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Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LIX - N. 1 * 2007

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2007

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Una riflessionescomoda…

orse non molti sono al corrente chenel nostro amato Paese, la quantità dienergia necessaria al funzionamento ditutti i dispositivi elettrici, utilizzati nellanostra vita quotidiana (televisore,computer, frigorifero, illuminazione,ecc.), è per l’84% (ottantaquattro!) diimportazione dall’estero: 49% in formadi petrolio e 35% di gas naturale. Vaaggiunto che sia il petrolio che il gasnaturale vengono approvvigionati dapaesi con stabilità politica non semprecerta, ma comunque con un’industria inespansione.Ciò significa che, prima o poi, questerisorse serviranno a loro o, quanto meno,verranno gestite in modo coercitivo neiconfronti degli acquirenti più deboli.L’Italia, dal punto di vista energetico, ècertamente il Paese più debole nelcontesto europeo. Lo abbiamo verificatol’inverno scorso, con la diatriba traRussia ed Ucraina e le restrizioni dellequote del gas allocate al nostro Paese.L’ultimo piano energetico nazionalerisale al 1988, esattamente un anno dopoil referendum - commedia (delle parti)

Cosa fare, dunque? Innanzitutto si dovrà pensare la saldaturasotto una nuova ottica, ovvero quella di“giunto minimo” indispensabile adadempiente ai requisiti di progetto: cian-frini stretti, diluizioni ridotte, sovram-metallo nullo o quasi, messa a punto diprocessi di saldatura con parametri elet-trici contenuti, aumento dell’efficienzadelle macchine con eliminazione delledispersioni di energia, impiego di meto-dologie ad apporto termico intrinseca-mente basso (come, ad esempio, lasaldatura plasma a polvere, la saldaturalaser e la “friction stir welding”).Converge verso lo stesso proposito unuso razionale dei materiali di costru-zione, ovvero, ad esempio, la scelta dimateriali altoresistenziali che permet-tono una riduzione delle sezioni resi-stenti e quindi l’esecuzione di giunti diminori dimensioni.È praticamente obbligatorio inoltrerivedere tutti quegli impieghi dellasaldatura, comunque sostituibili con altrimetodi di giunzione a minore consumoelettrico: rivettatura, graffatura, incol-laggio strutturale mediante adesivi, ecc.. La nostra posizione, di popolo dellasaldatura, può diventare, dunque, quelladi pionieri in questo cambio di menta-lità, suggerendo soluzioni interessanti,non solo tecniche ma anche organizza-tive (maggiore integrazione della salda-tura nel processo globale di fabbrica-zione), nel confronto quotidiano con chiprogetta e costruisce strutture saldate.Tutto ciò perché vorremmo che questoPaese continuasse a vivere anche diindustria e non si affidasse soltanto a“mandolino e maccheroni”.

sul nucleare, con cui una classe politicapoco previdente ha consegnato un argo-mento così delicato, come il futuro ener-getico della nazione, ad una consultapopolare, presentandolo con immaginida Hiroshima e Nagasaki. Anche oggi appare assurdo che le sceltein materia energetica debbano esserecondizionate dagli umori di gruppiecologisti con idee antiche e abbastanzaconfuse. Come dimostrano le lotte afavore dell’istallazione di torri eoliche ele battaglie successive per la loro elimi-nazione, per presunta deturpazione delpaesaggio!Le stime più accreditate a livellomondiale, ci informano che la diminu-zione della produzione di greggioinizierà tra il 2010 ed il 2020, è dapensare, quindi, che nel nostro futuroitaliano, un mestiere emergente potràessere quello della fabbricazione dicandele di cera (e non solo quelle dachiesa!). Ma noi, popolo della saldatura, perchémai dobbiamo occuparci di questi argo-menti? Il 99% delle saldature vede l’energiaelettrica quale protagonista indiscussa.È un uso dell’energia elettrica conbassissima efficienza, in quanto buonaparte del calore non si traduce in metallofuso, ma viene disperso nell’ambiente. Anche nei processi di saldatura, dunque,il nostro Paese si permette di “bruciare”energia acquisita a così caro prezzodall’estero; e ciò, nel contesto di un’eco-nomia non proprio brillante, dove fisco eburocrazia restano i riferimenti princi-pali. Quindi, saldare sarà sempre più costoso(magari si dovrà saldare di notte in mododa garantire energia nelle ore diurne, peri servizi essenziali).

F

Dott. L.M. Volpone (IIS)

Editoriale

20 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007

Sommario

ANNO LIXGennaio-Febbraio 2007

Pubblicazione bimestrale

DIRETTORE RESPONSABILE: Ing. Mauro Scasso

REDATTORE CAPO: Geom. Sergio Giorgi

REDAZIONE: Sig.ra Sara Fichera, P.I. Maura Rodella

PUBBLICITÀ: Sig. Franco Ricciardi

Organo Ufficialedell'Istituto Italiano della Saldatura

Abbonamento annuale 2007:Italia: .......................................... € 90,00Estero: ........................................ € 155,00Un numero separato: ................ € 20,00

La Rivista viene inviata gratuitamente ai Socidell’Istituto Italiano della Saldatura.

Direzione - Redazione - Pubblicità:Lungobisagno Istria, 15 - 16141 GenovaTelefono: 010 8341333Telefax: 010 8367780e-mail: [email protected]: www.iis.it

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Articoli

23 Origine delle tensioni residue in saldatura, metodologie tradizionalidi misura, precauzioni e rimedi - M. MURGIA

43 Saldatura per diffusione, un esempio di rapid tooling - J. WILDEN et al.

53 Agenti fisici (rumore, radiazioni e microclima) e salute insaldatura - F. TRAVERSA, T. VALENTE, N. DEBARBIERI

65 Principali problemi nella saldatura subacquea - F. LEZZI

75 Monitoraggio di emissione acustica di corpi a pressione - E. FONTANA

81 Analisi sperimentale di coppie brasate 52NiCrMo6-G30 - U. NATALE et al.

International Institute of Welding (IIW)

91 Fracture analysis of strength undermatched welds of thin-walledaluminium structures using FITNET procedure - E. SEIB, M. KOÇAK

IIS Didattica

105 Applicazione del controllo ultrasonoro ai giunti saldati

Rubriche

113 Scienza e TecnicaComportamento in regime di scorrimento viscoso di giunti saldati dissimili -M. SCASSO

115 IIS NewsComitato DirettivoEffettuato a Genova dall’IIS il primo Corso per il rilascio della certificazionea Saldatore Subacqueo

117 FormazioneObblighi formativi sempre riferiti ai rischi specifici - T. LIMARDO

119 Salute, Sicurezza e AmbienteLe particelle dei fumi ci appaiono sempre più piccole - T. VALENTE

121 Dalle Aziende

127 NotiziarioLetteratura tecnicaCodici e normeCorsiMostre e convegni

139 Ricerche bibliografiche da IIS-DataResistenza a fatica di giunti saldati in leghe di alluminio

145 Elenco degli Inserzionisti

1

In copertinaTecnologia ESAB SAW Tandem Twin per saldatura ad alta produttivitàIl procedimento di saldatura ad arco sommerso può depositare una considerevole quantità dimetallo saldato di alta qualità ad un basso costo totale di saldatura in una vasta gamma di appli-cazioni.Varianti del processo con l’utilizzo di fili multipli diventano più interessanti all’aumentare dellospessore e del volume dei giunti, perché offrono un ulteriore aumento del tasso di deposito.Nella ricerca di una sempre maggiore produttività, ESAB ha sviluppato la tecnologia di saldaturaTandem Twin. Impianti di questo tipo impiegati per la saldatura di torri eoliche, con l’utilizzo difilo OK Autrod 12.22 e Flusso OK Flux 10.72, depositano oltre 35 kg/ora di metallo saldato.

Corso di qualificazione per International WeldingInspector - Comprehensive (IWI-C)

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L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA, secondo la programmazione descritta nella propriaAttività Didattica 2007, organizza presso la propria sede di Genova un Corso completo di Quali-ficazione ad International Welding Inspector (livello Comprehensive, IWI-C).A tale Corso potranno partecipare anche candidati non in possesso dei requisiti di cui al puntosuccessivo, concordando con la Segreteria le modalità per la propria iscrizione, per il conseguimentodi Diplomi al livello Standard o Basic.

Requisiti di ingressoPer iscriversi al Corso non è prevista esperienza specifica, quanto il possesso di uno dei titoli distudio previsti dalle vigenti disposizioni internazionali emanate dall'Istituto Internazionale della Salda-tura (IIW) e dalla Federazione Europea della Saldatura (EWF):- Laurea o Diploma di Laurea in Ingegneria; in alternativa, Laurea in Scienza dei materiali,

Architettura, Fisica o Chimica, supportate da comprovata esperienza industriale in saldaturaoppure

- Diploma di Scuola Media Superiore ad indirizzo tecnico.

Calendario e sede delle lezioniIl Corso ha una struttura modulare, basata su due corsi successivi denominati Welding Technology eWelding Inspection, di carattere teorico - pratico (chi sia in possesso di un Diploma da Welding Engi-neer o da Welding Technologist può accedere direttamente al secondo Modulo).Per diluire l’impegno, le lezioni saranno svolte in settimane non consecutive, secondo il seguentecalendario:

Modulo Welding Technology: prima settimana, dal 2 al 6 Aprile 2007seconda settimana, dal 7 al 11 Maggio 2007terza settimana, dal 4 all’ 8 Giugno 2007

Modulo Welding Inspection: prima settimana, dal 3 al 7 Settembre 2007seconda settimana dal 1 al 5 Ottobre 2007terza settimana, dal 5 al 7 Novembre 2007

Il Corso sarà tenuto presso la Sede dell'IIS di Genova, in Via Lungobisagno Istria, 15.

Orario delle lezioniPer consentire il raggiungimento della Sede senza spostamenti in orario festivo, il Corso sarà svoltocon orario 9.00 ÷ 18.00, ad eccezione delle giornate di Lunedì (orario 14.00 ÷ 18.00) e di Venerdì(orario 9.00 ÷ 13.00).

Conseguimento del DiplomaChi sia risultato in possesso dei requisiti di ingresso ed abbia completato il percorso formativo puòaccedere agli esami previsti nelle date 19 e 20 Dicembre 2007, presso la Sede di Genova (o, inalternativa, in qualunque altra sessione programmata successivamente).Le domande di iscrizione agli esami dovranno essere indirizzate all'Area Certificazione FigureProfessionali (tel. 010 8341307, e-mail [email protected]), con un costo di iscrizione pari a€ 410,00 (+ IVA).

Iscrizione al CorsoPer iscriversi al Corso è sufficiente utilizzare il modulo cartaceo fornito con l’Attività Didattica 2007oppure procedere on - line attraverso il sito www.formazionesaldatura.it, selezionando il Corsodall’apposito motore di ricerca.La quota di partecipazione al Corso completo è pari ad € 5.000,00 (+ IVA), comprensiva dellacollana delle pubblicazioni specifiche dell'IIS e del pranzo presso la mensa dell’IIS.Sono accettate iscrizioni solo se effettuate contestualmente al pagamento della relativa quota, il cuipagamento può essere effettuato tramite bonifico bancario sul CC 4500 - Banca Popolare di Milano(ABI 05584 CAB 01400 CIN I), intestato all'Istituto Italiano della Saldatura.

InformazioniPer ulteriori informazioni è possibile rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura (Via Lungobi-sagno Istria 15, 16141 Genova), Divisione Formazione, al numero 010 8341371 (fax 010 8367780),oppure all’indirizzo di posta elettronica [email protected]).

23Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007

(°) Memoria presentata alla Giornata di Formazione e Aggiornamento IIS:“Le tensioni residue in saldatura” - Milano, 6 Aprile 2006.

* Istituto Italiano della Saldatura - Genova.

I processi di saldatura ad arco e - anche se con diverse caratte-ristiche - quelli allo stato solido producono nel giunto, allostato come saldato, una complessa e multi-dimensionaledistribuzione delle tensioni principalmente dovuta alle condi-zioni disomogenee di riscaldamento e raffreddamento ed alletrasformazioni microstrutturali.Più precisamente, le condizioni di vincolo, possono determi-nare nel corso della parte finale del ciclo di saldatura (raffred-damento) reazioni in grado di compensare le tensioni sopracitate; in tale situazione si può generare una distribuzionemultidirezionale delle tensioni, talvolta nelle tre principalidirezioni del giunto, con una possibile interazione con leazioni esterne che esistono nelle condizioni di servizio (adesempio: fatica, tensocorrosione, bassa temperatura).Lo scopo principale di questo articolo è quello di fornire unquadro introduttivo al fenomeno, partendo dal principiofisico dello stesso, esaminando gli esempi più comuni didistribuzione delle tensioni dopo saldatura, analizzando casiimportanti di interazione tra tensioni residue e condizioni diservizio e indicando le possibili soluzioni tecniche prima,durante e dopo saldatura.

The arc processes and - even if with relevant differences – thesolid state joining processes produce in the joint, at the “aswelded” state, a complex and multi-dimensional residual

stresses distribution, basically due to the dishomogeneousheating and cooling conditions and to the microstructuraltransformations.The restraint conditions, more in detail, can produce duringthe final part of the welding cycle (cooling) reactions able tocompensate the stresses above mentioned; in such a way, amulti-directional stress distribution can be genereted, some-times in the three principal directions of the joint, with therisk of a possible interaction with the external actionsexisting in service conditions (e.g.: fatigue loads, stresscorrosion, low temperature). Main target of this article is to give an introduction based onthe physical basis of the matter, the most common examplesof stress distribution after welding with a final analysis ofsome relevant cases of interaction between residual stressesand service conditions and their possible solutions before,during and after welding.

Keywords:Circumferential welds; flame straightening; fusion welding;girders; heat treatment; measurement; peening; plate; postweld heat treatment; residual stresses; stress analysis; stressdistribution; tubes and pipes; vibratory stress relief.

Sommario / Summary

Origine delle tensioni residue in saldatura,metodologie tradizionali di misura,precauzioni e rimedi (°)

M. Murgia *

sono in genere tensioni legate primaria-mente alle condizioni di raffreddamentocui si possono sovrapporre, in modoanche determinante, quelle dovute alletrasformazioni microstrutturali.Durante la saldatura, la regione interes-sata al processo è riscaldata fortemente eportata localmente a fusione (neiprocessi autogeni), con una forte dilata-zione di natura termica come effetto delproprio riscaldamento.Le regioni circostanti, a temperaturamolto più bassa, ostacolano la dilata-zione del giunto comportando losviluppo degli stati tensionali; letensioni residue superano in parte illimite elastico del materiale, la cuientità è ridotta per via delle elevatetemperature. In termini qualitativi, lazona del giunto è caratterizzata araffreddamento ultimato da stati preva-lentemente di trazione, cui fanno equili-brio stati di compressione nelle zoneadiacenti.Le variazioni microstrutturali allo statosolido, ad esempio le trasformazionifuori equilibrio, sono accompagnatenella maggior parte dei casi da aumentidi volume: se si verificano a temperaturesufficientemente basse, il limite di sner-vamento è sufficientemente alto acontrastarle, determinando uno statofinale di compressione nella zona inte-ressata alle trasformazioni e di trazione,in quelle circostanti.È chiaro quindi che lo stato tensionalefinale sarà dovuto all’entità delletensioni prevalenti tra le due sopradescritte.Come noto, le tensioni residue possonoessere significativamente ridotte adelevata temperatura attraverso la ridu-zione del limite elastico del materiale edel suo modulo di elasticità, senzatrascurare gli effetti della distensione pereffetti di scorrimento viscoso (creep) cheaccompagnano in forma localizzata losvolgimento dei tradizionali trattamentidi stress relieving (distensione).Il successivo raffreddamento deve essereadeguatamente controllato ed uniforme.Un secondo modo per ottenere unasostanziale riduzione delle tensioniresidue di saldatura è l’applicazione diazioni esterne che determinino in formalocalizzata il superamento del limiteelastico del materiale, con una sostan-ziale ridistribuzione degli stati tensio-nali, a trattamento ultimato.


2. Distribuzione delle tensioniresidue

Appare logico, una volta compreso -almeno in termini generali - il principiofisico del fenomeno, provare a cono-scere nel modo più preciso possibilel’entità e la distribuzione delle tensioniresidue nelle giunzioni saldate, in mododa valutarne le possibili interazioni conle prestazioni del giunto in esercizio evalutare le eventuali azioni correttive.In realtà, i fattori che influenzano l’effet-tiva distribuzione degli stati tensionali inun giunto sono numerosi; ad esempio:• la geometria del giunto stesso e gli

spessori in gioco;• le condizioni di vincolo;• la presenza di eventuali stati tensio-

nali dovuti a lavorazioni precedenti;• gli stati di fornitura dei semilavorati;• il processo di saldatura utilizzato e la

specifica di procedura impiegata;• la natura del consumabile (se

previsto).Occorre inoltre sottolineare come imetodi di misura utilizzati siano ovvia-mente, a loro volta, affetti da errorisperimentali e caratterizzati da ovvielimitazioni per effetto del principiofisico su cui si basano. Per gli scopi diquesta relazione, dunque, può essereutile distinguere tra le distribuzioni chepossono essere determinate su basesperimentale, con metodologie ancheestremamente sofisticate, e quelle cheinvece possono essere assunte adesempio per verifiche di stabilità diimperfezioni, che devono soddisfare unopportuno compromesso tra esigenze diconservatività e semplicità, senza neces-sità di ricorrere a validazioni sperimen-tali di caso in caso.

2.1 Caratterizzazione sperimentaledegli stati tensionali

In genere, lo studio è condotto a partireda geometrie di giunzione semplici,come ad esempio, la saldatura testa atesta tra lamiere con giunzioni simme-triche rispetto alla loro mezzeria, consi-derando cicli termici rapidi per assumerecondizioni di riscaldamento e raffredda-mento uniformi sulla lunghezza delgiunto. Ulteriori assunzioni semplifica-tive riguardano spesso anche l’assenzadi momenti agenti sul giunto o deforma-zioni ad essi legate, considerando insostanza che le tensioni agiscano come

1. Origine delle tensioni residuedi saldatura

1.1. Considerazioni preliminari

Prima di procedere alla descrizionedelle condizioni che portano allosviluppo delle tensioni residue di salda-tura è bene precisare che con taletermine, in genere, si intendono tensionidel primo ordine (o macroscopiche) chesi estendono in volumi di dimensionimaggiori rispetto agli elementi costi-tuenti la microstruttura (cristalli, grani,dendriti). Per quanto esse subiscanovariazioni di natura locale, nelpassaggio ad esempio da un granoall’altro, sono in realtà considerate per illoro valore medio.Le tensioni residue del secondo ordineinteressano invece l’interazione tracristalli, grani o fasi eterogenee (ledimensioni di riferimento possonovariare da 0.01 ad 1 mm): un esempiopossono essere gli stati tensionali legatia punti di accumulo di dislocazioni o aseconde fasi precipitate.Le tensioni residue del terzo ordine sonoinvece quelle che agiscono in scalaancora minore, ad esempio tra diverseregioni atomiche, come nel caso deglistati tensionali che caratterizzano unasingola dislocazione.

