saldatura ad arco posizione

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Prof. Ing. Felice Carlo Ponzo
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PROCEDIMENTI DI SALDATURA
Preparazione dei pezzi

Taglio ossiacetilenico

Taglio con gas ionizzati
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Tipi di saldatura
1 - Ossiacetilenica
Acetilene+ossigeno, gas riducenti CO e H2 che proteggono il
bagno
2 - Ad arco con elettrodi rivestiti
Arco elettrico
elettrodo ( barra)
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gas vari
3 - Ad arco sommerso
Arco elettrico
Elettrodo (filo)
Materiali fusi
4 – Con protezione di gas ed elettrodo fusibile(Mig, Mag)
Arco elettrico Elettrodo(filo) Argon(Mig) o CO2 (Mag)
5 – Con protezione di gas ed elettrodo infusibile (Tig)
Arco elettrico
Barra
Argon
6 – Ad elettroscoria
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I procedimenti innanzi descritti possono raggrupparsi in
tre categorie:
Procedimenti manuali: ossiacetilenica,ad arco con elettrodi
rivestiti,con protezione di gas ed elettrodo infusibile
Procedimenti semiautomatici: con protezione di gas ed elettrodo
fusibile
Procedimenti automatici: ad arco sommerso,
ad elettroscoria (4, 5)
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Conseguenze dei fenomeni metallurgici
FENOMENI METALLURGICI


Solidificazione del materiale fuso
Trattamento termico del materiale base circostante il
cordone di saldatura
CRICCHE A CALDO
• Nella zona fusa
• Segregazione di impurezze che solidificano a
temperature più basse dell’acciaio
Rimedio preventivo:
• Saldare con passate molteplici e di limitata
sezione
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Conseguenze dei fenomeni metallurgici
•
•

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CRICCHE A FREDDO
Nel materiale base ai margini
della saldatura
Processo termico produce un
effetto di tempera con notevole
aumento della durezza
Rimedio preventivo:
Raddolcimento del processo
termico mediante preriscaldo
Conseguenze dei fenomeni termici
L  0.18L0
Contrazione impedita: L 
NL
L

Em A
Em
Em  0,75E   
L0
 0,18  0,75  E
L
  27000  L0 / L( N / mm2 )
  fy
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per
L0 / L  1 / 100
In conseguenza del ritiro nascono:
 Tensioni residue
 Deformazioni
RIMEDI PREVENTIVI
 Controfrecce iniziali
 Bloccaggio dei pezzi
 Preriscaldamenti
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RIMEDI SUCCESIVI
 Riscaldamenti localizzati
(Calde)
 Distensioni in forno
Altri difetti, controlli
SOFFIATURE
Dovute a reazioni impreviste nel bagno di fusione
 INCLUSIONI DI SCORIA
Cavità contenenti scorie
 MANCANZA DI PENETRAZIONE E FUSIONE
Dovuta a cattiva preparazione dei lembi

INCOLLATURA
Interposizione di uno strato di ossido tra il materiale base e quello di
riporto

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Mezzi di indagine
ESAME RADIOGRAFICO (raggi x o y)
I difetti appaiono come macchie scure da confrontare con “difetti
campione”
corrispondenti
a
standard
radiografici
regolamentari
 ESAME ULTRASONORO
Riflessi di ultrasuoni
 ESAME MAGNETOSCOPICO
Mediante creazione di un campo magnetico
 ESAME CON LIQUIDI PENETRANTI
Si utilizzano liquidi capaci di penetrare nelle cricche invisibili a
occhio nudo

