parameters on resistance spot welding of SAPH440 steel di JAHANDIDEH AR. et al., «Science and Technology of W and J» 8/2011, pp. 669-675. Acciai ad alta resistenza; acciai basso-legati; durezza; fattori di influenza; industria automobilistica; interfaccia; microstruttura; nocciolo di saldatura; parametri di processo; post-riscaldo; proprietà meccaniche; prove di durezza; prove di pelatura; saldatura a resistenza; saldatura a resistenza a punti; studi teorici; trattamento termico dopo saldatura; ZTA. Additional recommendations for welding Cr-Mo-V steels for petrochemical applications (Doc IIW-2158) (2¼Cr-1Mo-¼V) di CHOVET C. e SCHMITT J-P.«Welding in the World» Novembre-Dicembre 2011, pp. 31-38. Acciai al Cr Mo a bassa lega; alta temperatura; condizioni di processo; criccabilità a caldo; criccabilità da riscaldamento; distensione delle tensioni; impurezze; industria petrolifera; ingegneria chimica; materiali d'apporto; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; pezzi forgiati; recipienti in pressione; resistenza ad alta temperatura; saldabilità; saldatura ad arco sommerso; tenacità; trattamento termico dopo saldatura; zona fusa. Influence of cooling channel in first and side walls on welding residual stress of test blanket module for ITER (Doc IIW-2189) di NAKAMURA S. et al., «Welding in the World» Novembre-Dicembre 2011, pp. 56-65. Analisi con elementi finiti; analisi delle tensioni; distribuzione della temperatura; distribuzione delle tensioni; fattori di influenza; industria nucleare; proprietà meccaniche; raffreddamento; saldatura a fascio elettronico; simulazione; tensioni residue; tensocorrosione; trattamento termico dopo saldatura. Ricerche BibliograÀche The mechanism of grain coarsening in friction-stirwelded AA5083 after heat treatment di CHEN K. et al., «Metallurgical and Materials Transactions» Febbraio 2011, pp. 488-507. Dimensione del grano; durezza; lamierini; leghe Al-Mg; leghe d'alluminio; metallografia; microstruttura; parametri di processo; proprietà meccaniche; saldatura ad attrito; saldatura ad attrito con utensile in movimento; simulazione; trattamento termico; trattamento termico dopo saldatura; ZTA a grano ingrossato. Effects of PWHT temperature on mechanical properties of high-Cr ferritic heat-resistant steel weld metals (DOC. IIW-2177) (ASME Gr. 91) di CHEN L. e YAMASHITA K. «Welding in the World» Gennaio-Febbraio 2012, pp. 81-91. Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; fattori di influenza; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; proprietà meccaniche; resistenza ad alta temperatura; resistenza alla rottura per scorrimento; saldabilità; scorrimento a caldo; temperatura; tenacità all'urto; trasformazione; trattamento termico dopo saldatura; valori critici; zona fusa. Effect of post-weld heat treatment on microstructure and property of linear friction welded Ti17 titanium alloy joint di MA T. J. et al., «Science and Technology of W and J» N.3/2012, pp. 180-185. Alta temperatura; fattori di influenza; leghe di titanio; microstruttura; proprietà meccaniche; saldabilità; saldatura ad attrito; tenacità all'urto; trattamento termico