1.2 Descrizione del fenomeno

In sintesi, le tensioni residue di saldaturasono il risultato di una deformazionepermanente non omogenea, nella quale èpossibile distinguere:• una variazione di volume, dovuta alle

dilatazioni termiche, a processi dinatura chimica ed alle microtrasfor-mazioni strutturali;

• una variazione di forma, legata adeformazioni di tipo plastico e visco-plastico.

Eventuali tensioni di natura termicagenerate in campo elastico scompaionodi fatto con le cause che l’hannoprodotte e non sono pertanto neppureconsiderate come tensioni residue. Lecosiddette tensioni residue di saldatura

M. Murgia - Origine delle tensioni residue in saldatura, metodologie tradizionali di misura, precauzioni e rimedi



tensioni membranali. Considerando aquesto punto le tre direzioni principali(longitudinale, trasversale e verticale),occorre osservare che lo sviluppo delletensioni residue è legato a meccanismidifferenti.

2.1.1 Tensioni longitudinali

Le tensioni longitudinali sono legatesoprattutto al ritiro del giunto in quelladirezione in fase di raffreddamento; letensioni sono di trazione nella zona fusae raggiungono in genere il loro valoremaggiore in corrispondenza dell’asselongitudinale, avendo ovviamente comelimite superiore il limite elastico delmateriale. Nelle regioni circostanti (ZTAe materiale base) nascono stati dicompressione che scendono rapida-mente a zero, allontanandosi in dire-zione trasversale dal centro della giun-zione (Fig. 1).Questa situazione è ad esempio quelladegli acciai al carbonio e degli acciaiinossidabili austenitici: nel caso di leghedi alluminio o di leghe di titanio, trattatetermicamente, i valori massimi delletensioni non raggiungono il limiteelastico e si osservano spesso (infunzione della scelta del consumabileeffettuata) fenomeni di addolcimento(softening) al centro della zona fusa(Fig. 2).Nel caso invece degli acciai bassolegatisi osservano spesso comportamentiancora differenti, poiché le trasforma-zioni microstrutturali che si svolgono abassa temperatura(1) possono portare lanascita di stati di compressione al centrodel giunto, con i valori massimi nelcampo della trazione in zona termica-mente alterata o nel materiale baseimmediatamente adiacente (Fig. 3).Allo stesso modo, nel caso si impieghinoconsumabili di tipo inossidabile austeni-tico è facile raggiungere il suo limiteelastico nella regione centrale della zonafusa, mentre i massimi livelli di compres-sione si manifestano nella ZTA, con statidi tensione massimi invece in materialebase, che si annullano e si convertono indeboli stati di compressione nella partipiù esterne del giunto (Fig. 4).Si può dunque concludere che:• le tensioni longitudinali, date le forti

condizioni di autovincolo che caratte-rizzano questa direzione, tendono adassumere valori molto elevati e sugiunti abbastanza lunghi raggiungono

facilmente il limite elastico del mate-riale, con il rischio di deformazioniplastiche;

• la saldatura ad arco manuale producetensioni massime più alte di quellecausate da procedimenti caratterizzatida maggiore apporto termico; spesso

in entrambi i casi, ma più frequente-mente nel caso dell’arco manuale, sisupera il limite elastico;

• la zona fusa risulta tesa nella maggiorparte dei casi, mentre le zone adia-centi compresse;

• la tensione longitudinale, pressochécostante lungo tutto il giunto, siannulla per ragioni di equilibrio alleestremità; il tratto di caduta sembrasia dell’ordine di 100÷200 mm (pezzimolto corti hanno sollecitazionilongitudinali minori);

• le condizioni di vincolo eventual-mente agenti parallelamente all’assedella saldatura non hanno pratica-mente influenza sull’andamento esull’entità delle tensioni longitudi-nali.

2.1.2 Tensioni trasversali

Le tensioni residue trasversali sonocorrelate ai fenomeni di contrazione inquella direzione del materiale, in parti-colare se accompagnati da severe condi-zioni di vincolo. A differenza di quellelongitudinali, esse tendono ad interes-sare ragioni più estese; una secondadifferenza è inoltre data dall’effetto dellavelocità di saldatura, responsabile a suavolta della maggiore o minore tendenzaal cosiddetto effetto di chiusura a fornicedel giunto (tipico soprattutto delle velo-cità più ridotte). Ne risultano, comeconseguenza, stati prevalentemente ditensione, nella parte centrale del giunto,che divengono di compressione in quelleiniziali e terminali (per elevate velocitàdi saldatura), oppure stati di compres-sione che divengono di trazione nellazona terminale, per maggiori velocità diavanzamento (Fig. 5). Appare evidente,a differenza del caso delle tensionilongitudinali, come sia difficile indivi-duare distribuzioni caratteristiche, pereffetto del gran numero di variabili cheinfluenzano il fenomeno in questa dire-zione.Ulteriori osservazioni possono giovarealla comprensione del fenomeno:• le tensioni trasversali, nel caso degli

acciai da costruzione, difficilmentesuperano i 100 N/mm2 quando sisalda a ritiro pressoché libero;

• le tensioni trasversali massime siverificano in una fascia a cavallo

Figura 1 - Distribuzione tipica delle tensionilongitudinali (acciai al carbonio, inossidabiliaustenitici).

Figura 2 - Distribuzione tipica delle tensionilongitudinali (leghe di Al, di Ti trattatetermicamente).

Figura 3 - Distribuzione tipica delle tensionilongitudinali (acciai bassolegati).

Figura 4 - Distribuzione tipica delle tensionilongitudinali (acciai bassolegati,consumabile austenitico).

(1) Si ricorda al lettore che il valore di Ms è forte-mente legato all'analisi chimica dell'acciaio.

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σy



dell’asse del giunto; esse sono posi-tive (trazione) nella zona centrale enegative (compressione) alle estre-mità del giunto, con notevoleinfluenza della velocità di avanza-mento;

• una più allargata distribuzione delletemperature in direzione trasversale,per effetto ad esempio di cicli termiciblandi, produce valori massimi ditensione trasversale un poco minoridi quelli generati da cicli più severinel caso di provette libere; nel caso diprovette incastrate avviene ilcontrario, cioè la saldatura ad arconormale tende a provocare tensionitrasversali inferiori a quelle degli altriprocedimenti detti sopra. Ciò è inarmonia col fatto che il ritiro trasver-sale tende ad aumentare con lalarghezza della zona riscaldata, equindi è logico che anche la tensioneche rappresenta la conseguenza delladeformazione impedita, tenda adaumentare con essa;

• le estremità del giunto risultano ingenere compresse trasversalmente:ciò può rivelarsi vantaggioso, perchépuò rendere meno pericolosi even-tuali difetti di estremità (crateri,discontinuità di forma, incompletezzaecc.), ivi assai più frequenti che nellezone centrali.

2.1.3 Tensioni agenti lungo la direzionedello spessore

Le tensioni residue in direzione verticale(normale al piano della lamiera, nell’e-

sempio) sono dovute alla presenza dispessori significativi; ad es., si hannostati prevalentemente di trazione pergiunti senza trasformazioni allo statosolido e di compressione nel casocontrario. Nel primo caso, è chiaro che ilgiunto di può trovare localmente in unostato di trazione triassiale, estremamentecritico nei confronti di eventuali feno-meni di criccabilità. Il caso delle salda-ture a passate multiple di forti spessori ècaratterizzato da forti condizioni divincolo in direzione longitudinale etrasversale delle ultime passate, cherisultano caratterizzate da stati finali ditensione di trazione tanto nelle duesuddette direzioni, mitigate dall’entitàdell’eventuale preriscaldo (Fig. 6, il casodi un giunto testa a testa, preparazionead X, spessore 25 mm, larghezza elunghezza del giunto 500 mm).

2.2 Distribuzione convenzionale deglistati tensionali

Come già osservato, chi dovesse proce-dere ad esempio a verifiche di stabilità diun componente o di un’imperfezioneattraverso la meccanica della frattura,difficilmente potrebbe basarsi su distri-buzioni rilevate sperimentalmente peruna serie di ragioni; gli standard o icodici di calcolo, al proposito, propon-gono essi stessi, almeno per i casi piùsignificativi, modelli di distribuzioneche possono essere assunti come baseper il caso in esame, utili ad esempio allacaratterizzazione del dettaglio attraversotecniche FEM. Un esempio di partico-

lare rilevanza ed autorevolezza è indub-biamente quello della norma BS7910:2005 “Guide to methods for asses-sing the acceptability of flaws inmetallic structures”.Tale norma, come peraltro si evincechiaramente dal titolo, non è di per séfinalizzata all’analisi delle tensioniresidue che possano caratterizzare igiunti ma fornisce degli strumenti pertenere in considerazione la loropresenza, nella realizzazione di verifichedi stabilità, in funzione del livello diconfidenza circa i dati posseduti e l’ef-fettivo svolgimento sul manufatto ditrattamenti termici dopo saldatura oprove idrauliche. In particolare, lanorma prevede un primo livello (Level1) in base al quale considerare uniformile tensioni residue che agiscono sulgiunto. Qualora si voglia invece proce-dere ad un’analisi più dettagliata, rite-nendo ad esempio eccessivamenteconservativa l’assunzione di distribu-zioni uniformi, è possibile fare riferi-mento all’Annex Q della normativa,passando di fatto ai livelli 2 e 3.L’Annex Q prevede cinque casi fonda-mentali: giunti testa a testa tra lamiere,giunti testa a testa tra tubi (corpi cilin-drici), giunti longitudinali su tubi (corpicilindrici), giunti a T ed a cordoni d’an-golo, giunti di riparazione. Le direzioniconsiderate sono le direzioni longitudi-nale e quella trasversale.Per ognuno dei cinque casi suddetti, lanorma propone distribuzioni delletensioni variabili con lo spessore di

Figura 5a, 5b e 5c - Distribuzione qualitativa delle tensioni residue trasversali (a: elevata velocità di avanzamento vw, giunto vincolatotrasversalmente; b: elevata vw; c: bassa vw).

(a) (b) (c)



parete, considerando come limite supe-riore il carico di snervamento σy delmateriale (o il suo Rp0,2), come illustratonella Figura 7.

3. Casi tipici di distribuzionedelle tensioni

Dopo l’analisi sull’origine e la distribu-zione degli stati tensionali condotta alpunto precedente può risultare di inte-resse considerare alcuni esempi tipici didistribuzione delle tensioni residue

agenti su specifiche tipologie di detta-glio strutturale, utilizzando ovviamentegli elementi di base acquisiti.

3.1 Saldatura circonferenziale diinserti su lamiere

La Figura 8a mostra la saldatura fra uninserto circolare e una lamiera preparatacon foro, tipico caso di saldatura impie-gata in lavori di riparazione. NellaFigura 8b è indicata schematicamente ladistribuzione delle tensioni radiali (σx) etangenziali (σy), che risultano elevatesoprattutto in corrispondenza delcordone, e che quindi molto spessopossono dare luogo a cricche.

3.2 Travi saldate

Come noto, esiste una notevole varietàdi soluzioni geometriche per le travisaldate; si considerano, per gli scopi diquesto articolo, le distribuzioni delletensioni residue longitudinali in travisaldate a T, doppio T e a cassone(Fig. 9).

3.3 Giunti circonferenziali di tubi

La distribuzione delle tensioni residue inun giunto circonferenziale tra tubidipende - tra l’altro - dal diametro edallo spessore di parete del tubo, dallapreparazione e dalla sequenza di salda-tura.Burdekin ha effettuato misure estensi-metriche su tubi in acciaio a bassocarbonio, di diametro 760 mm e spes-sore 11 mm, ottenendo la distribuzionedella Figura 10. In tali esperienze è statausata la saldatura con procedimento

automatico ad arco sommerso su passatamanuale di sostegno. Girardi e Rinaldihanno studiato l’andamento delletensioni residue nel caso di tubi inacciaio al 3,5% Ni (diametro 250 mm,spessore 10 mm) con saldatura manualead arco nella posizione fissa ad asseorizzontale. I risultati ottenuti sono indi-cati nella Figura 11.Appare chiaro, da entrambe le espe-rienze, come gli stati più elevati di solle-citazione, sia per le tensioni residuelongitudinali sia per le tensioni trasver-sali, si manifestino sulla superficieinterna e siano di trazione. Una spiega-zione di ciò potrebbe essere data consi-derando i diversi gradienti termici chedurante il raffreddamento interessano lasuperficie interna ed esterna.Infatti con la seconda esperienza è statoverificato sperimentalmente che dopo ildeposito dell’ultima passata, durante ilraffreddamento, per il maggiore scambiotermico verso l’esterno, la parete internasi è venuta a trovare ad una temperaturamaggiore di circa 80°C rispetto a quellaesterna, a partire da temperature (circa850°÷900°C) al di sotto delle quali sonorilevanti le differenze di valore dellosnervamento.

4. Metodi di misura delletensioni residue

La misura delle tensioni residue puòcertamente essere considerata un ramodi una materia di carattere più generale,la misura di stati tensionali e delle defor-

Figura 7 - Esempi di distribuzione delle tensioni residue longitudinali e trasversali per verifiche di stabilità secondo BS 7910:2005 (Annex Q).

Figura 6 - Esempio di distribuzione delletensioni agenti in direzione dello spessore.

Giunti testa a testa tra lamiere Giunti testa a testa tra tubi Giunti a T e fillet Giunti di riparazione

Tensionilongitudinali

Tensionitrasversali



mazioni ad esse collegate. In generale, sipuò distinguere tra metodi distruttivi emetodi non distruttivi; tra i primi, èpossibile una seconda distinzione tra imetodi distruttivi veri e propri e quelliparzialmente distruttivi (che compor-tano, ad esempio, la presenza di piccolifor i sul componente , che non necompromettono, nella maggior parte deicasi, il successivo esercizio).I principi su cui si basano i metodidistruttivi (e quelli parzialmente distrut-tivi) sono gli stessi utilizzati per valutarele tensioni dovute all’azione di carichiesterni: in questo caso, la misura delletensioni risulta relativamente semplice,assumendo che il materiale abbia uncomportamento di tipo elastico e di

considerare le sole superfici del compo-nente (limitazioni, in genere, considerateaccettabili).È inoltre chiaro che la misura dell’allun-gamento di un elemento superficiale delcomponente, preso come riferimento, èpossibile sinché lo stesso è soggetto allecondizioni di carico, noto il suo stato diriferimento (scarico) in assenza di solle-citazioni; certamente più complessa lamisura di stati biassiali di tensione, percui si rendono necessarie misurazioni inalmeno tre direzioni. Le deformazionirelative agli elementi di riferimentopossono essere interpretate con la leggedi Hooke; estensimetri elettrici, estensi-metri distaccabili e rivestimenti superfi-ciali fotoelastici sono i metodi più

diffusi, con l’introduzione, in tempirecenti, di tecniche olografiche. In gene-rale, la tecnica di misurazione e di valu-tazione è semplificata dalla conoscenzadella direzione della tensione principale,che può essere determinata a sua volta,ad esempio, con l’impiego di specialivernici con comportamento fragile.Come nel caso delle tensioni indotte dacarichi esterni, anche quelle residuepossono essere determinate scaricando ilcomponente: date le differenze tra i duecasi, ossia l’assenza - per definizione - dicarichi esterni - si rende necessarioscaricare una determinata porzione delcomponente dalle azioni indotte dalmateriale circostante. A questo scopo,sono prelevate delle porzioni di mate-

Figura 8a ed 8b - Distribuzione qualitativa delle tensioni residue per effetto della saldatura di un inserto circolare.

Figura 9 a, b, c - Distribuzione delle tensioni residue longitudinali per effetto della saldatura in travi composte.

Lamiera esterna

Lamieraesterna

Lamieraesterna

Lamierainterna

Lamierainterna

Saldatura

Deformazioneangolare Distribuzione delle tensioni

nella sezione A-A

A

A

(a) (b) (c)

(a) (b)

σx

σx

σy

σy



riale dal componente in esame oppure,in altri casi, sono praticate delle apertureper consentire all’elemento di misura dideformarsi, liberandolo parzialmente daparte dei vincoli esercitati dal materialeadiacente. Questi metodi sono utilizzatitalvolta nel caso di travi, di lamiere, dicorpi a simmetria cilindrica; è inteso cheessi possono fornire indicazioni utilisolo nel caso in cui il recupero elasticodel materiale, in seguito all’asportazionetotale o parziale degli elementi dimisura, sia analiticamente descrivibile.In tutti i metodi di misura delle tensioniresidue la costanza della temperatura èun aspetto fondamentale per ottenererisultati accurati: si rendono necessari,pertanto, particolari accorgimentidurante il prelievo degli elementi. Unsecondo aspetto da valutare, sempre perottenere risultati accurati, è la necessitàche il materiale non superi il propriocarico di snervamento.