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Classificazione delle unioni saldate
1) Saldatura in piano
2) Saldatura in frontale
3) Saldatura in verticale
4) Saldatura in soprattesta
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Classificazione delle unioni saldate
1) Giunti testa a testa
2) Giunti d’orlo
3) Giunti d’angolo
4) Giunti a T
5) Giunti a L
6) Giunti per sovrapposizione
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Classificazione delle unioni saldate
In relazione alla direzione della forza che le sollecita,
i cordoni di saldatura possono distinguersi in:
Azione applicata
parallelamente allo
sviluppo dei cordoni
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Azione applicata
perpendicolarmente allo
sviluppo del cordone
Combinazione dei due
casi precedenti
 Angolo di smusso
d Profondità
s Spalla rettilinea
g distanza tra i lembi
1)
2)
3)
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Piana
Concava
Convessa
Ai fini delle verifiche di resistenza le vigenti norme (NTC 2008 e
EC3) fanno riferimento a due categorie distinte:
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Resistenza dei giunti a completa penetrazione
Lo stato di sollecitazione può considerarsi uguale a quello di un pezzo
continuo
SEZIONE RESISTENTE: Sezione longitudinale della saldatura
LUNGHEZZA: Lunghezza della saldatura
SPESSORE:
- Testa a testa: il minore degli spessori degli elementi collegati
- A T: Lo spessore dell’elemento a completa penetrazione
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Resistenza dei giunti a completa penetrazione
La resistenza di calcolo dei collegamenti a piena penetrazione si
assume eguale alla resistenza di progetto del più debole tra gli
elementi connessi. Una saldatura a piena penetrazione è caratterizzata
dalla piena fusione del metallo di base attraverso tutto lo spessore
dell’elemento da unire con il materiale di apporto.
Per il calcolo delle tensioni si considera come sezione resistente
quella del pezzo saldato compreso il materiale d’apporto
 id 
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 2   '2'    ''  3 2
Giunti a cordoni d’angolo
La resistenza di progetto, per unità di lunghezza, dei cordoni
d’angolo si determina con riferimento all’altezza di gola “a”, cioè
all’altezza “a” del triangolo iscritto nella sezione trasversale del
cordone.
La lunghezza di calcolo L è quella intera del cordone, purché questo
non abbia estremità palesemente mancanti o difettose.
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Giunti a cordoni d’angolo
  , '' , 
: tensioni riferite alla sezione di gola
n , t'' , t 
: tensioni riferite alla sezione di gola ribaltata
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Giunti a cordoni d’angolo
Distribuzione delle tensioni
Si assume una distribuzione
uniforme delle tensioni nel
cordone d’angolo
(Effetti della plasticizzazione)
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Domini di resistenza ┴,┴,‫ײ‬
Peroide Sperimentale
Elissoide
1
 2
2
f dw

Teorico:
 2
(0.75 f dw ) 2

 '2'
0.75 f dw 2
 2  1.8   2   '2'   f dw
 id 
 2  1.8   2   '2' 
 id   2  k w   2   '2' 
 id  f dw   w f d
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Domini di resistenza ┴,┴,‫ײ‬
Per semplificare la verifica conviene
assumere un dominio sferico:
 2   //2   2
1
2
  f dw 
n t t
1
2
  f dw 
2

2
//
2

 id  n2  t2  t //2 /   f dw
  0.58  0,7
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Domini di resistenza ┴,┴,‫ײ‬
SFERA MOZZA
Sfera di raggio uguale a quello della sfera tedesca, ma tagliata da due
coppie di piani perpendicolari agli assi ┴ e ┴ e passanti per i punti
┴ =0,58 fu,w e ┴ = 0,58 fu,w
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DOMINIO DI RESISTENZA SFERA MOZZA
2
2
2
2
2
2
r







n

t

t
Sfera:


//


//  0.7 f dw
Prisma a base quadrata:
n  t  0.58 2 f dw  0.85 f dw
Stati di tensione mono o bi–assiali:
t  0.7 f dw
n  0.7 f dw
n  t  0.85 f dw
t //  0.7 f dw
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METODI DI VERIFICA (NTC 08)
Considerando la sezione di gola nella sua effettiva posizione, si può
assumere la seguente condizione di resistenza:

2


 3      //
2

2 0.5
 ftk /    M 2 
Dove:
ftk è la resistenza a rottura del più debole degli elementi collegati, = 0,80 per
acciaio S235, 0,85 per acciaio S275, 0,90 per acciaio S355, 1,00 per acciaio S420
e S460.
In alternativa, detta a l’altezza di gola, si può adottare
cautelativamente un criterio semplificato
FW ,Ed / FW , Rd  1

FW ,Rd  a  ftk / 3    M 2

Dove:
FW,Ed è la forza di calcolo che sollecita il cordone d’angolo per unità di lunghezza;
FW,Rd è la resistenza di calcolo del cordone d’angolo per unità di lunghezza
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METODI DI VERIFICA (NTC 08)
Considerando la sezione di gola in posizione ribaltata, si può
assumere la seguente condizione di resistenza:
n  t    ||  1  f yk
2
2
2
n  t    2  f yk
Dove:
fyk è la tensione di snervamento caratteristica ed i coefficienti 1 e 2 sono dati in
funzione del grado di acciaio.
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Trazione
CORDONI LATERALI
Ribaltamento sul piano ‫ װ‬e ┴ lamiera
 // 
F
F

 L  a 4L  a
CORDONI FRONTALI
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Ribaltamento ‫װ‬
t 
F
F

 L  a 2L  a
Ribaltamento ┴
n 
F
F

 L  a 2L  a
Trazione
CORDONI INCLINATI
N  F sin 
V  F cos 
Ribaltamento ┴
n  N /2L  a 
 //  V / 2L  a 


n2   //2  F 2  sin 2   cos 2  / 2 L  a  
 F / 2 L  a 
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2
COMBIAZIONI DI CORDONI D’ANGOLO