dopo saldatura. Repair of tube-tubesheet weld cracks in a cracked gas/ steam heat exchanger (SA213-T11, SA182-F11CL2) di ADULLAH S. e EZUBER H. M. Journal of Failure Analysis and Prevention, Novembre-Dicembre 2011, pp. 611-617. Acciai basso-legati; alta temperatura; analisi delle tensioni; controllo visivo; criccabilitá; cricche trasversali; durezza; metallografia; piastre tubiere; preriscaldo; riparazione; saldatura a più passate; saldatura TIG; scambiatori di calore; tensocorrosione; trattamento termico dopo saldatura; turbine a vapore. Per info: www.iiw2012.com IIW International Conference 2012: Welding for Repair and Life Extension of Plants and Infrastructure, July 12-13, 2012 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 453 Ricerche BibliograÀche 454 Rivista Italiana della Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2012 SEATEC E’ MEMBRO DI: QUALITEC DESIGN AWARD components production & furniture QUALITEC TECHNOLOGY AWARD ABITARE LA BARCA 11 seatec Targa Rodolfo Bonetto COMPOTEC 5 06/08 FEBBRAIO 2013 CARRARA seatec compotec 5 RASSEGNA INTERNAZIONALE TECNOLOGIE, SUBFORNITURA E DESIGN PER IMBARCAZIONI, YACHT E NAVI RASSEGNA INTERNAZIONALE COMPOSITI E TECNOLOGIE CORRELATE www.sea-tec.it www.compotec.it SPONSOR UNICO BANCARIO: CON IL PATROCINIO DI: REGIONE TOSCANA 11 ORGANIZZATORE: GRUPPO BANCA CARIGE PR O M OZ I ON E C.C.I.A.A. DI MASSA CARRARA Cassa di Risparmio di Carrara S.p.A. Business on the Move CarraraFiere, Viale Galileo Galilei, 133 - 54033 Marina di Carrara (MS) - Italy - Tel. +39 0585 787963 Fax +39 0585 787602 - e-mail: [email protected] Interviste e Filmati con logo Vs. Società Soluzioni pubblicitarie personalizzate per rafforzare la visibilità della Vostra Azienda Ufficio Pubblicità & Marketing: +39. 010. 8341. 392 [email protected] Come farsi conoscere nel mondo delle Costruzioni Saldate: Rivista Italiana della Saldatura + Saldatura Flash + Intervista IIS Web TV + Stand Virtuale www.iis.it Elenco degli Inserzionisti ---------398 -398+431 ----428 305 -329+435 --a 4 di copertina -------441 ----442 --450 ----------456 -363 ------318 ---320 -397 -- 455 436 ---319 407 --408 --432 -330 -338 -----413 ----317 --310 -350 Controcopertina ACS ACAI AEC TECHNOLOGY AIPND AIR LIQUIDE WELDING ANASTA ANDIT AUTOMAZIONE AQM ASG Superconductors ASSOMOTORACING BERKENHOFF BIT BÖHLER WELDING GROUP ITALIA CAPILLA CEA CEBORA CGM TECHNOLOGY COM-MEDIA COMMERSALD DRAHTZUG STEIN DVC - DELVIGO COMMERCIALE EDIBIT EDIMET ESAB SALDATURA ESARC ETC OERLIKON EUROCONTROL F.B.I. FABTECH CONSULTING ENGINEERS FIERA ACCADUEO FIERA AFFIDABILITA’ & TECNOLOGIE FIERA AIRET FIERA ALUMINIUM/COMPOSITES EUROPE FIERA ALUMOTIVE FIERA BIAS FIERA BIMEC FIERA BI-MU FIERA BIMU-MED FIERA DI ESSEN FIERA EUROBLECH FIERA EXPOLASER FIERA EXPOMECCANICA FIERA LAMIERA FIERA LASER WORLD OF PHOTONICS FIERA MCM FIERA MECSPE FIERA METEF FIERA MOTORSPORT EXPOTECH FIERA QUALITY DAY FIERA SAMUMETAL FIERA SEATEC FIERA TEKNOMOTIVE FIERA TT EXPO FIERA VENMEC FIMER FONDAZIONE ALDINI VALERIANI G.E.INSPECTION TECHNOLOGIES GILARDONI HARMS & WENDE HENKEL ITALIA HYPERTHERM Europe B.V. IGUS INE ITW LANSEC ITALIA LINCOLN ELECTRIC