4.1 Metodi di misura di statimonoassiali o biassiali di tensioneper scomposizione

In numerosi casi può essere sufficientevalutare le tensioni residue assumendoche vi sia un andamento prevalente-

mente monoassiale, con la possibilità diuna distribuzione non uniforme dellatensione sulla sezione trasversale.I metodi di misura per scomposizioneprevedono, in sintesi, che il componentesia suddiviso in un adeguato numero disottili elementi (vedere il caso di unatrave composta a doppio T) lungo ladirezione principale (x) della tensione.In prima approssimazione, si può risalirealla tensione σx attraverso la relazione:

σx = - E εx

Il taglio è effettuato mediante sega;la deformazione è misurata quindi conl’applicazione di estensimetri distacca-bili o estensimetri elettrici: i primiconsentono una misura riferita ad unelemento di maggiore lunghezza, da 100a 250 mm, cosa che rende preferibile lamisura di tensioni poco variabili nellalunghezza di misura; gli estensimetrielettrici invece, più sensibili, consentonouna misura riferita ad elementi di minoridimensioni, per quanto i fili di collega-mento possano complicare l’esecuzionedei tagli.Sicuramente più complessa è la misuradi stati biassiali di tensione. Nel caso più

semplice, le due direzioni ortogonali xed y sono associate alle tensioni normaliσx e σy, assumendo che esse sianocostanti rispetto allo spessore (puòessere il caso di piccoli spessori, adesempio). Gli estensimetri sono ingenere applicati su entrambi i lati delcomponente, dopo di che sono tagliatielementi quadrati di circa 30 x 30 mm.Ottenute le deformazioni εx ed εy, èpossibile calcolare le relative tensioni eσy in base alla legge di Hooke:

σx = - E / (1-ν2) (εx+νεy)

σy = - E / (1-ν2) (εy+νεyx)

Per determinare completamente lo statodi tensione sono necessarie almeno tredirezioni di misura associate ad altret-tante rosette estensimetriche a treelementi. Il metodo descritto è statousato con successo, nel passato, nel casodi serbatoi di stoccaggio di grandidimensioni.

4.2 Metodi di misura di stati triassialidi tensione per scomposizione

Un problema comune a tutti i metodi dimisura di stati triassiali di tensione è il

Figura 10 - Distribuzione delle tensioniresidue longitudinali e trasversali nellasaldatura di tubi in acciaio al carbonio(Burdekin).

Figura 11 - Andamento delle tensioni residuenella saldatura testa a testa di tubi di acciaioal 3,5 Ni (Girardi e Rinaldi).

Superficie esterna

Superficie interna

Distanza dall’asse della saldatura (cm)

Tens

ioni

(kg/

mm

2 )



blocchi e, via via, ulteriori strati proce-dendo verso le due superfici dotate diestensimetri, misurando di volta in voltale deformazioni sulle superfici stesse; ilmetodo per scomposizione è combinatodi fatto con il metodo per rimozione distrati successivi. In questo modo, latensione longitudinale rispetto ai blocchipuò essere determinata, comprese letensioni di taglio agenti sugli stessi: letensioni agenti nella direzione dellospessore, infine, sono calcolate mediantele equazioni relative all’equilibrio deisolidi continui.

4.3 Metodo per esecuzione di fori(metodo di base)

Si tratta di un metodo alternativo alprecedente, per la misura di stati ditensione triassiali, basato su esperienzecondotte da Mathar: il principio prevedel’esecuzione di fori passanti nello spes-sore e la misura delle deformazioni indirezione radiale (Fig. 14) attraverso“measuring balls” oppure estensimetrielettrici a cavallo del foro stesso.Il metodo è stato standardizzato dallanorma ASTM E 837-85.Misurate le deformazioni in direzione Xed Y, è possibile risalire alle tensioni σx eσy attraverso la teoria dell’elasticitàapplicata ad un piano infinitamentesottile, al quale sia praticato un forocircolare, soggetto ad uno stato ditensione monoassiale; sostituendo i dati(diametro del foro d0 = 12 mm, base dimisura d = 16 mm, ν = 0,3) si possonoesprimere le tensioni in funzione delledeformazioni Δx e Δy:

σx = E [0.99 2 (Δx/d) + 0.38 2 (Δx/d)]σy = E [0.99 2 (Δy/d) + 0.38 2 (Δx/d)]

Volendo esprimere la deformazioneradiale εr in funzione delle tensioni σx eσy è possibile introdurre i parametri A eB, funzioni delle caratteristiche elastichedel materiale e della geometria delsistema di misura:

εr = (A + B cos 2β) σx + (A-B cos2β) σy

essendo appunto:

A = - (1-ν) / 2E (d0/d)2

B = - (1+ν) /2E [4/(1+ν)(d0/d)2 - 3(d0/d)4]

Nel caso di stato di tensione residuabiassiale di direzione sconosciuta, sononecessarie misure effettuate in almenotre direzioni diverse (le relazioni soprariportate non tengono conto di questocaso generale). Per questo scopo, ilmetodo prevede nella sua versione gene-rale l’impiego di rosette estensimetriche(Fig. 15), aventi lo scopo di determinare,oltre alle deformazioni, anche l’angolo βtra la direzione della tensione principaleσI e la direzione di misura σx.Come accennato, l’angolo β può essereanaliticamente espresso mediante larelazione:

tan(2β) = (ε00 - 2ε45 + ε90) / (ε00 - ε90)

In generale, l’accuratezza delle misuredipende, per questo metodo, dal posizio-namento degli elementi di misura rispettoal foro; nel caso dei measuring balls, essipossono essere posizionati a 1 mm dalbordo, in quello degli estensimetri, a valoricompresi tra 2.5 e 3.4 il rapporto d/d0.A sua volta, il diametro del foro dipendedalle dimensioni degli elementi dimisura (ad esempio, diametri d0 pari a1.5 ÷ 3.0 mm e basi si misura pari a1.5 mm sono piuttosto comuni).Occorre ricordare che il metodo è basatosu modelli di tipo elastico, per cui lapresenza di stati tensionali prossimi alcarico di snervamento e/o la possibilitàdi deformazioni di tipo plastico possonofalsare i risultati, fornendo indicazioniassolutamente inattendibili.

4.4 Cenni ad altre metodologie dimisura

4.4.1 Metodo per esecuzione di foriciechi

Il metodo descritto al paragrafo prece-dente può essere esteso anche a parti di

Figura 12 - Misura delle tensioni residue inuna trave composta a doppio T.

Figura 13 - Metodo di Rosenthal - Nortonper la misura di stati triassiali di tensione.

difficile accesso alla parte centrale delcomponente, in relazione alla misuradelle tensioni normali alla superficiedell’elemento. Tuttavia, alcuni metodipossono essere applicati, assumendonote per ipotesi le direzioni delle tretensioni principali, ad esempio corri-spondenti alle direzioni principali dellageometria del componente.Una sorta di metodo per scomposizionefu sviluppato da Rosenthal e Norton,relativamente a componenti rettangolari,di medio o grosso spessore, caratteriz-zati da una saldatura centrale. Per questocaso, può essere di interesse conoscerela variazione delle tensioni residuelongitudinali e trasversali attraverso lospessore. Allo scopo, vengono ricavatidue blocchi di materiale sottili, in dire-zione longitudinale e trasversale rispettoal giunto, opportunamente equipaggiatidi estensimetri sulle due facce (Fig. 13).Successivamente, sono ricavati duestrati sottili al centro dello spessore dei



distanza reticolare si può legare questagrandezza con una semplice relazionetrigonometrica:

2 d sen (θ) = n λ

in cui si valutano, in genere, i fenomenidi diffrazione del primo ordine (con n=1,cioè).Sul piano sperimentale (Fig. 16), èpossibile ottenere il valore dell’angolodi Bragg in funzione della distanza r dimassima diffrazione rispetto all’asse delfascio incidente ed alla distanza dimisura a:

θ = 1/2 arctan (r/a)

Considerando quindi la distanza retico-lare d0 in assenza di stati tensionali, èpossibile stimare lo stato di deforma-zione dalla relazione:

ε = (d - d0) / d0

Per ottenere i valori degli stati biassialidi tensione è necessario effettuarealmeno tre misure lungo diversi angoliφ (ad esempio: φ , φ+π /2, φ+π /4),impiegando in ogni caso diversiangoli di misura ψ rispetto all’asseverticale z.Con questo metodo l’area di misuravaria tra 0,1 ed 1 mm2, la profondità dimisura invece risulta intorno a 10 μm; èquindi possibile procedere a misureattraverso lo spessore, per incrementisuccessivi della profondità.Il principale vantaggio del metodo ècertamente il fatto di essere non distrut-tivo e di consentire misure quasipuntuali; d’altra parte, esso può presen-tare forti limitazioni nel caso di materialicaratterizzati da un forte orientamentodella microstruttura (ad esempio,prodotti lavorati a freddo).

4.4.4 Misura delle tensioni residue perdiffrazione di neutroni

Il principio di questo metodo, di fatto, èlo stesso descritto al paragrafo prece-dente per fasci di radiazioni X monocro-matiche.Una differenza significativa è data dalladiversa profondità di penetrazione (almassimo 20 μm nel caso dei raggi X), chein questo caso può arrivare sino a 50 mmnel caso degli acciai, 300 mm nel caso dileghe di alluminio e 30 mm per le leghe di

Figura 15 - Posizionamento di rosetteestensimetriche.

Figura 14 - Applicazione di measuring ballso di estensimetri per la misura delledeformazioni radiali.

spessore finito adottando la variante confori ciechi.Assumendo che lo stato tensionale nonvari o vari in maniera trascurabileappena al di sotto della superficie delcomponente (quindi, in funzionedella quota z), il metodo con foriciechi può essere utilizzato intro-ducendo solo una modifica aiparametri A e B, descritti in precedenza(indicativamente, la profondità t del foropuò essere assunta pari a circa 1.2 volteil suo diametro).D’altra parte, è pure possibile tenere inconsiderazione la variazione delletensioni residue in funzione della quota zapplicando il metodo in modo incremen-tale, variando cioè gradualmente laprofondità t del foro.

4.4.2 Metodo per estrazione di inserticircolari

Un’alternativa al metodo per esecuzionedi fori è il metodo (detto di Gunnert eKunz) che prevede la misura degli statidi deformazione sul componente dopoavere ricavato sullo stesso dei blocchi ageometria cilindrica, di opportunedimensioni, adeguatamente corredaticon sistemi di misura.Il metodo può essere considerato un’al-ternativa al metodo con fori ciechi, nelcaso di tensioni costanti o variabili infunzione della quota z.Il principio è consentire ad una super-ficie di riferimento, a geometria circo-lare appunto, di distendersi completa-mente eliminando i vincoli esercitati dalmateriale adiacente: allo scopo è prati-cato appunto un foro cilindrico sino aduna profondità minima, oltre la qualenon si verificano ulteriori rilassamentisuperficiali.

Identificata un’idonea base di misura, èpossibile risalire analiticamente alletensioni σI e σII, con riferimento amodelli elastici di comportamento delmateriale (legge di Hooke):

Di fatto, è possibile successivamenteapplicare le stesse relazioni descritte peril metodo per esecuzione di fori, tenendoconto dei necessari aggiustamenti infunzione del numero dei punti di misura.

4.4.3 Misura delle tensioni residue perdiffrazione di raggi X

Tra i metodi non distruttivi per la misuradelle tensioni residue particolare rilievoassume quello basato sulla diffrazione diradiazioni ionizzanti, in particolare iraggi X.Il principio fisico si basa appunto sulladiffrazione originata dall’interazione trale radiazioni ed i reticoli cristallini delmateriale, la quale risulta esserefunzione delle costanti reticolari del reti-colo stesso e, in definitiva, degli statitensionali applicati, per confronto con lostato non tensionato del reticolo.In particolare, si osserva che un fasciomonocromatico di radiazioni X, inci-dente sulla superficie in esame in modonormale, produce effetti di diffrazioneche possono essere rilevati ad una datadistanza dall’asse del fascio incidentecon opportuni sistemi di rivelazione(pellicole radiografiche o altri metodi).Dal punto di vista analitico, se θ rappre-senta l’angolo di diffrazione (angolo diBragg), λ la lunghezza d’onda del fascio(di fatto, si possono impiegare valoripari a circa 0.05÷0.23 nm) e d la

σI + σII = - E / 2(1-ν) (ε00 + ε45 + ε90 + ε135)

σI - σII = E / 2(1+ν) [(ε00 - ε90)2 + (ε90 - ε135)2]1/2

45°

45°

σ1

β

σ2

d0

d



nichel (si deve considerare, al proposito,che i raggi X utilizzati per queste applica-zioni interagiscono con la materia alivello di gusci elettronici esterni mentrefasci di neutroni riescono a penetrare lamateria stessa a livello nucleare).Una conseguenza importante è quindiche i metodi a diffrazione neutronicasono in grado di fornire indicazioni sustati triassiali di tensione, a differenzadella diffrazione a raggi X.Il metodo, in pratica, prevede l’impiegodi un fascio di neutroni di sezione pari acirca 50 mm2, ottenuto con reattorinucleari o mediante sincrotroni; il fascioviene collimato con idonee maschere, adesempio al cadmio, in modo da ridurnesensibilmente la sezione trasversale edinteressare alla misura il minore volumepossibile di materiale (da 10 a 100 mm3);il fascio diffratto è rivolto verso unsistema di rilevazione, cui arriva oppor-tunamente collimato.Il metodo si presta a misurazioni di inte-resse in settori come quello nucleare,aerospaziale, off-shore, con particolareriferimento a giunti a passate multiple(multipass).

4.4.5 Misura delle tensioni residue conmetodi acustici

I metodi di tipo acustico, pure di tipo nondistruttivo, sono basati sulla relazioneesistente tra la velocità di propagazionedelle onde (ultra)sonore e taluneproprietà elastiche dei materiali, funzionea loro volta dello stato tensionale.Di fatto, il metodo è basato sulle varia-zioni delle velocità di propagazione delleonde longitudinali, trasversali e superfi-ciali dovute agli stati tensionali; spesso,sono utilizzate onde ultrasonore superfi-

ciali generate da un trasduttore montatosul pezzo (frequenze variabili tra 2 e 10MHz). La notevole entità del volume dimateriale coinvolto nella misura porta,ovviamente, a misure mediate di carat-tere non puntuale; un aspetto da nontrascurare, evidentemente, è l’influenzadella microstruttura nei confronti dellavelocità di propagazione delle onde, checostringe ad accurate tarature preliminaricon blocchi campione rappresentativi delpezzo reale.

4.4.6 Misura delle tensioni residue conmetodi magnetici

La presenza di stati tensionali residuidetermina variazioni nelle proprietàmagnetiche dei materiali. Questa consi-derazione è alla base della misura ditensioni residue con i metodi di tipomagnetico, di carattere superficiale; leproprietà magnetiche, in particolare,influenzate dagli stati tensionali sonol’effetto Barkhausen di tipo magnetoin-duttivo o magnetoacustico, l’incrementodella permeabilità alle correnti indotte,la magnetostrizione.Come già accennato nel caso di metodidi tipo acustico, anche queste proprietàsono fortemente legate al tipo di micro-struttura ed al suo orientamento, ragioneche porta, anche in questo caso, allanecessità di accurate tarature preliminari.In definitiva, si tratta di metodi di inte-resse nel campo del Controllo Qualitàper i ridotti tempi di misura e la possibi-lità di automazione; si consideri infine,che attraverso opportune combinazionidi tecniche, basate su differenti proprietàmagnetiche, è possibile ottenere unanotevole indipendenza rispetto all’accu-ratezza dei metodi di taratura utilizzati.

5. Precauzioni e rimedi

Allo scopo di prevenire, ridurre o elimi-nare gli effetti dei ritiri o degli sforzi diritiro delle saldature si possono prenderea volte utili precauzioni; oppure si puòintervenire durante la saldatura conopportuni procedimenti o trattamenti,oppure, infine, si possono usare adattirimedi a saldatura ultimata.

5.1 Precauzioni prima della saldatura

Le precauzioni che il tecnico di saldaturapuò prendere prima di eseguire ungiunto saldato allo scopo di contrastaregli effetti del ritiro, senza porre d’altrocanto vincoli rigidi ai pezzi da saldare,debbono rispondere al criterio fonda-mentale di “alimentare il ritiro”. Conquesta espressione si intende la crea-zione di una opportuna condizione percui il ritiro possa effettuarsi nel modopiù libero possibile, portando i pezzisaldati nella esatta posizione richiesta. Citiamo di seguito alcune precauzionicomunemente usate allo scopo.

5.1.1 Deformazione preventiva

Si può dare ai pezzi da saldare unadisposizione o una deformazione ugualeed opposta a quella che provocherebbe ilritiro. Con questo metodo moltosemplice si possono eliminare gli effettidel ritiro angolare dei giunti testa a testa,a T e di spigolo.Nel caso di giunti di testa, basta disporrele lamiere leggermente angolate (verso ilbasso, se si deve saldare in piano, ocomunque dalla parte opposta a quelladel maggior apporto termico) anzichécomplanari (Fig. 17), l’angolo di devia-zione, in genere dell’ordine di qualchegrado soltanto, deve essere determinatocaso per caso, a seconda del procedi-mento e delle condizioni operative e nonvi è che la base dell’esperienza di casiidentici o analoghi che può costituire unindice sicuro.Analogamente, nel caso di giunti a T,saldati con un unico cordone d’angolo,si alimenta il ritiro predisponendo ipezzi con un angolo un poco maggioredi quello richiesto (leggermente ottusonel caso comune di giunti d’angolo,Fig.18a); per i giunti a T saldati simme-tricamente con due cordoni d’angolo sidovrebbe dare una leggera pre - defor-mazione alla lamiera continua, comeindicato nella Figura 18b.

Figura 16 - Schema per la misura dell’angolo di diffrazione (angolo di Bragg) a raggi X.



Figura 17 - Pre - deformazione di un giuntotesta a testa in compensazione del ritiroangolare.

Figura 18a e 18b - Pre - deformazionedi giunti a T in compensazione del ritiroangolare.

(a) (b)

Nel caso di giunti di spigolo, sempresecondo il medesimo criterio, sidovrebbe invece chiudere un poco l’an-golo fra le due lamiere (Fig. 19).Nel dare queste pre - deformazionibisogna sempre tenere conto della capa-cità di deformazione dei pezzi: glielementi più sottili e più liberi tendono adeformarsi di più e perciò è su di essiche in linea preventiva convienemaggiormente agire.Quando si deve saldare un tubo con unalamiera (Fig. 20) con un cordone d’an-golo circonferenziale esterno, due ritiriintervengono a deformare il giunto: ilritiro angolare visto per i giunti a T ed ilritiro longitudinale (circonferenziale)del cordone di saldatura: questo tende insostanza a ridurre la lunghezza dellacirconferenza di saldatura.Se si vogliono prevenire questi effetti diritiro, bisogna dare alla lamiera diappoggio del tubo una leggera curvaturain senso opposto.