La rigidezza è indipendente dalla posizione
I cordoni frontali sono meno duttili
È opportuno affidare l’intero carico a un solo tipo di cordoni e
comunque: ∑L ≤ 60 a
È opportuno che tutti i cordoni abbiano approssimativamente la
stessa altezza di gola.
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Flessione e taglio
Cordoni frontali longitudinali
V= F
nmax
M= FL
3FL
 M /W 
ah 2
W  2ah / 6  ah / 3
2
 //  V / 2ah
n    1  f yk
2

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2
//
2
Flessione e taglio
Cordoni frontali trasversali
V= F
M= FL
t  F / 2ba 
FL
n 
hab
n  t   1  f yk
2
2
n  t    2  f yk
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Combinazioni di cordoni frontali longitudinali e trasversali
V= F
Solo sui cordoni
d’anima
M= FL
 //  F / 2a3 L3 
   M /W
Verifica di resistenza nelle parti più
sollecitate delle giunzioni
Cordoni d’ala esterni
1
M
n 
W
a3 L23
W  L1a1h1  2 L2 a2 h2 
3
Cordoni d’anima
n 
'2

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2
//
con
L3
M
  
W h1  a1
'

In alternativa si può affidare tutto il momento ai cordoni
d’ala, e dunque sui cordoni d’anima agisce solo //
 //
2
M
n  '
W
Cordoni d’anima
Cordoni d’ala
W '  L1a1h1  2L2 a2 h2
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Torsione, flessione e taglio
TORSIONE
Metodo del momento polare
Smax  Trmax / I 0
   S max cos 
 //  S max sin 
Metodo delle due forze
H  T /( h  a)
 //  H /( aL)
Nei casi pratici (0,5≤ l/h≤2) il metodo delle due forze è più
conservativo del metodo del momento polare
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Cordoni laterali
V= F
T= Fe
H≈T/h= Fe/h
 //  H /( aL)  Fe / aLh
t  V /( 2aL)  F / 2aL
 t
2
//
2

Cordoni frontali
torsione  //'  Fe / aLz
taglio
 //''  F / 2aL
 //   //'   //'' 
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F e 1
  
aL  z 2 
CORDONI FRONTALI E LATERALI
Ripartizione torcente: T=Fe
T1  T  T1max /T1max  T2 max 
T2  T  T2 max / T1max  T2 max 
T1  Fe  a1L1L /a1L1L  a2 L2h
T2  Fe  a2 L2h /a1L1L  a2 L2h
Ripartizione tagliante: V=F
V1  F V1max /V1max  V2 max   F  a1L1 /a1L1  a2 L2 
V2  F V2 max /V1max  V2max   F  a2 L2 /a1L1  a2 L2 
V2  0
T1
V
 1
La1 L1 2a1 L1
Cordone 1:
 // 
Cordone 2:
 //  T2 / ha2 L2 
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oppure
V1  F
   V2 / 2a2 L2 
 //2   2 
0.85
0.70
fd
1 CORDONE FRONTALE 2 LATERALI
Torcente assorbito dai cordoni 2
Tagliante assorbito dal cordone 1
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Cordone 1:
 //  F /( a1L1 )
Cordone 2:
 //  Fe /( ha2 L2 )
Torsione
Sezioni a cassone
Saldatura su tutto il perimetro
Formula di Bredt:
 //  T /( 2 Aa )
Cordoni separati
Metodo delle due forze:
 //  T /( L1a1L  L2 a2 h)
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Torsione
SEZIONI A T, A L, A CROCE
Si opera in analogia con le sezioni a profilo aperto
Momento d’inerzia torsionale:
 // max  Tamax / IT
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IT 
1
Li ai3

3 i
Torsione
SEZIONI A T, A C, A Z
Metodo “esatto”   Tw Sw  / aI w     M w / I w w w = area settoriale
Mw
Bimomento
Tw
Momento torcente di ingobbamento impedito
Metodo approssimato
 max
T

k
Wy
 max  2
T L
Wy h
per
L
 0.5k
h
per
L
 0.5k
h
 max 
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tf
a1  a2
 max
Torsione
 max
T
 0.5
k
Wy
per L  2k
 max
T L
 0.25
Wy h
per
 max 
Wy = movimento rispetto all’asse y
tf = valore medio dello spessore dell’ala
K= cost. = 4,5 per IPE
5,5 per travi a C
6,5 per travi a Z (7,5 a f.s.)
610 per HE (10 a f.s.)
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tf
a1  a2
h
 max
L
 2k
h