ITALIA LINK INDUSTRIES MEDIAPOINT & COMMUNICATIONS MEDIAVALUE MESSER ITALIA NDT ITALIANA OLYMPUS ITALIA ORBITALUM TOOLS OUTOKUMPU OXYTURBO PUBLITEC RANDSTAD GROUP ITALIA REMASALD RIVISTA MECCANICA & AUTOMAZIONE RIVISTA TECN’È RIVISTA U & C RIVOIRA SAF - FRO SALDOBRAZ ENGINEERING SRL SALTECO SANDVIK ITALIA SAPIO SELCO SE.MAT SEMAT EQUIPMENT SIAD SIGMA INTERNATIONAL SIGMATEK SINCOSALD TECNOELETTRA TECNOMECCANICA TELWIN THERMADYNE ITALIA TQM TRAFILERIE DI CITTADELLA TRAFIMET DISTRIBUTION Viale Abruzzi, 66 – 20131 MILANO Via Leonardo Da Vinci, 17 - 26013 CAMPAGNOLA CREMASCA (CR) Via A. Foresti, 5 - 25127 BRESCIA Via Torricelli, 15/A - 37135 VERONA Via G. Tarra, 5 - 20125 MILANO Via Privata Casiraghi, 526 – 20099 SESTO SAN GIOVANNI (MI) Via Edison, 18 - 25050 PROVAGLIO D’ISEO (BS) Corso F.M. Perrone, 73r - 16152 GENOVA Via Tanari, 68/a – 40024 CASTEL S. PIETRO TERME (BO) Berkenhoffstrasse, 14 – 35452 HEUCHELHEIM (Germania) Via Trieste, 33 – 31016 CORDIGNANO (TV) Via Palizzi, 90 - 20157 MILANO Via per Telgate – Loc. Campagna – 24064 GRUMELLO DEL MONTE (BG) Corso E. Filiberto, 27 - 23900 LECCO Via A. Costa, 24 - 40057 CADRIANO DI GRANAROLO (BO) Via Adda, 21 - 20090 OPERA (MI) Via Serio, 16 - 20139 MILANO Via Bottego, 245 - 41126 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 Novara, 57/59 - 20010 BAREGGIO (MI) Via Cadibona, 15 - 20137 MILANO Via Vo’ di Placca, 56 - 35020 DUE CARRARE (PD) Zona Industriale – 89811 PORTO SALVO (VV) Via Isonzo, 26 – 20050 SAN DAMIANO DI BRUGHERIO (MB) Via Rimembranze, B-1/2 – 33033 CODROIPO (UD) c/o BOLOGNAFIERE – Piazza Costituzione, 6 - 40128 BOLOGNA c/o A & T – Via Palmieri, 63 – 10138 TORINO Via Monte Grappa, 16 - 40121 - Bologna c/o PROMOEVENTS – Via Privata Pomezia, 10/A – 20127 MILANO c/o ADExpo - Viale della Mercanzia, 142 Centergross - 40050 FUNO DI ARGELATO (BO) c/o FIERA MILANO RASSEGNE – Piazzale Carlo Magno, 1 – 20149 MILANO c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI) c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI) c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI) Via Vincenzo Monti, 8 – 20123 MILANO Mack Brooks Exhibitions Ltd Romeland House Romeland Hill St Albans Herts AL3 4ET UK c/o PIACENZA EXPO - S.S. 10 Loc. Le Mose - 29122 PIACENZA c/o CENTRO FIERA – Via Brescia, 129 – 25018 MONTICHIARI (BS) c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI) c/o MONACOFIERE – Via Bernardo Rucellai, 10 – 20126 MILANO c/o EIOM – Viale Premuda, 2 – 20129 MILANO c/o SENAF - Via Eritrea, 21/A - 20157 MILANO c/o ALFIN EDIMET - Via Brescia, 117 - 25018 MONTICHIARI (BS) c/o MODENA ESPOSIZIONI – Viale Virgilio, 58/B – 41123 MODENA c/o TECNA EDITRICE – Viale Adriatico, 147 – 00141 ROMA c/o PORDENONE FIERE - Viale Treviso, 1 - 33170 PORDENONE c/o CARRARAFIERE - Viale Galileo Galilei, 133 – 54033 MARINA DI CARRARA (MS) c/o ALFIN EDIMET – Via Brescia, 117 – 25018 MONTICHIARI (BS) c/o PIACENZA EXPO - S.S. 10 Loc. Le Mose - 29122 PIACENZA c/o PADOVAFIERE – Via N. Tommaseo, 59 – 35131 PADOVA Via Brigatti, 59 – 20050 RONCO BRIANTINO (MB) Via Bassanelli, 9/11 – 40129 BOLOGNA Via Grosio, 10/4 - 20151 MILANO Via A. Gilardoni, 1 - 