5.1.2 Creazione di una zona elastica

Si può alimentare il ritiro trasversalecostituendo nell’elemento più deforma-bile una zona elastica, che ceda facil-mente sotto l’azione del ritiro.Esempi di questa precauzione sonopresentati nella Figura 21 (dove si èappositamente creata una leggera ondu-lazione nella lamiera più sottile) e nellaFigura 22, dove l’applicazione del

giunto d’orlo invece di quello a T,oppure la preparazione a lembi rilevatianziché di quella a lembi retti su giuntidi testa, garantisce al giunto una note-vole elasticità per sopportare ed alimen-tare il ritiro.Nella Figura 23 sono invece riportatedue preparazioni utilizzate nella salda-tura dei tubi alle piastre tubiere degliscambiatori di calore (il solco circolareha anche lo scopo di alimentare il ritiro).Nella Figura 24 è infine riportato il casodell’innesto di un elemento da saldarelungo tutto il suo perimetro in unagrande lamiera (caso frequente dirappezzo di riparazione, della chiusuradi un passo d’uomo, ecc.). Per alimen-tare il ritiro bisogna dare alla lamiera dariportare una leggera curvatura a cupola,il ritiro della saldatura periferica ne traealimento, e tende a spianarla.

5.1.3 Disposizione opportuna delcordone di saldatura

Vi sono casi in cui un’opportuna disposi-zione dei cordoni di saldatura puòovviare gli inconvenienti del ritiro, adesempio, nel collegamento a T di duetubi (Fig. 25): nel caso di spessori sottili,lo spostamento della linea di saldaturadalla posizione “a” alla posizione “b”,dopo avere opportunamente preparato ipezzi, rilevando un collarino di innestonel tubo verticale, permette di evitare gliinconvenienti del ritiro angolare e, se siallarga leggermente il diametro di colle-gamento su entrambi i tubi, si evita lostrozzamento per ritiro longitudinale.

5.1.4 Costruzione di pannelli di prefab-bricazione

Nelle costruzioni saldate complesse èbene procedere per prefabbricazione diparti più semplici, costituendo pannelliin cui è più facile controllare le deforma-zioni e raddrizzarli. Una volta ottenutiquesti pannelli in modo corretto risultapiù agevole dominare e prevedere sulcomplesso della costruzione i ritiri d’in-sieme.Tale è il caso, ad esempio, della costru-zione navale che fa largo impiego diblocchi di prefabbricazione da unire poi,fra loro, sugli scali, e della costruzionedi carpenteria saldata, specie quando sihanno complesse strutture a traliccio lequali vengono decomposte in vari tron-

Figura 19 - Pre - deformazione di giunti dispigolo in compensazione del ritiro angolare.

Figura 20 - Effetto di ritiro della saldaturadi un tubo su una lamiera sottile.

Figura 21 - Creazione di una zona elasticaper alimentare il ritiro.



testa, soprattuttosugli spessori cherichiedono parec-chie passate.Nei giunti a T è possibile la compensa-zione del ritiro angolare saldandocontemporaneamente nei due angoliopposti ed impedendo la deformazioneangolare della lamiera continua; nel casodi giunti a croce basta saldare contempo-raneamente o alternativamente nei dueangoli opposti al vertice. Per quanto siriferisce ai ritiri trasversali si è vistocome il procedimento ossiacetilenico dialuogo a ritiri maggiori di quello ad arco eche in ogni caso tanto minori sono i ritiriquanto minore è l’ampiezza del cian-frino.Per quanto riguarda i ritiri longitudinalivalgono considerazioni analoghe; vi èperò da osservare che tali ritiri, sempremolto contrastati dalle parti fredde adia-centi, tendono a generare deformazioniper compressione assiale delle partifredde stesse e ciò risulta particolarmenteevidente e fastidioso per gli spessorisottili, che hanno tendenza a ondularsi.Per quanto si riferisce alle sollecitazioniresidue di saldatura bisogna distinguereil caso di pezzi liberi e quello di pezzivincolati. In quest’ultimo caso lareazione dei vincoli è tanto maggiorequanto più ampia è la zona riscaldata,

quanto più cioè sarebbe forte il ritiro se ipezzi fossero liberi; poco perciò è daattendersi da particolari modi operatori.Questi invece possono essere efficacinell’attenuare gli sforzi di ritiro se ipezzi non sono esternamente vincolati,se la saldatura è cioè assoggettata soloall’autovincolo costituito dalle partifredde o già raffreddate del pezzo stesso.Si è visto così come nella saldatura adarco qualche lieve beneficio possa otte-nersi con l’effettuazione della saldaturadal centro alle estremità anziché da unaestremità all’altra, ovvero applicando ilsistema a blocchi e facendo raffreddareogni blocco fino a 60°.Dalla trattazione esposta traspare altresìla necessità di avere saldature sane edeffettuate con materiale sia di base siad’apporto che consenta una certa defor-mabilità plastica sotto sforzi complessiquando si debbano effettuare giunti supezzi vincolati e non sia quindi possibileevitare l’insorgere di sforzi di ritiro né incorso di esecuzione né a saldatura termi-nata.Occorre infatti in tal caso una saldaturache non solo dopo il suo completa-mento abbia alte caratteristiche di

Figura 25 - Innesto di un tubo su un corpocilindrico a parete sottile.

Figura 22 - Preparazioni che consentonoelasticità a giunto.

(a) (b)

Figura 23a e 23b - Solcatura per alimentareil ritiro (ed eguagliare le capacità termichedei lembi) - Saldatura eseguita con ilprocedimento TIG (caso a) o con elettrodirivestiti (caso b).

Figura 24 - Pre - deformazione della piastradi chiusura (inserto).

(a) (b)

coni da prefabbricarsi nelle officine e daunire poi fra loro in cantiere.A suggerire la tecnica della prefabbrica-zione intervengono anche (e a volte inmodo preponderante) altri fattori, qualila facilità e l’economia di esecuzione, lamaggiore possibilità di impiego dellasaldatura automatica ed infine le even-tuali necessità di trasporto dell’operasaldata.

5.2 Precauzioni esecutive

Varie precauzioni possono essere preseanche in sede esecutiva allo scopo dicontrollare o ridurre i ritiri e diminuiregli sforzi di ritiro; le necessità costrut-tive spesso impongono di fare uncompromesso tra sforzi e deformazioni.

5.2.1 Scelta del procedimento di salda-tura e dei modi operativi

Si è visto nei paragrafi precedenti comeil procedimento di saldatura possainfluire sia sull’entità dei ritiri che suquella delle sollecitazioni residue diritiro di una opera saldata.Il ritiro angolare dipende alquanto dalprocedimento di saldatura e dal modooperativo; la cautela più utile è quella dieffettuare saldature simmetriche rispettoall’asse od al piano che si desidera non sideformi. Così le preparazioni ad X sonoparticolarmente indicate per i giunti di

Sezione A-BA B

(a) (b)



plasticità, ma anche atta a non darluogo a cricche nel corso dell’esecu-zione, cricche che avvengono più facil-mente quando le condizioni di vincolosotto le quali il giunto è effettuato sonopiù severe.La tendenza a fessurarsi è specialmenteaccentuata nella prima passata che, pereffetto del ritiro, è attraversata da unfascio di linee di forza che, partendo daipezzi adiacenti, si addensano nella sualimitata sezione e che possono per di piùesaltarsi facilmente in corrispondenzadelle irregolarità di penetrazione spessoinevitabili; nel corso del suo raffredda-mento il materiale può attraversare fasiassai poco propizie a fronteggiare sforzicomplessi e può cedere di fronte aquesti.

5.2.2 Condizioni di vincolo ed ordine diesecuzione delle saldature

Le condizioni di vincolo esterno deipezzi devono essere quanto più possibilealleggerite, limitandosi ad introdurrevincoli atti ad impedire il ritiro angolaredelle saldature che, ove non è possibileuna pre - deformazione, rappresentanouna necessità costruttiva se si vuole chela costruzione mantenga le formerichieste, lasciando libertà ai pezzi dimuoversi nelle altre direzioni.Si deve cercare altresì di non crearemediante puntatura troppo rigida, ocavalletti applicati in sua sostituzione,vincoli locali severi a cavallo del giunto.Purtroppo, in pratica, la accennatalibertà di movimenti dei pezzi non èsempre possibile ed in tali casi si ricorrea tutti quegli espedienti che consentonodi avvicinarsi a quella condizione il più

possibile; si cercherà cioè di alimentareil ritiro al massimo nei limiti che lecircostanze permettono. Alcuni esempiserviranno meglio a far comprenderequesto criterio.Nell’esempio della Figura 27 è riportatoil caso della congiunzione di due tron-coni di una trave composita a doppio T;la sequenza migliore sarebbe la salda-tura contemporanea dei tre giunti di testatrasversali, ma essa non è più di facileesecuzione. Altra sequenza consigliata èquindi la seguente: si saldino prima igiunti di testa delle piattabande, sepossibile contemporaneamente e simme-tricamente, dopo aver liberato (o averlasciato libero) un, tratto adeguato dellesaldature di unione delle piattabandeall’anima. Si saldi poi il giunto di testadell’anima ed infine si completino i trattilongitudinali di saldatura che unisconol’anima alle piattabande.Nell’esempio della Figura 28 si indicauna sequenza consigliata nell’esecu-zione di un grande pannello piano: sinota come non si debba in nessun casoprocedere alla saldatura dei lembi lunghilongitudinali prima di aver saldato ilgiunto trasversale che su essi “termina”ed anzi come bisogna tenersi dietro aquesto, per non meno di 300 mm ondelasciare la maggiorepossibile libertà alritiro del giuntotrasversale lungo ilproprio asse.Nel caso di attaccodi una s t rut turac e l l u l a r e s u u nfasciame (Fig. 29)si s e g u e d i

so l i to questa sequenza; prima si prepa-rano separatamente il pannello piano e lastruttura cellulare corrispondente, quindisi iniziano le saldature di collegamento apartire dal centro ed espandendosi “amacchia d’olio" verso la periferia inmodo da permettere al materiale dicompiere il più liberamente possibile ilsuo ritiro verso la zona centrale, secondol’ordine di esecuzione segnato nellafigura.Anche il preriscaldo localizzato, nelcaso di saldatura di materiali fragili, puòessere sfruttato allo scopo di diminuirele tensioni di saldatura alimentando ilritiro. L’operazione del preriscaldo deveiniziare prima della saldatura in modoche la zona del giunto possa giungere alvoluto regime termico, ma deve poicontinuare durante tutto il tempo dellasaldatura. Un caso frequente di applicazione delpreriscaldo localizzato è quello dellariparazione di pezzi di ghisa; esso deveeliminare le tensioni residue in questomateriale fragile, poco resistente aglisforzi di trazione. Il preriscaldo devepertanto essere applicato in modo datendere ad aumentare il distacco deilembi da saldare sicché, cessando poi ad

Figura 26 - Esempi di prefabbricazione modulare nel settore navale.

Figura 27 - Esempio di sequenza dellesaldature per una trave composta a doppio T.

Preparazione dei due tronconi Giunzione



un tempo saldatura e preriscaldo, ilpezzo possa ritirarsi in modo uniformenel suo insieme e senza produrretensioni.Nella Figura 30 sono riportati semplicicasi di riparazione con saldatura di pezzifusi di ghisa, indicandovi le zone dipreriscaldo intorno a 500°÷600°C; sivede come il preriscaldo tende ad allon-tanare i lembi del giunto durante lasaldatura; si può così alimentare il ritirodurante il raffreddamento e perciò dimi-nuire od eliminare le tensioni residue agiunto ultimato.

5.3 Rimedi dopo saldatura

Vari mezzi, che qui esaminiamo,possono essere utilizzati allo scopo diridurre od eliminare, a saldatura finita, ledeformazioni o le sollecitazioni di ritiro.

5.3.1 Calde di ritiro

Il principio delle calde di ritiro prevedeun riscaldamento localizzato che, grazieal ricalcamento a caldo del materialeriscaldato, permette di ridurre lalunghezza delle sue fibre a raffredda-mento avvenuto. Facciamo due esempi:• la saldatura AB, eseguita nel pezzo

della Figura 31, ha prodotto l’inarca-mento dello stesso, come si nota nellastessa figura.Per raddrizzare il pezzo si possonoapplicare delle calde di ritiro lungo lasuperficie più allungata, ottenendouna penetrazione triangolare dellazona portata alla temperatura di rical-camento (600°÷800°C);

• la saldatura di lamiere sottili spessone provoca l’ondulazione per caricodi punta dovuto alle sollecitazionilongitudinali: si possono togliere tali

deformazioni appli-cando una serie dicalde di ritiro sullefacce delle lamiere inmodo da metterle intensione.

5.3.2 Trattamento didistensione (inforno)

Il suo principio è legatoal fatto che, ad alta temperatura, il caricodi snervamento del materiale è ridotto avalori praticamente ridotti. Ad esempio,nel caso dell’acciaio al carbonio, nell’in-tervallo compreso tra 600° e 650°C ilsuddetto valore è dell’ordine di 40 ÷ 50N/mm2.Pertanto, riscaldando tutto un complessosaldato alla suddetta temperatura emantenendovelo per un tempo suffi-ciente, le tensioni si rilassano riducen-dosi al valore del carico di snervamentoa questa temperatura. A seguito di questorilassamento si sviluppano delle defor-mazioni plastiche per cui dopo il tratta-mento termico le dimensioni delcomplesso presentano delle variazionipiù o meno sensibili.

Vengono inoltre eliminate le punte didurezza (che possono essere sensibili nelcaso di grossi spessori di acciai a faciletempra, pur usando le dovute precau-zioni) e questo addolcimento, con laconcomitanza favorevole della disten-sione delle tensioni residue, previenegrandemente le possibilità di rotturefragili. Il trattamento termico di disten-sione viene effettuato in praticamettendo tutta la struttura saldata inforno e sottoponendola ad un riscalda-mento sufficientemente lento in modo dagarantire una distribuzione della tempe-ratura ragionevolmente uniforme entrola massa metallica (per esempio, infe-riore a 6000°C/h divisi per lo spessoremassimo espresso in millimetri).

Figura 28 - Esempio di sequenza di saldaturanella composizione di un grande pannellopiano.

Figura 29 - Sequenza di saldaturanell'unione di una struttura cellulare su unfasciame (giunti d'angolo).

Figura 30 - Esempi di riparazione con l'applicazione di preriscaldi compensativi.

Zona dapreriscaldare


Fratturada riparare


Giunto da saldare Giunto da saldare

6

5 5 3 3 3 31 1 5 5

5533113355

6

6 6 4 4 4 42 2 6 6

4 42 2

6 4 4 1 1 1 1 6 6

6 4 2 2 4



La permanenza in forno a 600°÷650°Cva proporzionata in base agli spessoricomponenti la struttura (in genere, 2’ogni millimetro) e comunque non devemai essere inferiore a 30 min.Anche il successivo raffreddamento vaeffettuato in modo da mantenereuniforme la temperatura entro la massametallica, altrimenti verrebbero anascere nuove tensioni interne. La velo-cità di raffreddamento è quindi stretta-mente legata allo spessore massimo delmanufatto.Questo trattamento è vantaggioso epertanto utilizzato soprattutto nei casi di:• saldatura degli acciai a maggior resi-

stenza;• saldatura di strutture composte di

elementi di grosso spessore e digiunti rigidi;

• recipienti a pressione particolarmenteimportanti;

• strutture saldate suscettibili di succes-sive lavorazioni meccaniche.

Una possibilità intermedia tra il tratta-mento globale in forno e quello localiz-zato è il trattamento ottenuto intro-ducendo in forno una sola partedell’elemento da trattare.L’efficacia della distensione ottenutadipende, tra l’altro, dal gradiente ditemperatura che si è prodotto sulla parterimasta all’esterno del forno durantel’ultimo trattamento in relazione allapresenza o meno, in tale parte, di varia-zioni della forma costruttiva.A seguito di ciò, la distensione di taleparte potrà pertanto non esserecompleta; tuttavia, il trattamento è ingrado di eliminare efficacemente lepunte di tensione e le brusche variazionidovute alla presenza di cordoni di salda-tura.

5.3.3 Trattamento termico localizzato

È la soluzione cui a volte si ricorrequando non è possibile effettuare il trat-

tamento integraledella struttura inforno (caso digrossi complessioppure di saldatureeseguite in opera).Questo metodo vaimpiega to conmolta oculatezza,limitandolo ai casinei quali la sua

adozione può apportare un reale bene-ficio nei confronti delle tensioni interne.Infatti, sempre riferendoci al casodell’acciaio al carbonio, è necessariotenere presente che questo trattamentodà luogo al riscaldamento localizzato a600°÷650°C di una zona con carico disnervamento ridotto a valori trascurabili.La zona riscaldata tende a dilatarsi, ma,impedita dalla massa circostante fredda,si ricalca secondo le modalità viste. Alsuccessivo raffreddamento è ancora lamassa circostante fredda che si opponealla contrazione, per cui in definitiva siforma uno stato di trazione nella zonariscaldata cui fa equilibrio uno stato dicompressione nell’immediato intornodella massa rimasta fredda.Questo stato di sollecitazione si diffe-renzia da quello precedente (dovuto allasaldatura) per un ampliamento dellazona massima di tensione, che dal giuntosaldato si allarga nelle vicinanze dellazona di confine tra zona riscaldata ezona mantenuta sufficientemente fredda. In pratica, l’unico caso in cui il tratta-mento di ricottura localizzato puòportare ad un certo beneficio è il caso digiunti circonferenziali di tubazioni ocomunque di costruzioni a geometriacilindrica libere di dilatarsi longitudinal-mente. In questo caso sussiste la possibi-lità da parte del tubo di subire dilatazionicìrconferenziali infinitesime, che ridu-cono la condizione di autovincolo dellaparte riscaldata in corso di dilatazionerendendo minimo il ricalcamento diquesta zona. Per questi giunti si haquindi la possibilità di conseguire uncerto effetto di distensione.Il metodo viene impiegato, in pratica,riscaldando una fascia a cavallo delgiunto saldato; è da notare che lalarghezza di tale fascia può variare anchesignificativamente prendendo in consi-derazione i criteri contenuti in alcuni deipiù autorevoli codici o norme applicatisul piano nazionale o internazionale.

Precisiamo che le considerazioni svoltenon si applicano per i giunti longitudi-nali dei tubi, per i quali il trattamentolocalizzato non presenta nessunvantaggio.Si deve quindi osservare che buona partedei trattamenti termici di distensionelocalizzati agisce principalmente cometrattamento di rinvenimento di strutturerese poco duttili dai cicli termici disaldatura; il loro effetto di distensionenon elimina, per contro, i forti gradientidi tensione esistenti nella zona termica-mente alterata dei giunti, ma lasciasussistere nei giunti stessi (in ZTA ed indue fasce di materiale immediatamenteadiacenti) tensioni residue di entità nontrascurabile, funzione del tipo di acciaio,della temperatura di trattamento e dalledimensioni dell’elemento.Di conseguenza, il risultato di un tratta-mento localizzato eseguito con talicriteri è di certo diverso da quello di untrattamento di distensione in fornoeseguito sull’intero apparecchio; mancacomunque una sperimentazione mirata amettere in luce le reali conseguenzepratiche che tale differenza può compor-tare, ad esempio dal punto di vista deirischi di rottura fragile.

5.3.4 Trattamento di stiramento allafiamma

Il suo concetto discende immediata-mente da quanto visto a propositodell’applicazione temporanea di uncarico al telaio raffigurante il modello diun giunto saldato. Infatti l’applicazionedi un carico dì trazione agente secondol’asse del cordone provoca uno scorri-mento plastico della zona tesa che porta,dopo l’eliminazione del carico, ad unanuova distribuzione delle tensioni longi-tudinali, con diminuzione di quelle piùelevate.Nel caso di questo trattamento lo stira-mento del giunto viene conseguito attra-verso il riscaldamento di due strisce acavallo del cordone: nascono così ledilatazioni termiche che portano agliscorrimenti plastici desiderati nella zonacentrale tesa (Fig. 32). L’effetto termicoviene quindi sfruttato unicamente perprovocare un effetto meccanico ditrazione sul giunto saldato.È pertanto opportuno che le due zonelaterali riscaldate mantengano le propriedeformazioni non molto al di fuori delcampo elastico, evitando marcati feno-

Figura 31 - Applicazione di calde di ritiroper il contenimento delle deformazioni di unatrave composta a T.

Calde di ritiro

A

M N

B



meni di ricalcamento che altererebberoil risultato. Le deformazioni plastichedevono intervenire soprattutto nellazona centrale che si trova già sollecitataallo snervamento ed è costretta a seguireper congruenza le zone laterali. Perquesto motivo la temperatura delle zonelaterali non deve superare i 200°÷250°C,mentre posizione, potenza termica evelocità di avanzamento delle fiammevanno regolate in funzione dello spes-sore e dimensioni degli elementi checompongono il giunto.Va precisato che questo metodo hainfluenza solo sulle tensioni longitudi-nali; quelle trasversali rimangono inalte-rate, dopo il trattamento.

5.3.5 Martellatura

La martellatura della saldatura puòassolvere il duplice scopo di raddrizzarei pezzi deformati e di eliminare o ridurrele tensioni residue di saldatura; essainfatti è in grado di produrre delle defor-mazioni plastiche locali che, se opportu-namente provocate, possono raggiun-gere i due suddetti scopi. Esempi sperimentali dei risultati ottenuticon martellatura sono riportati neidiagrammi della Figura 33 (per solleci-tazioni longitudinali) e della Figura 34(per sollecitazioni trasversali). Talidiagrammi, tracciati da Jonassen,Merian e De Garmo, mettono inevidenza la riduzione di sollecitazionenel caso di piastre vincolate specie dopomartellatura a freddo delle passate finali.La martellatura deve essere eseguitapassata per passata in modo da allungarecon gradualità le zone soggette atensione ed effettuata con perizia dapersonale esperto.Essa infatti, con l’aumentare delle defor-mazioni plastiche, può produrre perico-lose sollecitazioni di tensione nelle zoneadiacenti, incrudire il materiale ed anchepeggiorare le proprietà di certi acciai neiriguardi dell’invecchiamento.Di conseguenza non è consigliabileeffettuare, nella pratica delle costruzioni,la martellatura sulle passate finali,mancando in questo caso l’effetto di trat-tamento termico delle passate succes-sive.

5.3.6 Trattamento di distensione pervibrazione - VSR

Soprattutto nel caso in cui il tradizionaletrattamento termico di distensione (TSR,

Solle

cita

zion

i lon

gitu

dina

li (N

/mm

2 )

senza martellatura

martellatura di tutte le passate tranne la prima, subito dopo l’esecuzione di ciascuna

martellatura delle passate di superficie, dopo raffreddamento

Solle

cita

zion

i tra

sver

sali

(N/m

m2 )

senza martellatura

martellatura di tutte le passate tranne la prima, subito dopo l’esecuzione di ciascuna

martellatura delle passate di superficie, dopo raffreddamento

Figura 33 - Variazione delle tensioni residue longitudinali di saldatura a seguito dimartellatura.

Figura 32 - Effetto del trattamento di distensione a bassa temperatura sulle tensioni di ritiro.

Sollecitazione longitudinaledopo saldatura

Lamiera da m. 2x1,20

Zona riscaldata180°-200°

Zona riscaldata180°-200°

N/mm2C

ompr

essi

one

o te

nsio

ne

Sollecitazione longitudinaledopo il trattamento di

distensione a bassatemperatura

Sollecitazione trasversaledopo il trattamento di distensionea bassa temperatura

Figura 34 - Variazione delle tensioni residue trasversali di saldatura a seguito di martellatura.



Thermal Stress Relieving) si presentidifficoltoso, critico o impossibile per ivolumi e le masse in gioco può esserevalutata l’effettuazione di un trattamentodi distensione per vibrazione (VSR,Vibratory Stress Relieving).Il principio fisico del metodo è basatosull’induzione del pezzo di vibrazioni difrequenza inferiore o pari a quelle dirisonanza del componente allo scopo diridurre l’entità delle tensioni residue dipicco, quindi anche di quelle medie,attraverso l’energia associata alle ondeelastiche responsabili delle vibrazioni:tale energia può consentire micro defor-mazioni a livello reticolare che consen-

tono alla strutturadel manufatto ditrovare condi-zioni di minoreenergia, quindi dimaggiore stabi-lità.N e l c a s o d ifabbricazione dis t r u t t u r e nonsoggette a pres-s ione in te rna ,considerando ledimensioni e legeometrie talvolta

in gioco, il trattamento si può rivelare diinteresse, specie alla luce di talune indi-cazioni riportate da norme o codici chesconsigliano per ragioni microstrutturalil’effettuazione del classico TSR (è ilcaso dell’americano AWS D1.1, relati-vamente agli acciai tipo ASTM A514,A517, A709 o grado 100).Per quanto non sia facile reperire infor-mazioni scientificamente attendibili suprove validate con criteri industriali,sembra che l’impiego di frequenze pari aquelle di risonanza dia risultati più effi-caci rispetto alle frequenze inferiori.

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Figura 35 - Il trattamento VSR di un componente di grandi dimensioni.

Michele MURGIA, laureato in Ingegneria Meccanica presso la Facoltà diIngegneria dell’Università di Genova nel 1991, è entrato all’Istituto Italianodella Saldatura nel 1992 ed ha maturato esperienza nel settore della forma-zione e dell’assistenza tecnica, con particolare riguardo ai controlli nondistruttivi e alla saldatura di materiali termoplastici e compositi. È certificatoEuropean / International Welding Engineer, European Welding InspectionEngineer / International Welding Inspector Comprehensive, Livello 3 EN 473.Coordina i Gruppi di Lavoro “Requisiti di qualità in saldatura” ed “Incol-laggio di tubazioni e raccordi di PVC ed ABS” della Sottocommissione MistaUNI “Saldature” - UNIPLAST “Saldatura delle materie plastiche” di cui èPresidente dal 2005; è membro del Comitato “Plastic welding” dell’EWF(European Welding Federation) e, dal 2001, del Group A “Education, trai-ning and qualification” dello IAB (International Authorisation Board)dell’IIW (International Institute of Welding). Responsabile dell’Area salda-tura materie plastiche dell’IIS nel 1994, dell’Area corsi teorici nel 1996,attualmente ricopre il ruolo di Responsabile dell’intera Divisione Forma-zione ed Insegnamento dell’Istituto Italiano della Saldatura.


* TU Ilmenau - Fachgebiet Fertigungstechnik - Ilmenau (Germania).

Sommario / Summary

Saldatura per diffusione,un esempio di rapid toolingJ. Wilden *J.P. Bergmann *S. Jahn *M. Sagrauske *

La saldatura per diffusione viene spesso indicata come unmetodo di giunzione poco economico e con lunghi tempi.In verità un corretto uso di questa metodologia dimostra che lasaldatura per diffusione rappresenta un processo di saldaturacon molteplici aspetti positivi in particolare per applicazioni,in cui debbano essere ricavate strutture interne per liquidi diprocesso.L’articolo vuole dare uno spunto sulle varie possibilità e suigradi di libertà, che possono essere raggiunti con la saldaturaper diffusione e concetti di rapid tooling. In questo articolovengono presentati alcuni esempi ed alcune applicazioni.

The application of diffusion welding in production of tools aswell as components, which have internal channels, is a verysuccessful way in order to increase functionality of structuresfor micro-application.

Indeed the slicing of bulk-components reduces complicated3-D shapes into a molteplicity of 2-D slices, which can beeasily processed and then joined to each other. Diffusionwelding of tempered tools was performed and some strategiesas well as the methodology are reported in this paper. Furtherdiffusion welding of different materials to each other repre-sents a new way in order to enhance the performance of suchcomponents.

Keywords:Diffusion welding; optimisation; process procedures; solidphase welding; utilisation; welding without filler.


Wilden J. et al. - Saldatura per diffusione, un esempio di rapid tooling

qualche millimetro, ma che hanno unageometria diversa. Nel caso di micro-strutturazione vengono spesso richiesticanali con una sezione di 50x50 μm2.Dopo aver semplificato il componente inun numero di lamelle con diverse carat-teristiche (“Slicing”), queste possonoessere lavorate singolarmente tramite adesempio taglio al laser. Ricompattando isingoli lamierini e congiungendoli èpossibile ricreare le geometrie internecome da disegno di progetto (Fig. 4). Questa metodologia offre il vantaggio diun elevato numero di gradi libertà nella

Introduzione

Gli sviluppi degli ultimi anni hanno deli-neato nuovi trends nella progettazione ecostruzione di componenti per l’indu-stria ad esempio meccanica, chimica oper la lavorazione delle plastiche.In particolare la richiesta di utensili conun’elevata funzionalità e piccole dimen-sioni richiedono un’ulteriore struttura-zione, in modo da localizzare le funzionidi processo in piccoli volumi. Si pensi,ad esempio, a scambiatori termici persorgenti laser, oppure a microreattori oad utensili per la lavorazione delleplastiche. In ognuno di questi compo-nenti sono richiesti canali interni didiverse forme, direzione e geometria,che servono o per i liquidi di processo oper il raffreddamento o riscaldamentomirato dell’utensile. La lavorazione delle plastiche per pres-sofusione è fortemente caratterizzata daridotti tempi di ciclo, che possono essereraggiunti con un raffreddamento delfuso. Questo, però, deve avvenire inmodo tale, che anche su lunghi percorsinon avvenga una solidificazione, conotturazione degli ugelli, anche percomponenti di forma complicata. L’ap-portare canali sia di raffreddamento chedi riscaldamento nelle vicinanze dellepareti, rappresenta una soluzione perincrementare la qualità e la riproducibi-lità del processo, come riportato nellaFigura 1. La geometria e la posizione dei canalirappresenta un fatto determinante per ilciclo termico. Si prenda l’esempio didue tipi di strutturazione come rappre-sentati nella Figura 2. Sebbene la sezione totale dei canali diraffreddamento sia rimasta costante trale due soluzioni, è possibile notare chesulla superficie superiore del compo-nente/utensile, nel caso di un elevatonumero di canali di dimensioni piùpiccole, viene raggiunta una regione conuna distribuzione della temperaturauniforme più estesa. Ed è proprio sottoquesti aspetti, che a seguito della persi-

stente miniaturizzazione di componentiplastici per le applicazioni medicalioppure per la meccanica di precisione,sono necessarie nuove metodologie,come quella di rapid tooling. Si pensi ad esempio al componente dellaFigura 3, in cui sono previsti canali conun andamento elicoidale. Questo nonpuò essere prodotto tramite lavorazioneper asportazione di truciolo, bensì conun metodo di prototipazione rapida. L’utensile viene diviso virtualmente inun numero di lamelle, che possono averespessore da pochi micrometri fino a

Figura 1 - Esempio di strutturazione interna di utensili per la lavorazione delle plastiche.

Figura 2 - Influenza del tipo di strutturazione sulla distribuzione della temperatura in superficie.

Plastica solidificata

Superficie da raffreddareSezione totale deicanali: 30 mm2

Perimetro totale120 mm

Perimetro totale34 mm

Plastica fusa

Canali per il raffreddamento ed il riscaldamento



progettazione dei canali interni. La giun-zione delle singole lamelle fino aformare un componente massivo, devecondurre ad una giunzione sullacompleta superficie. Inoltre per alcuneapplicazioni in campo chimico, ilcomponente deve avere elevate caratte-ristiche di resistenza alla corrosione.La saldobrasatura in forno delle singolelamelle rappresenta sicuramente unmetodo di giunzione, anche se l’utilizzodi materiali di brasatura riduce spesso latemperatura di esercizio e la resistenzaalla corrosione. In alcuni casi, inoltre, icanali vengono intasati da alcuni resti

del materiale solidifi-cato. La saldatura perdiffusione rappresentain questo caso un’ot-tima soluzione perprodurre utensili cone l e v a t e p r o p r i e t àmeccaniche.

Saldatura perdiffusione

La saldatura per diffu-sione viene raggrup-pata tra i metodi disaldatura allo statosolido ed avviene atemperature omologhetra 0,5-0,8. La diffu-sione dei singoli atomioltre la superficie dic o n t a t t o a v v i e n esecondo la legge diFick, per la quale lospostamento (x) èdirettamente propor-zionale alla tempera-tura (T in [K]), altempo (t in [s]) ed

inversamente proporzionale (andamentoesponenziale) alla energia di attivazione[Q in kJ/mol] [1]:

La diffusione può avvenire in tre modi(Fig. 5): in superficie, ai bordi di grano onel volume.L’energia di attivazione ha un valoremassimo nel volume, mentre il minimo èin superficie [2].

All’atto pratico la superficie di contattotra i componenti da saldare presentaossidi, che possono influenzare la salda-tura. Sulle due superfici in contattoagisce una pressione meccanica che puòavere valori molto diversi da pochiN/mm2 fino a 40 N/mm2 e che dipendedai materiali utilizzati e dalla finiturasuperficiale. Un modello macroscopico sull’anda-mento del processo di saldatura per diffu-sione viene presentato in (Fig. 6 [3]).L’unione può essere descritta tramite unostadio iniziale e tre stadi che si susse-guono. Nella fase iniziale vengono a contattosolo pochi punti sulla superficie, chepresenta una relativa rugosità. Conaumento della temperatura e grazie allapresenza di una forza, che agisce inizial-mente localmente, il materiale sideforma (scorrimento plastico e viscoso)e la superficie di contatto aumenta (ladeformazione totale del componente è dicirca 2-3%). Proprio in questa fase vienedistrutto lo strato continuo di ossido insuperficie. Una nuova ossidazione dellasuperficie non può più avvenire, vistoche ci si trova in condizioni inerti. Larugosità delle superfici deve avere unvalore di Ra pari a 0,3-0,4 μm. In un secondo stadio in cui i due compo-nenti sono a stretto contatto tra loro, siassiste a fenomeni diffusivi di diversotipo. Dal punto di vista fenomenologicoil volume degli spazi vuoti presenti tra lesuperfici viene ridotto, mentre dal puntodi vista metallurgico si hanno diversifenomeni che si sovrappongono (Fig. 7[4]): • Scorrimento plastico nelle zone con

una elevata sollecitazione di pres-sione meccanica.

• Diffusione superficiale (1-3) cheparte dalla superficie degli spazi vuotiverso la zona di contatto (riduzione

Figura 3 - Esempio di utensile per lapressofusione.

Raffreddamento

Disegno diprogetto Slicing Taglio Giunzione Finishing Utensile

Riscaldamento

Figura 4 - Metodologia per la costruzione di utensili con strutture interne.



della superficie a volume costante)con una ridistribuzione del materiale.

• Diffusione di volume, dall’interno delcomponente alla superficie dicontatto (2).

• Diffusione ai bordi di grano (4) dallazona saldata alla zona di contatto eriduzione del volume delle zone nonsaldate.

• Diffusione di volume dall’interfacciaalla zona di contatto (5).

• Scorrimento viscoso (6). In un ultimo stadio predomina la diffu-sione per volume, che porta alla ridu-zione di zone non saldate all’interno deisingoli grani. Un esempio di giuntosaldato in Ti6Al4V è riportato nellaFigura 8. Per lo sviluppo del processo di saldaturavengono considerati in linea di massimatre parametri: tempo, temperatura e pres-sione meccanica. In particolare secondola legge di Fick vale che, per elevate

temperature è possibile ridurre il tempodi saldatura e viceversa. Nella Figura 9 è riportato un microscam-biatore di calore prodotto tramite salda-tura per diffusione di lamierini di mate-riale austenitico 1.4301 (X4CrNi18 9).In questo caso la saldatura è avvenuta a1050°C per una durata di 60 minuti. In realtà nel caso di componenti conmicrocanali da 50-100 μm devono essereprese delle precauzioni a tale riguardo.In effetti per elevate pressioni mecca-niche, deve essere mantenuta bassa latemperatura e quindi allungati i tempi,poiché altrimenti si assiste ad unaelevata deformazione delle lamelle e deicanali. Per basse pressioni, invece, sonovisibili dopo saldatura regioni in cui nonè avvenuta la giunzione tra le lamiere. Nella Figura 10 è riportato un similecomportamento per la saldatura perdiffusione di lamierini da 200μm diacciaio austenitico 1.4301 (X4CrNi18 9)

a 1050°C per una durata di 60 minuti.Nel primo caso in cui è stata esercitatauna pressione molto bassa pari a 0,6N/mm2 è possibile riconoscere zone incui non vi è una unione tra le lamelle.Nel caso di una pressione 10 voltemaggiore (6 N/mm2) non risultano zonenon saldate, bensì una deformazione delcanale. Una soluzione a questo problema puòessere presa introducendo già in fase diprogetto delle superfici dedicate, cheservano da compensazione e chepossano essere deformate senza perditadelle funzionalità del componente.Una simulazione viene rappresentata inFigura 11 a) ed indica, che con l’apportodi superfici di compensazione, la formadel canale rimane pressochè inalterata.Il risultato sperimentale è riportato inFigura 11 b) e conferma la modellazione. Inoltre sono da considerare in manieramaggiore effetti dovuti alla lavorazione,

Figura 5 - Diversi percorsi di diffusione.