23826 MANDELLO DEL LARIO (LC) Grossmoorkehre, 9 – 21079 HAMBURG (Germania) Via Amoretti, 78 – 20157 MILANO Vaartveld, 9 – 4704 SE ROOSENDAAL (Olanda) Via delle Rovedine, 4 - 23899 ROBBIATE (LC) Via Facca, 10 - 35013 CITTADELLA (PD) Via Privata Iseo, 6/E - 20098 S. GIULIANO MILANESE (MI) Via Bizet, 36/N - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI) Via Fratelli Canepa, 8 - 16010 SERRA RICCO’ (GE) Ponte Morosini, 49 – 16126 GENOVA Corso Buenos Aires, 8 - Corte Lambruschini - 16129 GENOVA Via Domenichino, 19 – 20149 MILANO Via Cav. V. Tedeschi, 1 – 10036 SETTIMO TORINESE (TO) Via del Lavoro, 28 - 20863 CONCOREZZO (MB) Via Modigliani, 45 – 20090 SEGRATE (MI) Josef-Schüttler-Strasse, 17 - 78224 SINGEN (Germania) Piazza Piccapietra 9 - 16121 GENOVA Via Serio, 4/6 – 25015 DESENZANO (BS) Via Passo Pordoi, 10 – 20139 MILANO Via Lepetit 8/10 - 20124 MILANO Via Strada dei Campi, 11 – 20058 VILLASANTA (MB) Via Rosellini, 12 - 20124 MILANO c/o OPEN FACTORY EDIZIONI – Via Bernardo Rucellai, 10 – 20126 MILANO c/o MEDIAVALUE - Via Domenichino, 19 – 20149 MILANO Via C. Massaia, 75/L – 10147 TORINO Via Torricelli, 15/A - 37135 VERONA Via F. Coppi, 11 - 10043 Orbassano TO S.P. Rivoltana, 35/b - 20090 LIMITO DI PIOLTELLO (MI) Via Varesina, 184 - 20156 MILANO Via Silvio Pellico, 48 – 20900 MONZA Via Palladio, 19 - 35010 ONARA DI TOMBOLO (PD) Via Monte Rosa, 81/A - 20862 ARCORE (MB) Via Aurelia, 884 – 00165 ROMA Via S. Bernardino, 92 - 24126 BERGAMO Via Mazzini, 2/A – 24066 PEDRENGO (BG) Via Mario Nantiat, 19/A – 12066 MONTICELLO D’ALBA (CN) Via della Fisica, 26/28 – 20864 AGRATE BRIANZA (MB) Via Nazionale, 50a - 70 – 23885 CALCO (LC) Via della Borsa, 11 – 31033 CASTELFRANCO VENETO (TV) Via della Tecnica, 3 - 36030 VILLAVERLA (VI) Via Bolsena, 7 – 20098 SAN GIULIANO MILANESE (MI) Via M. Macchi, 42 – 20124 MILANO Via Mazzini, 69 – 35013 CITTADELLA (PD) Via del Lavoro, 8 – 36020 CASTEGNERO (VI) Aristo® 1000 AC/DC DC AC Da ora la saldatura ad arco sommerso non sarà più la stessa Oltre ogni aspettativa di efficienza Il nuovo generatore ESAB a inverter Aristo® 1000 AC/DC detta un nuovo standard di riferimento per la saldatura ad arco sommerso: mantiene inalterati i parametri di saldatura e la forma d’onda anche con cavi molto lunghi grazie al suo esclusivo brevetto Cable Boost™, consente di passare da corrente continua a corrente alternata senza spegnere l’arco grazie all’esclusiva funzione “AC-DC on the fly” ed è progettato per far risparmiare energia: fattore di potenza 0,94, efficienza 88% e consumo a vuoto di soli 240 W. STRENGTH THROUGH COOPERATION ESAB Saldatura SpA – Via Novara 57 / 59, 20010 Bareggio – MI – Tel. 02 979681 – [email protected] – www.esab.it
Documenti analoghi
Scarica la rivista in formato pdf - Istituto Italiano della Saldatura
Fotocomposizione e stampa: ALGRAPHY S.r.l. - Genova
Tel 010 8366272, Fax 010 8358069 - www.algraphy.it
Criteri di scelta degli acciai inossidabili in funzione
prenderemo in esame adotteremo la designazione AlSI
che è universalmente la più conosciuta. Per tutti i
tipi di acciaio riporteremo un'analisi indicativa e per
quei pochi che non sono corrispondent...