Figura 8 - Giunto saldato per diffusione diTi6Al4V.

Figura 6 - Modello macroscopicosull’andamento della diffusione(secondo [1]).

Figura 7 - Andamento microscopico dellasaldatura per diffusione ([4])

Situazione inizialePoche zone di contatto a basse temperature

Stadio 1Aumento della superficie di contattocon scorrimento plastico

Stadio 2Riduzione delle zone non saldate e crescitadi grani oltre l’interfaccia

Stadio 3Riduzione delle zone non saldate



al posizionamento ed alla successionedelle saldature. Proprio l’influenza diquest’ultima viene descritta in modoesemplificativo per la struttura dellaFigura 12, in cui la trasmissione dellaforza (pressione) da lamella a lamellanon avviene in modo uniforme per lapresenza di discontinuità.Qualora venga eseguita una unica salda-tura, la mancanza di una continuità dimateriale tra le lamelle risulta come una“non saldatura” (Fig. 13 a). In casi comequesti è consigliabile suddividere ilcomponente in sottogruppi e, adesempio, effettuare prima la saldaturadei gruppi 1 e 2, poi la saldatura conclu-siva (Fig. 13 b).

Un esempio di rapid tooling

Il componente della Figura 14 è statosaldato per diffusione con una batteria dicanali da 100μm che si trovano in pros-simità della superficie. Un test delleproprietà è stato effettuato misurando lavariazione della temperatura in super-ficie sia con termocoppie, che per emis-sione (termografia).Il diagramma della Figura 15 mostra lacurva di riscaldamento (con una velocitàdi 3,8 K/s) e di raffreddamento (6,5 K/s)della superficie in funzione della tempe-ratura del medium refrigerante (in

Figura 11 - a) Modellazione della forma delcanale e b) risultato sperimentale.

Figura 12 - Struttura di prova con canalinelle lamelle 2 e 3 sfalsati.

Figura 10 - Esempio di ottimizzazione del processo di saldatura.

a)

A

B

senza compensazione con compensazione

Lamella 1

Lamella 2

Lamella 3

Lamella 4

Lamella 3

Lamella 2

Lamella 1

con compensazione

Deformazione del canale

Zone con giunzione difettosa

b)

Figura 9 - Esempio di rapid tooling per uno scambiatore di calore.



riscaldamento, mentre sono necessaricirca 25 secondi durante il raffredda-mento (Fig. 16).

Possibilità diprodurrecomponentifit-for pourpose

La saldatura perdiffusione presentaulteriori potenzia-lità, che possonoessere usate per laprototipazione diutensili.In particolare il fattoche la giunzioneavvenga allo statosolido dà la possibi-lità di combinarediversi materiali traloro, senza che sicompongano fasiintermetalliche. Le proprietà del

rame, che ha una elevata conducibilitàtermica e dell’acciaio, che porta le carat-teristiche meccaniche, possono esserecombinate in un unico prodotto (Fig. 17)senza dovere ricorrere ad una saldaturaper fusione. Una parte della fase di ottimizzazionedel processo di saldatura è riportata nellaFigura 18. La temperatura ottimale è dicirca 680°C ed il tempo di permanenzadi circa 60 minuti. Nel caso di materiali in lega leggeracome alluminio e titanio, che nonpossono essere saldati per fusione, lasaldatura per diffusione permette dievitare la formazione di fasi intermetal-liche (Fig. 19). In questo caso la diffu-sione dell’alluminio avviene in modocontrollato nella zona di miscibilitàdell’alluminio nel titanio. Il limite dimiscibilità è di ca. 10-at.-% alle tempe-rature di 500-550 °C. Nella Figura 20 sono riportati dueesempi di saldatura per diffusione traalluminio e titanio a 550°C per 15 e 45minuti. La zona di diffusione che siforma è tra 2-3 μm di spessore.

Conclusione

La saldatura per diffusione presentamolteplici aspetti positivi, che possonoessere utilizzati per la produzione dicomponenti, che abbiano caratteristichemeccaniche e termiche pertinenti. Nelcorso dell’ articolo sono stati descrittimetodologie e strategie per la ottimizza-zione del processo e per il migliora-mento delle proprietà del componente.

Figura 13 - a) Saldatura unica e b) saldatura modulare.

questo caso acqua con portata tra 5,8 e13,5 l/min). La distribuzione della temperatura insuperficie conferma inoltre, che uncampo di temperatura uniforme vieneraggiunto dopo 13 secondi in fase di

Lamella 1Lamella 2

Lamella 3

a)

Temperaturverlauf Aufheizen

Figura 14 - Esempio di utensile con strutturaintegrale.

Aufheizen (T = 73° C, 5,8 l/min)Aufheizen (T = 68° C, 5,8 l/min)Aufheizen (T = 67° C, 13,5 l/min)

Temperaturverlauf Kühlen

Figura 15 - Andamento della temperatura a) in fase di riscaldamento e b) in fase di raffreddamento in funzione della temperatura del liqudorefrigerante.

b)

Kühlen (T = 18° C, 10,0 l/min)



Zeit [s]Zeit [s]

Tem

pera

tur [

°C]

Tem

pera

tur [

°C]



In particolare la saldatura per diffusionepermette di ampliare lo spettro di mate-riali da utilizzare. La giunzione avvienea temperature al di sotto della tempera-tura di fusione e senza l’utilizzo di mate-riali d’apporto.

Ringraziamenti

Gli autori desiderano ringraziare l’As-sociazione per la ricerca “DeutscherVerband für Schweißen und verwandteVerfahren” (FV DVS), l’Associazioneper la ricerca industriale (AiF) ed ilMinistero per l’Industria della Repub-blice Federale Tedesca, che hannofinanziato le ricerche nell’ambito didue progetti di ricerca: “Saldatura perdiffusione di utensili per microlavora-zione” (AiF-Nr.:13.772 B, 1.8.2003-31.7.2005) e “Saldatura per diffusionedi giunti misti a base titanio” (AiF-Nr.:13.772 B, 1.9.2006-31.8.2008).

a) riscaldamento

Figura 18 - Diverse prove di saldatura per diffusione di acciaio da utensili con rame.

Acciaioresistenza all’usura

Rameelevata conducibilitàtermica

T = 610 °C, t = 30 min T = 680 °C, t = 30 min T = 680 °C, t = 60 min

Superficie di lavorazione

1.2767 1.2767 1.2767

Cu

irregolarità irregolarità

Cu Cu

b) raffreddamento

Figura 16 - Misura della distribuzione dellatemperatura in superficie tramite termografia.

Figura 17 - Esempio di ottimizzazione delleproprietà di utensili tramite material-Mix.

Figura 19 - Diagramma di stato Ti-Al con indicazione della regione di saldatura perdiffusione [5].

Weight percent aluminum

Atomic percent aluminum

Tem

pera

ture

°C



Bibliografia

[1] Günther W.D., Mehlhorn H., Wiesner P.: «Diffusionsschweißen», VEB Verlag Technik, (1978).

[2] Kazakov N.F.: «Diffusion bonding of materials», Pergamon Press, (1985).

[3] Lison R.: «Untersuchung der Herstellmöglichkeiten und der Eigenschaftendiffusionsgeschweißter Übergänge von den Iva, Va»,Via Metallen auf einen austenitischen oder ferritischen rost- und säurebeständigen Stahl. Diss., RWTH Aachen, (1982).

[4] Mahoney W.M., Bampton C.: «Fundamentals of diffusion bonding», 156-159.

[5] ASM International, Binary alloys.

Johannes WILDEN, laureato in Fisica ha ottenuto il dottorato diricerca in Ingegneria dei Materiali presso la RWTH Aachen. Dopoun’esperienza in campo industriale ha fatto ritorno alla ricercacome ingegnere capo al Lehrstuhl für Werkstofftechnologie dell’U-niversità di Dortmund, dove ha ottenuto la venia legendi in Tecno-logie Meccaniche. È già stato docente universitario presso l’Univer-sità di Chemnitz (Germania) prima di diventare ordinario diTecnologie Meccaniche presso il Fachgebiet Fertigungstechnikdella Technische Universität Ilmenau (Germania), di cui è il diret-tore. È autore e coautore di più di 200 pubblicazioni.

Jean Pierre BERGMANN, laureato con lode in Ingegneria Mecca-nica presso l’Università di Ancona, dottore di ricerca presso l’Uni-versità di Bayreuth è International Welding Engineer dal 1999. Finoal 2003 ha lavorato come ricercatore e poi come capogruppo“Lavorazione di materiali” ed ingegnere capo presso il LehrstuhlMetalliche Werkstoffe dell’Università di Bayreuth (Germania). Dal2003 è ingegnere capo e capogruppo “Saldatura/riporti superfi-ciali” presso il Fachgebiet Fertigungstechnik della TechnischeUniversität Ilmenau (Germania). Si occupa di idoneità alla salda-tura di materiali leggeri sia con tecniche tradizionali che con tecno-logie innovative, di saldatura per diffusione e di riporti superficialimacro con plasma e laser. È autore e coautore di più di 100 pubbli-cazioni.

Simon JAHN, laureato nel 2003 presso la Technische UniversitätIlmenau, è ricercatore presso il Fachgebiet Fertigungstechnik ecapogruppo lavorazioni per asportazione di truciolo. Si occupa tral’altro di saldatura per diffusione di materiali metallici, di thermalspraying così come di aspetti di nanotecnologia nei processi di giun-zione. È autore e coautore di più di 20 pubblicazioni.

Marc SAGRAUSKE, laureato nel 2004 presso la Technische Univer-sität Ilmenau con una tesi sulla costruzione e produzione di uetnsiliper la pressofusione. È stato ricercatore presso il Fachgebiet Ferti-gungstechnik fino al 2005.

a) b)

Al99,5

Al99,5

Ti2Zona di diffusioneZona di diffusione

Ti2

T 550°Ct=45 minPressione meccanica 6 N/mm2

T 550°Ct=15 minPressione meccanica 6 N/mm2

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(°) Memoria presentata alla Giornata di Formazione e Aggiornamento IIS:“La salute in saldatura” - Genova, 26 Ottobre 2006.

* DIMEL, Sezione di Medicina del Lavoro, Università di Genova.

Sommario / Summary

Agenti fisici (rumore, radiazioni emicroclima) e salute in saldatura (°)

F. Traversa *T. Valente *N. Debarbieri *

Le attività di saldatura comportano l’esposizione a diversiagenti fisici che possono avere effetti anche rilevanti sullasalute dei lavoratori.Ai fini della prevenzione dei danni alla salute, gli agenti dimaggiore importanza sono il rumore e gli ultrasuoni, le vibra-zioni, le radiazioni elettromagnetiche (in particolare tutto lospettro delle radiazioni non ionizzanti, ed ancora più in parti-colare le radiazioni ottiche) ed i fattori microclimatici.Nel presente lavoro vengono sommariamente trattati glieffetti biologici degli agenti in questione e le concrete possi-bilità di esposizione a questi fattori di rischio da parte deilavoratori addetti alla saldatura e tecniche collegate.

The welding tasks involve the exposure to various physicalagents who can have important effects on the health of theworkers.

The most important factors to take into account are: noise,ultrasounds, electromagnetic fields (in particular the wholespectrum of the not ionizing radiation and above all theoptical radiation), vibrations, and microclima.In the present job, the biological effects of such agents andthe concrete possibilities of exposure to these risk factors forthe welders and other related workers are briefly analyzed.

Keywords:Electromagnetic fields; environment; health and safety;noise; operators; radiation hazards; risk evaluation; vibra-tion; welding.



F.Traversa et al. - Agenti fisici (rumore, radiazioni e microclima) e salute in saldatura

1. Rumore

I fenomeni acustici appartengono allafamiglia dei fenomeni oscillatori mecca-nici ed i parametri che li caratterizzanosono la frequenza e l’ampiezzadell’onda.Le onde di compressione si traducono,in funzione del tempo t, in una varia-zione di pressione, Δp(t), all’internodella pressione ambiente: l’orecchio,considerato come un sensore differen-ziale di pressione, capta il termine Δp(t)come un microfono.Le oscillazioni di frequenza compresa fra20 Hz e 16.000 Hz sono percepibilidall’orecchio umano come suoni: al difuori di questo intervallo si hanno rispet-tivamente gli infrasuoni e gli ultrasuoni.I suoni possono essere caratterizzati daoscillazioni di una singola frequenza(tono puro), o da una mescolanza dioscillazioni di varia frequenza e intensità.L’intensità del suono è una grandezzavettoriale ed equivale alla potenzasonora P (in Watt), trasportata daun’onda di superficie S (in m2), pertantosi misura in Watt/m2. L’intensità èproporzionale al quadrato della varia-zione della pressione atmosferica cheaccompagna l’onda sonora.La differenza di intensità fra un suonofortissimo ed un suono debolissimo èmolto elevata (un suono fortissimo haun’intensità pari a milioni di volte quelladi un suono debolissimo, a parità difrequenza), perciò si è ritenuto piùconveniente esprimere l’intensità deisuoni con una scala logaritmica, anzichécon una scala aritmetica. Si ha laseguente equazione:

Livello di intensità L = 10 log10 (J/J0)

ove J/J0 rappresenta la variazione diintensità dal minimo livello percepibileJ0 (pari a 10-12 W/m2) a quello del suonoin questione J, che accompagna latrasmissione dell’onda sonora. Il livellodi intensità del suono (L) si esprime indecibel (dB).

I suoni si possono inoltre distinguere insuoni puri e suoni misti a seconda chesiano o no caratterizzati da una singolafrequenza.Negli ambienti di lavoro la rumorositàprodotta dalle varie macchine ed attivitàmuta le proprie caratteristiche nellospazio e nel tempo.

1.1 La valutazione del rischio

Il metodo di misurazione deve consen-tire l’elaborazione del segnale acusticoprodotto dal fenomeno fisico in modotale da riprodurre, quanto più fedelmentepossibile, il comportamento dell’organodell’udito: in pratica si deve attribuiremaggiore peso ai suoni con frequenzemedie piuttosto che a quelle basse o alte(nel campo dell’udibile). Pertanto sonostate adottate curve di ponderazione delsegnale corrispondenti alle curve diisosensazione sonora per i diversi livellidi intensità e sono state indicate con leprime lettere dell’alfabeto. Da ricercheeffettuate risulta che, nella maggiorparte delle misure di rumore industriale,gli indici di rischio coincidano conquelli ricavati dalla sola misura dellivello in dB(A).Gli effetti della intensità e della duratadella stimolazione sonora sulla faticauditiva e sulla sordità sono interdipen-denti. Si ammette che l’entità del deficituditivo sia legata al prodotto fra inten-sità e durata, cioè all’energia sonora.Quantità uguali di energia dovrebberoprodurre perdite uditive uguali. Intermini di valutazione del rischio èdunque utile valutare l’energia sonoratotale ricevuta in un tempo T, che puòessere uguale alle 8 ore di una giornatadi lavoro. L’energia totale, rapportata altempo T, fornisce il cosiddetto livelloacustico equivalente (LAeq,Te), cherappresenta il livello globale della pres-sione acustica ponderata A di un rumorecontinuo che darebbe la stessa energiaacustica del rumore a carattere flut-tuante, tipico dell’esposizione professio-nale.Vale la seguente equazione approssi-mata:

LAeq,Te = 10 log (1/T) Σ 10Li/10 ti

in cui T = durata totale della misura = Σ ti,Li= livello i-esimo in dB(A),ti = durata di esposizione al livello

i-esimo.

Il livello acustico equivalente è un primoimportante descrittore dell’esposizione arumore, ma l’indicatore che stabilisce ilrischio è il “livello di esposizione gior-naliera al rumore” (LEX,8h), che è defi-nito dal d. lgs. 195/06 (che ha modificatoil d. lgs. 626/94) come il valore medio,ponderato in funzione del tempo, deilivelli di esposizione al rumore per unagiornata lavorativa nominale di otto ore,definito dalla norma internazionale ISO1999: 1990 punto 3.6. Si riferisce a tutti irumori sul lavoro, incluso il rumoreimpulsivo. È espresso con la seguenteformula:

LEX,8h = LAeq,Te + 10 log (Te/8)

in cui Te è la durata quotidiana dell’e-sposizione personale del lavoratore alrumore in ore.Per esposizioni variabili anche neidiversi giorni della settimana, si puòutilizzare l’esposizione settimanale.Il livello di esposizione giornalieracorregge il livello acustico equivalentetenendo conto del tempo di esposizionegiornaliero di ciascun operatore.Un riferimento generale per la strategiadi misurazione può essere la normaUNI 9432, che identifica tre possibilisituazioni.Se il rumore è variabile per tutto iltempo di esposizione, il tempo di misu-razione non può essere inferiore aquello dell’effettiva esposizione. Sedurante le lavorazioni si possono identi-ficare intervalli di tempo, Tp, con rumo-rosità omogenea, si potranno misurare ilivelli equivalenti per intervalli di tempoTm < Tp, tali da consentire la stabilizza-zione del dato; il livello di esposizionegiornaliero può essere quindi calcolatocon la media dei singoli livelli equiva-lenti per i rispettivi tempi di esposi-zione, rispetto al tempo totale di esposi-zione.Nella valutazione del rischio il d. lgs.195/06 considera anche la pressioneacustica di picco (ppeak), definita come èil valore massimo della pressioneacustica istantanea ponderata infrequenza «C».Nella Tabella I sono riportati i valorilimite per esposizione al rumore previstidal d. lgs. 195/06 e gli adempimentirichiesti al datore di lavoro per il supera-mento di determinati livelli di esposi-zione del personale.



Il datore di lavoro sceglie dispositivi diprotezione individuale dell’udito checonsentono di eliminare il rischio perl’udito o di ridurlo al minimo, previaconsultazione dei lavoratori o dei lororappresentanti. Egli è tenuto alla verificadell’efficacia dei dispositivi di prote-zione individuale dell’udito.Il datore di lavoro tiene conto dell’atte-nuazione prodotta dai dispositivi diprotezione individuale dell’udito indos-sati dal lavoratore solo ai fini di valutareil rispetto dei valori limite di esposi-zione.La determinazione dei LEX,8h può esseretutt’altro che semplice: se l’attività dellavoratore non è legata ad un ciclo lavo-rativo ben definito e sempre uguale(caso, ad esempio, dei manutentori, deifalegnami, dei lavoratori dell’edilizia oin generale della cantieristica), non saràfacile o possibile trovare giornate (osettimane) di lavoro standard. Il fattoche le prescrizioni di legge siano legatepiù a fasce di rischio che non allo speci-fico LEX,8h, può essere di aiuto nellavalutazione, ma diventa arduo ottenerequella precisione di determinazione chesembra essere il principio ispiratoredella legge stessa.

1.2 Effetti biologici del rumore

L’esposizione ad onde acustiche deveessere differenziata, per l’esame deglieffetti biologici, in due categorie caratte-rizzate da diversi ambiti di frequenza: ilrumore udibile e gli ultrasuoni.

1.2.1 Rumori e suoni di frequenzaudibile

Le onde sonore che raggiungono il

nostro orecchio vengono successiva-mente inviate attraverso vie nervoseparticolari al cervello, che le elabora inpercezioni uditive.Possono raggiungere il nostro cervellosolo frequenze comprese tra 20 Hz e16.000 Hz.Suoni e rumore di elevata intensitàpossono provocare due tipi di danni:danni all’orecchio e quindi alla funzioneuditiva, e danni cosiddetti extrauditivi.Gli effetti dannosi più evidenti sono acarico dell’orecchio. A seconda dell’in-tensità e della durata del rumore possonoverificarsi due diverse situazioni:• un rumore molto forte, come un’e-

splosione, provoca un’onda d’urtoche dà luogo a dolore e talvolta addi-rittura ad una lacerazione deltimpano; inoltre può danneggiare lecellule sensoriali con riduzione anchegrave dell’udito;

• un rumore meno forte, ma superiore a80-85 dB(A), protratto per moltotempo può determinare una riduzionedell’udito. Questa inizialmente simanifesta con una ridotta capacitàuditiva temporanea dopo l’esposi-zione a rumore, che regredisce dopoalcune ore; dopo mesi od anni diesposizione, la riduzione della capa-cità uditiva, diventa permanente enon regredisce neppure se si cessa deltutto l’esposizione. Soggettivamentecompare inizialmente una difficoltàalla percezione dei toni acuti, condifficoltà a comprendere la conversa-zione soprattutto in presenza dirumore di fondo, che progressiva-mente si trasforma in una ridottasensibilità uditiva più globale; si

parla in questi casi di “ipoacusia darumore”.

Il nostro orecchio tollera meglio: irumori continui (ad esempio il rumoreemesso da una pompa) rispetto a quelliimpulsivi (ad esempio il rumore emessoda un martello che batte su una lamiera);i rumori gravi rispetto a quelli acuti; irumori meno intensi.La riduzione dell’udito può trovaremolte altre cause. Essa è influenzata inparticolare da malattie dell’orecchio(otiti, otosclerosi, traumi, ecc.), dall’etàdel soggetto (con l’aumentare dell’età siha una riduzione dell’udito dettapresbiacusia), dall’uso di farmaci (strep-tomicina, alcuni antibiotici, ecc.).La capacità uditiva di un soggetto puòessere indagata in modo relativamentesemplice mediante esami diagnostici trai quali il più comune è l’audiometriatonale liminare.Il rumore può inoltre determinare altrieffetti, detti extrauditivi, tra cui in parti-colare: alterazioni della frequenzacardiaca e circolatoria; modificazionidella pressione arteriosa; aumento delleresistenze vascolari periferiche; modifi-cazioni funzionali del sistema nervoso eneurovegetativo; alterazioni a caricodell’apparato digerente. Questi effettisono difficilmente dimostrabili e quanti-ficabili, e non si ritrovano in tutti isoggetti esposti; inoltre sono quasisempre transitori, cioè regrediscono conil cessare dell’esposizione.Infine, il rumore può contribuire all’au-mento degli infortuni sul lavoro facendodiminuire l’attenzione e la concentra-zione degli operatori e la percettibilitàdei segnali acustici.

TABELLA I - Esposizione professionale al rumore ed interventi richiesti.

EsposizioneIntervento

LEX,8h ppeak

> 80 dB(A) 135 dB(C)

Valore inferiore di azione. Il datore di lavoro mette a disposizione dei lavoratori dispositivi diprotezione individuale dell'udito.Informazione dei lavoratori sui rischi e la sua valutazione, sulle misure adottate, sui mezzi indivi-duali di protezione, sul controllo sanitario (che non è obbligatorio, ma su richiesta).

≥ 85 dB(A) 137 dB(C)

Valore superiore di azione. Elabora ed applica un programma di misure tecniche e organizzativevolte a ridurre l'esposizione al rumore. I luoghi di lavoro sono indicati da appositi segnali e learee sono delimitate e l'accesso alle stesse è limitato (se tecnicamente possibile e giustificato). Ildatore di lavoro fa tutto il possibile per assicurare che vengano indossati i dispositivi di prote-zione individuale dell'udito. Sorveglianza sanitaria.

≥ 87 dB(A) 140 dB(C) Valore limite. Il datore di lavoro adotta misure immediate per riportare l'esposizione al di sottodei valori limite di esposizione e modifica le misure di protezione e di prevenzione.



Indipendentemente dall’esposizione arumore, danni all’orecchio possono deri-vare da eventi di tipo infortunistico qualila penetrazione di schegge nel condottouditivo, che in casi rari possono averesequele anche gravi, quali la perfora-zione timpanica, un’otorrea cronica o laparalisi del nervo facciale. Spesso eventidi questo tipo possono determinareanche una perdita uditiva.

1.2.2 Ultrasuoni

Gli ultrasuoni sono onde sonore caratte-rizzate da frequenze comprese tra i18-20 ed i 500 kHz. Esse non sonoudibili all’orecchio umano poichémancano nell’organo del Corti (orecchiointerno) i recettori idonei ad esserestimolati da frequenze così elevate.Gli ultrasuoni si distinguono in:• ultrasuoni a bassa frequenza (tra 20 e

100 kHz) usati per scopi industriali;• ultrasuoni a media frequenza (tra 100

kHz e 1 MHz) usati in applicazioniterapeutiche;

• ultrasuoni ad alta frequenza (tra 1 e10 MHz) impiegati in applicazionimediche diagnostiche (ecografia evelocimetria).

In termini generali, si può affermare chegli ultrasuoni possono essere responsa-bili di danni uditivi, anche se questi sonodi entità minore rispetto a quelli dovutial rumore percepibile. Tali danni sonodeterminati, più che dagli ultrasuonistessi, dalle componenti subarmonichele cui frequenze cadono nel campodell’udibile. Gli effetti extra-uditivi sono, invece,superiori rispetto a quelli associati alrumore udibile. È stato osservato chelavoratori esposti con continuità adultrasuoni di livello pari o superiore a100-110 dB possono subire alterazionidel sistema nervoso centrale e periferico,del sistema cardiovascolare e degliapparati uditivo e vestibolare. Questealterazioni sono analoghe a quelle osser-vate in lavoratori esposti a rumoreudibile di alta frequenza anche se gliultrasuoni hanno un effetto sensibil-mente più ridotto sull’apparato uditivo,mentre causano effetti più pronunciatisull’apparato vestibolare, sulla sensa-zione del dolore e sulla regolazione dellatemperatura corporea. Tali effetti sonoperaltro generalmente transitori e regre-discono dopo un certo tempo dalla finedell’esposizione.

Gli indicatori più significativi dei poten-ziali danni provocati da ultrasuonirimangono gli effetti soggettivi denun-ciati dai lavoratori esposti: affatica-mento, cefalea, nausea, sensazione dioppressione, deambulazione incerta,vertigini e disturbi del sonno. Talisintomi sono, a volte, accompagnati dauna moderata sindrome neurovascolarealle mani ed alle dita (torpore, cianosialle dita).

1.3 Esposizione a rumore nelle attivitàdi saldatura

Tra i rischi connessi con le operazioni disaldatura, sono stati indagati i livelli diemissione sonora prodotti dai diversisistemi per la saldatura. L’origine del rumore prodotto durante leoperazioni di saldatura è riconducibile:• alla combustione della miscela

gassosa emessa ad alta pressione dalcannello nella saldatura a fiammaossiacetilenica;

• allo scoccare dell’arco elettrico per lealtre tipologie (saldatura elettrica);

• alla fuoriuscita del plasma dall’u-gello, che produce un caratteristicosibilo, nelle operazioni di saldatura alplasma.

Anche superiori possono essere le espo-sizioni derivanti dalle operazioni succes-sive quali scriccatura, molatura, smeri-gliatura ecc.I dati desunti dalle indagini fonome-triche suggeriscono che tra le tecnichetradizionali la saldatura a filo continuopresenta valori di emissione sonora piùelevati rispetto alle altre.Elevati livelli di emissione sonora sonostati rilevati anche quando si ricorre allasaldatura con fiamma ossacetilenica. Trale tecniche più recenti, la saldatura alplasma è caratterizzata da livelli dirumorosità piuttosto elevati (intensità110 dBA, frequenza 24-48 kHz).Per quanto riguarda l’emissione di ultra-suoni, nelle tecniche tradizionali disaldatura essa raggiunge livelli solita-mente modesti, non tali da poter causaredanni alla salute.Nella saldatura ad ultrasuoni vi sono ungeneratore che crea una serie di impulsiregolari e perfetti fra loro ed un gruppovibrante che li trasforma in vibrazioni.L’utensile che effettua la saldaturatrasmette questa velocissima ed intensavibrazione al pezzo in materiale plasticoil quale fonde. Il tempo di saldatura è

brevissimo e non vi è produzione dicalore. In normali condizioni operativel’esposizione dell’operatore agli ultra-suoni è, anche in questo caso, trascura-bile.Gli ultrasuoni sono utilizzati anche nelleattività di verifica delle saldature (ultra-sonografia); i livelli di esposizionedell’operatore sono molto contenuti.

2. Vibrazioni

L’esposizione a vibrazioni meccanichepuò rappresentare un fattore di rischiorilevante per i lavoratori esposti. Da unpunto di vista igienistico, si differenziain:• esposizione del sistema mano-

braccio, indicata con acronimoinglese HAV (Hand-Arm Vibration).Si riscontra in lavorazioni in cui siimpugnino utensili vibranti o mate-riali sottoposti a vibrazioni o impatti.L’esposizione a vibrazioni al sistemamano-braccio è generalmente causatadal contatto delle mani con l’impu-gnatura di utensili manuali o dimacchinari condotti a mano;

• esposizione del corpo intero, indicatacon acronimo inglese WBV (WholeBody Vibration). Si riscontra in lavo-razioni a bordo di mezzi di movimen-tazione usati in industria ed agricol-tura, mezzi di trasporto e in generalemacchinari industriali vibranti chetrasmettano vibrazioni al corpo intero.Tale esposizione può comportarerischi di lombalgie e microtraumi delrachide per i lavoratori esposti.

Le misure quindi dovranno essere svoltein modo diverso nei due casi ed i valorilimite vengono stabiliti per entrambe letipologie. In tutti i casi la misurazionedeve avvenire lungo tre assi ortogonali,poiché la vibrazione è una quantitàvettoriale. Nel caso di esposizioni varia-bili nel tempo, dovrà essere effettuatauna integrazione lineare (come abbiamogià visto per il rumore).L’indicatore di esposizione impostodal Decreto Legislativo 19 Agosto 2005,n. 187, fa riferimento agli standardISO 5349-1 ed è rappresentato dall’ac-celerazione equivalente ponderata infrequenza di vibrazioni riferita a 8 ore dilavoro, A(8), calcolato come radicequadrata della somma dei quadrati deivalori medi delle accelerazioni ponde-



rate in frequenza, ed espresso in m/s2.Nella Tabella II sono riportate le sogliegiornaliere indicate dal citato decreto, ilcui superamento comporta la predisposi-zione di interventi preventivi (azione) edi valori limite giornalieri di esposizione.

2.1 Effetti biologici delle vibrazioni

Le vibrazioni condotte al sistema mano-braccio possono indurre un insieme didisturbi neurologici e circolatori alle ditadelle mani e lesioni osteoarticolari acarico degli arti superiori, oggi definitocon termine unitario “Sindrome davibrazioni mano-braccio”. Il fenomeno patologico più tipico delleesposizioni importanti del passato è lacosiddetta angioneurosi da strumentivibranti, che è una forma di sindrome diRaynaud, caratterizzata da un bloccotemporaneo della circolazione perifericadopo esposizione a vibrazioni od alfreddo.Le vibrazioni al corpo intero possonocomportare rischi di lombalgie e micro-traumi del rachide per i lavoratoriesposti, fino a manifestazioni quali laspondiloartrosi, le discopatie e l’erniadel disco.

2.2 Esposizione a vibrazioni nelleattività di saldatura

Nelle attività di saldatura l’esposizionea vibrazioni al corpo intero è gene-ralmente trascurabile, e comunquenon dipendente dall’attività di saldaturain sé.Vibrazioni al sistema mano-bracciopossono essere presenti invece soprat-tutto nelle attività complementari allasaldatura: scriccatura, molatura e simili.

3. Radiazioni

Lo spettro delle radiazioni è moltoampio e devono essere prese in conside-razione tutte le radiazioni elettromagne-tiche, compresi i campi statici. I campielettromagnetici (CEM; nella siglainglese EMF, electro-magnetic fields)possono facilmente essere distinti, intermini qualitativi, in base alla frequenzadi oscillazione dell’onda elettromagne-tica, misurata in Hertz (Hz).Dal punto di vista della protezione dellasalute, i campi elettromagnetici difrequenza inferiore ai 300 GHz,compresi i campi statici, sono definiti

complessivamente come radiazioni nonionizzanti (NIR, Non Ionizing Radia-tion) in quanto, a differenza dei campi apiù elevata frequenza ed energia (raggiX, raggi gamma ecc.), non sono in gradodi produrre ionizzazioni primarie negliorganismi viventi. Pertanto gli effettisulla salute che devono attendersi daquesti agenti fisici sono complessiva-mente di minore gravità.Nelle attività di saldatura, mentrepossono essere presenti esposizioni acampi elettromagnetici NIR di variotipo, non sono dimostrabili esposizioni aradiazioni ionizzanti diverse da quelle

della popolazione generale (che ècomunque esposta al cosiddetto “fondonaturale”), con la sola eccezione dialcune tecniche particolari (ad es. lasaldatura a fascio elettronico, che puòesporre il lavoratore a raggi X).Pertanto gli effetti delle radiazioni ioniz-zanti non verranno ulteriormente consi-derati.In relazione ai diversi tipi di effetto suitessuti biologici, le NIR sono grossola-namente suddivise in gruppi caratteriz-zati da intervalli di frequenza (o dilunghezza d’onda) come riportati diseguito:

TABELLA II - Livelli di azione giornalieri e valori limite per l'esposizione avibrazioni trasmesse al sistema mano-braccio ed al corpo intero.

Vibrazioni trasmesse al sistema mano-braccio

Livello d’azione giornaliero di esposizioneA(8) = 2,5 m/s2

Valore limite giornaliero di esposizioneA(8) = 5 m/s2

Vibrazioni trasmesse al corpo intero

Livello d’azione giornaliero di esposizioneA(8) = 0,5 m/s2

Valore limite giornaliero di esposizioneA(8) = 1,15 m/s2

Campi elettrici e magnetici statici e quasi statici 0-1 HzFrequenze estremamente basse (Extremely Low Frequency, ELF) fino a 300 HzFrequenze molto basse (Very Low Frequency,VLF) 300 Hz-30kHzBasse frequenze (Low Frequency, LF) 30 kHz-300 kHzRadio frequenze (Radio Frequency, RF) 300 kHz-300MHz (0,3 GHz)Microonde (Micro Waves, MW) 0,3-300 GHzInfrarosso (Infrared, IR) 300 GHz -375 THzVisibile (Visibile, VIS) 375-750 THzUltravioletto (Ultraviolet, UV) 750-3104 THz

Ne descriveremo brevemente gli effettibiologici.

3.1 Effetti biologici delle radiazioninon ionizzanti

3.1.1 Campi elettrici statici

I campi elettrici e magnetici statici sonopresenti in applicazioni industriali emediche speciali. In generale l’effettoprevalente sull’organismo è l’induzionedi cariche e correnti elettriche; gli effettinocivi si manifestano solo ad intensitàmolto elevate. Tra questi, i campi elet-trici sono di scarsa rilevanza sanitaria.Sono generati da una distribuzione fissadi cariche elettriche, e vengono impie-gati nei sistemi di trasmissione dienergia elettrica e di alimentazione ditreni in corrente continua. Non hannoapplicazioni che risultino significative aifini dell’esposizione: infatti nonvengono assorbiti dal corpo umano,

sono schermabili facilmente da materialiquali legno, metallo, edifici, ecc.In presenza di campi elettrici statici sipossono manifestare vibrazioni nei pelicutanei e, per campi elevati in vicinanzadelle sorgenti, si possono creare scaricheelettriche. Esistono pochi studi inmateria, con scarsa evidenza di nocivitàtranne che per le scariche elettrichedovute a forti campi. Non sono ipotizzatieffetti a lungo termine.

3.1.2 Campi magnetici statici

Sono generati da una distribuzione dicariche in movimento (corrente). Sitrovano presso i potenti magneti utiliz-zati ad esempio in medicina (risonanzamagnetica), presso impianti elettrochi-mici, nei trasporti elettrificati in correntecontinua (treni, tram, veicoli dellametropolitana). Si possono realizzareesposizioni anche di alta intensità.

bili errori del codice genetico. Talieffetti peraltro non hanno avuto suffi-cienti conferme sperimentali.

Non sono dimostrati danni al feto peresposizioni a campi di induzione magne-tica fino ad 1 T, e nell’animale da esperi-mento non sono evidenziabili effettisignificativi su molti parametri fisiolo-gici, comportamentali e di sviluppo,valutati a densità di flusso magneticostatico fino a 2 T.Alcuni dati della letteratura riguardantigli effetti di tipo graduato riferiti dalavoratori esposti a campi magneticistatici sono: malessere soggettivo, bradi-cardia, tachicardia, prurito, senso discottatura, sensazione gustativa con imovimenti della testa, sensazione dolo-rosa in denti con otturazione con i movi-menti della testa, breve freddo intenso,dolori ossei e formicolio a carico dellemani.

3.1.3 Campi elettrici e magnetici afrequenze estremamente basse emolto basse (ELF e VLF fino a30 kHz)

Gli effetti sono simili a quelli dei campistatici. In questo intervallo si colloca lafrequenza industriale di 50 Hz (60 Hzsolo in USA) a cui funziona la rete elet-trica nazionale. Particolare attenzione vaposta alle esposizioni degli addetti alleattività manutentive di linee elettriche adalta tensione (intensi campi elettrici) e dilinee elettriche attive (intensi campimagnetici); inoltre le sorgenti più nume-rose si trovano nell’ambiente domestico,industriale, artigianale, nei cantieri edili,negli ambienti commerciale, scolastico,ospedaliero, nel comparto dei trasporti,negli impianti di produzione, trasmissionee distribuzione dell’energia elettrica.

Nell’intervallo 3-30 kHz si collocano letrasmissioni marittime e i videoterminali(VDT) (Tab. III).Gli effetti biologici a breve termineinducibili dalle ELF sono correlabili allainduzione di correnti elettriche nell’or-ganismo ed in particolare al trasferi-mento di ioni potassio, sodio e calcioattraverso le membrane cellulari, che simanifestano per esposizioni elevate.Studi epidemiologici ben controllatisullo stato di salute in generale dei lavo-ratori addetti a linee e sottostazioni elet-triche non hanno rilevato alcuna diffe-renza statisticamente significativa tragruppi di esposti e gruppi di controllo.Gli studi epidemiologici sui potenzialieffetti oncogeni forniscono risultaticontrastanti che non consentono valuta-zioni definitive. Da un esame dei datisperimentali e dagli studi sull’uomo nonè emerso alcun danno sanitario conse-guente a esposizioni di breve durata acampi di intensità fino a 20 kV/m.

3.1.4 Campi elettrici e magnetici abassa frequenza (LF 30-300 kHz)

Tra 10 e 80 kHz troviamo le frequenzedi televisori, di forni ad induzione conpotenze medie di circa 500 kW; si gene-rano intense correnti indotte e quindi leesposizioni possono essere significative.Funzionano intorno a qualche centinaiodi kHz i dispositivi per il controllo dipresenza di persone all’interno di ufficiper rilevazione degli orari di lavoro o persistemi antiintrusione e rapina mediantevarchi magnetici (nelle banche, neisupermercati). Questi campi hannorilievo per le persone esposte in quantodeterminano nei tessuti biologici indu-zione di cariche e correnti elettriche. Ilcorpo umano presenta buona scherma-tura rispetto al campo elettrico esterno.



I campi attraversano il corpo umano difatto senza essere attenuati; sono difficil-mente schermabili. Ad intensità elevate,superiori ai valori ambientali tipici, simanifestano alterazioni del flussoematico o modificazioni dei normaliimpulsi nervosi. Molti studi sonopresenti in letteratura sulle esposizioniacute, pochi o nulli sono quelli da espo-sizioni prolungate.Gli effetti biologici sono riconducibili atre gruppi principali:a) Effetti definiti “sensory group”,

correlabili ad una magnetorecezionesensoriale, anche per campi conintensità dell’ordine di quello geoma-gnetico (regolano la navigazionedegli uccelli migratori, il senso dire-zionale degli insetti, e anche la reatti-vità di tipo radioestesico).

b) Effetti definiti “stress group”, suddi-visibili in effetti ematologici (leuco-penia, orientamento macromoleco-lare su emazie falciformi per campiverticali di 350-420 mT), effetti sulsistema nervoso centrale (fenomenodei magnetofosfeni, da stimolazionedella retina da parte di correntiindotte, e da alterazioni dell’attivitàbioelettrica cerebrale per campi dialte intensità), ritardo nella guari-gione delle ferite e nella rigenera-zione dei tessuti, abbassamento dellatemperatura corporea, ritardo dell’ac-crescimento, scomparsa del cicloestrale, riassorbimento dell’embrionenell’utero, riduzione della respira-zione tissutale, alterazioni epatiche(sempre per campi di intensità didecine di Tesla).

c) Effetti di tipo “genetic code group”,ipotizzati come meccanismi perturba-tivi del tunneling dei protoni durantela duplicazione del DNA, con possi-

TABELLA III

Sorgente Livelli di esposizione Note

Fondo ELF in aree urbane 1-100 V/m 0,1 μT permanente

Linee elettriche di trasmissione 1-10 kV/m 1-30 μT al di sotto della linea

Fondo ELF indoor (imp. elettrici) 1-30 V/m ~0,1 μT permanente

Elettrodomestici 10-250 V/m50-150 V/m 0,01-5 mT 0,1-1 μT a 30 cm di distanza

Coperte elettriche 250-1000 V/m 1-5 μT

Televisori 1-10 V/m 0,01-0,2 μT

Altiforni e fonderie 100 μT-10 mT permanente

Videoterminali 1-10 V/m 0,01-0,1 μT posizione operatore



Ad intensità elevate si possono averevibrazioni dei peli cutanei. Riguardo alcampo magnetico, che è l’agente inqui-nante prevalente, questo penetra facil-mente nei tessuti senza ridursi e puòdeterminare correnti elettriche circolantianche intense.

3.1.5 Radiofrequenze (RF) emicroonde (MW)

Sono di particolare interesse per l’espo-sizione delle persone: possono produrrenei tessuti correnti indotte e riscalda-mento secondo varie modalità, in rela-zione alla frequenza.a) Campi RF a frequenza inferiore a

3 MHz: le sorgenti radianti sonosfruttate nel settore industriale persaldatura, fusione con riscaldamentodi tipo induttivo, sterilizzazione,tempera e nel settore delle telecomu-nicazioni come emissioni radio AM eamatoriali, radionavigazione. Indu-cono cariche e correnti elettriche chepossono stimolare nervi e muscoli.

b) Campi RF e MW a frequenza supe-riore a 3 MHz: tra 3 e 30 MHz sonoimpiegati per riscaldamento, essicca-mento, saldatura, polimerizzazione,sterilizzazione di sostanze dielet-triche, per impieghi medici, emissioniradio internazionali e amatoriali citta-dine come “citizen band” e “walkie-talkie” con potenze massime di 5 W,emissioni in radio-astronomia; tra 30e 300 MHz troviamo applicazioniindustriali quali riscaldamento capa-citivo o dielettrico per incollare legnoo plastiche, essiccare, vulcanizzare,con potenze fino a 200 kW, emissioniradio FM e TV-VHF, controllo deltraffico aereo, radar; tra 300 Mhz e3 GHz troviamo radar meteorologici,ponti radio fissi e mobili con potenzedella decina di watt, radar percontrollo del traffico stradale, telefonicellulari con frequenze di 900-1800MHz, emissioni televisive, processisfruttati nell’industria alimentare,forni a microonde da 900 a 2450MHz con potenze fino a 600 kW,applicazioni in medicina; tra 3 e 30GHz si incontrano altimetri, radar pernavigazione marittima e aerea, comu-nicazioni via satellite, telefoniapubblica con ponti radio amicroonde, telerilevamento per veri-fica del rispetto dei limiti di velocitàsulle strade per mezzo di radar

doppler e per cont ro l lo au toma-t i co de l passaggio di veicoli iningresso e uscita dai caselli autostra-dali; tra 30 e 300 GHz gli impieghiriguardano la radiometeorologia, laradioastronomia, la spettroscopia amicroonde. Infine in campo sanitarioi campi elettromagnetici sono impie-gati a scopi diagnostici, con scarsoutilizzo, e terapeutici sia allefrequenze più basse che a quelle alte(20 kHz- 2450 MHz, 10 GHz) peripertermia, marconiterapia e radarte-rapia. Tali applicazioni sfruttano leproprietà dei campi elettromagneticidi produrre riscaldamento nei tessuti.Inoltre le microonde sono utilizzatein chirurgia per la sterilizzazione eper il trattamento del sangue.

L’interazione tra radiofrequenze omicroonde e materia vivente puòcomportare alterazioni della strutturabiologica delle cellule e nei diversiorgani e apparati in funzione del tipo diradiazione incidente, della esposizione(modalità e durata) e delle caratteristichedelle diverse matrici biologiche. Essen-zialmente si possono verificare indu-zioni di dipoli, rotazioni di molecolepolari, oscillazioni di cariche libere, infunzione del contenuto di liquidi intra edextracellulare, di molecole polari, diacqua e di cariche elettriche con varia-bile distribuzione spaziale.In tali intervalli di frequenze la penetra-zione nel tessuto si riduce con l’aumentodella frequenza: sopra 10 GHz il corpoumano presenta buone proprietà isolantie l’assorbimento riguarda prevalente-mente la superficie della pelle. Si mani-festa per lo più riscaldamento nei tessutiesposti dovuto all’energia trasportatadall’onda che viene depositata neitessuti e ne aumenta la temperatura.Gli studi epidemiologici sull’uomohanno rilevato effetti che possono essereschematicamente divisi in:a) effetti acuti di natura termica. Sono

dovuti ad un innalzamento misurabiledella temperatura all’interno dell’or-ganismo umano. Per bassi livelli diesposizione le capacità di termorego-lazione riportano il sistema nellacondizione termica iniziale. Ad espo-sizioni intense e durature, con asso-ciato aumento di temperatura supe-riore a 1 °C. si possono manifestareeffetti anche molto gravi soprattutto acarico degli organi poco vascolariz-

zati (cristallino dell’occhio, testicoli)ove la dispersione del calore è piùdifficile essendo scarso il contenutod’acqua (che favorirebbe la disper-sione del calore). Per il verificarsi didanni di questo genere sono neces-sarie esposizioni e dosi rilevanti agliorgani bersaglio (densità di potenzadi almeno 500-600 W/m2) per tempidi esposizione piuttosto prolungati;

b) effetti cronici per bassi livelli di espo-sizione, definiti anche non termici.Sarebbero attribuibili ad alterazionibiologiche, a modificazioni trans-itorie di proprietà elettriche e magne-tiche delle molecole e delle cellulesenza una chiara e dimostrabile mani-festazione di effetti sul piano biolo-gico. Questi effetti sono stati descrittiper il passato da autori dell’areaeuropea orientale in alcune categoriedi lavoratori addetti ai radar e alleradio e telecomunicazioni, e riguar-derebbero, per esposizioni prolungatenel tempo (molti anni) ad intensità dicampo elettrico di qualche decina divolt per metro, il sistema nervosocentrale, il sistema neurovegetativo eil sistema cardiocircolatorio. Gli studiriportano danni quali astenia, affati-camento e perdita di memoria finoall’induzione di tumori per campitroppo bassi per produrre riscalda-mento (<1°C) e per esposizioniprolungate, ma di tali effetti nonesistono finora prove certe.

Per questi effetti, come per quelli ipotiz-zati di tipo tumorale, quelli condizionatidalla presenza di ipersuscettibilità indi-viduale e quelli connessi con la saluteriproduttiva, al momento attuale non siregistrano dal punto di vista scientificoné una sufficiente evidenza né un diffusoconsenso.

3.1.6 Radiazione infrarossa (IR)

È associata a tutte le attività in cui siimpiegano sorgenti di calore elevato(fonderie, laboratori del vetro, ecc.);essendo maggiormente energetica delleRF, espone a rischi di danno al cristal-lino e alla cornea, oltre che al rischio dibruciature generiche ed eritemi da vaso-dilatazione.In particolare, una potenziale patologialegata all’esposizione a radiazioni infra-rosse è quella che va sotto il nome di“cataratta da radiazione”: è una opacitàlocalizzata al polo posteriore del cristal-

più rilevanti che si possono manifestaresono la fotocheratocongiuntivite, l’opa-cità del cristallino fino alla cataratta e ildanno retinico.Relativamente alla cute possono presen-tarsi il fotoinvecchiamento, l’eritema, lereazioni fototossiche e fotoallergiche, lapigmentazione e i tumori cutanei.Per quanto riguarda questi ultimi vainfatti ricordato che alla radiazione UVviene riconosciuta la capacità di produrredirettamente lesioni al DNA e quindi ilruolo di agente induttore della cancero-genesi. Basaliomi e spinaliomi si manife-stano nelle zone cutanee più esposte esono stati sperimentalmente prodottisugli animali; ma è soprattutto il mela-noma cutaneo che per la sua gravità vatenuto particolarmente presente nellasorveglianza medica. Ricerche condottein Australia ed in Israele mostrano infatticorrelazioni tra incidenza di melanomaed esposizione a radiazioni UV, special-mente in conseguenza di esposizioniintense cui conseguano eritema e flittene.

3.1.9 Luce laser

La durata dell’impulso condiziona glieffetti fotobiologici indotti. Per esposi-zioni alla luce laser dell’ordine dei nano-secondi sarà prevalente l’effetto termoa-custico, mentre per esposizioni intermedie(da 100 millisecondi ad alcuni secondi) oprolungate (oltre i 100 secondi) sarannoprevalenti rispettivamente l’effettotermico e quello fotochimico.L’effetto termoacustico è prodottoquando l’energia laser incidente di tipopulsato produce, attraverso l’espansionetermica, onde di pressione (transientiacustici) che possono dislocare edanneggiare a distanza i tessuti. L’effettotermico determina principalmente unadenaturazione delle proteine attraversol’assorbimento del calore. L’effetto foto-chimico produce attivazione molecolaremediante la cattura di quanti di energia.Anche per i laser gli organi bersagliosono l’occhio e la cute. Nel primo caso iltipo di effetto dipende dalla lunghezzad’onda. Le radiazioni di tipo visibile einfrarosso raggiungono e ledono retina ecoroide; quelle della regione ultravio-letta e del lontano infrarosso vengonoassorbite dalla cornea, dall’iride e dalcristallino, e determinano fotocheratiti eopacità del cristallino. Gli effetti sullapelle variano dalla lieve iperemia a varilivelli di ustione.

Accanto ai rischi propri della luce laser,definibili come primari, debbono essereconsiderati ulteriori rischi di vario tipo,definibili come associati, e più precisa-mente:a) contaminazione ambientale da mate-

riale bersaglio vaporizzato da opera-zioni di taglio e perforatura, dadispersione in aria di frammenti ditessuti biologici, da gas di sistemilaser flussati, da vapori di criogenici,da coloranti, da policlorodifenili;

b) radiazioni ottiche collaterali (U.V. oI.R. emessi da tubi del flash, da tubidi scarica dei laser in continua, dasorgenti di pompaggio ottico);

c) elettricità (specie dai laser ad altovoltaggio);

d) radiazioni ionizzanti (emissioni diraggi X da tubi elettronici convoltaggi maggiori di 5 kV);

e) refrigeranti criogenici (ustioni dafreddo, esplosione, incendio, asfissia,intossicazioni);

f) rumore (condensatori di laser pulsatidi potenza elevata).

3.2 Normativa sulle radiazioni nonionizzanti

L’Italia non ha ancora recepito le diret-tive emanate dall’Unione Europea sulleradiazioni non ionizzanti, in quanto sonomolto recenti ed il nostro Paese si deveadeguare nei prossimi due anni.La Direttiva 29 Aprile 2004 n. 40(2004/40/CE) detta le prescrizioni minimedi protezione dei lavoratori contro i rischiper la salute e la sicurezza che possonoderivare dall’esposizione ai campi elettro-magnetici da 0 Hz a 300 GHz.Tralasciando tutte le disposizioni parti-colari (per le quali è opportuno attendereil testo di legge) esaminiamo solo ivalori limite di esposizione ed i valori diazione, per i quali riteniamo che il nostrolegislatore non apporterà significativevariazioni al testo della direttiva.Per specificare i valori limite di esposi-zione relativi ai campi elettromagnetici,a seconda della frequenza, sono utiliz-zate le seguenti grandezze fisiche:• sono definiti valori limite di esposi-

zione per la densità di corrente per icampi variabili nel tempo fino a 1 Hz,al fine di prevenire effetti sul sistemacardiovascolare e sul sistema nervosocentrale,

• fra 1 Hz e 10 MHz sono definitivalori limite di esposizione per la



lino, legata all’innalzamento dellatemperatura. L’esposizione della cutealle radiazioni nella regione dell’infra-rosso può produrre lesioni cutanee(ustioni), superficiali o profonde, la cuigravità sarà in rapporto, oltre che all’e-nergia calorica incidente, al grado dipigmentazione e all’efficienza dei feno-meni locali di termoregolazione.

3.1.7 Visibile (VIS)

Secondo la teoria ondulatoria, l’energiaradiante si propaga sotto forma di ondeelettromagnetiche che si caratterizzanoper la loro frequenza. Secondo la teoriacorpuscolare la luce, sotto forma dipiccoli pacchetti di energia chiamatifotoni, colpisce la retina e provoca unasensazione luminosa se viene assorbitain quantità sufficiente. La sensazioneluminosa è proporzionale al numero difotoni che sono assorbiti dalla retina edalla selettività dei recettori retinici chemostrano diverse sensibilità alle diverselunghezze d’onda.Il danno retinico derivante dalla visionedi una sorgente intensa di luce puòessere indotto da un meccanismotermico o fotochimico: il primo prevalenelle esposizioni di breve durata, ilsecondo predomina nelle esposizioni piùlunghe. Le radiazioni ottiche apparte-nenti alla porzione blu della regione delvisibile risultano essere le più efficaciper i disturbi retinici di natura fotochi-mica (fotoretinite con piccoli addensa-menti di pigmento o melanomata,discromie a carico della macula).Per quanto riguarda l’esposizione dellacute alle radiazioni nella regione delvisibile, non sono descritte alterazionipatologiche di rilievo.Notevoli rischi possono essere associatiall’uso di apparecchiature laser conpossibili danni alla retina, dei quali saràdetto poco oltre.

3.1.8 Radiazione ultravioletta (UV)

Interessa ancora prevalentemente lestrutture dell’occhio e può produrre alte-razioni della pelle ai lavoratori impiegatiad esempio in attività di saldatura.Come per le radiazioni ionizzanti, ancheper l’ultravioletto possiamo distingueredanni di tipo deterministico, acuti ecronici, e di tipo stocastico (tumori). Gliorgani bersaglio sono rappresentati dallacute e dagli occhi. Per quanto riguarda l’occhio gli effetti



densità di corrente, in modo da preve-nire effetti sulle funzioni del sistemanervoso,

• fra 100 kHz e 10 GHz sono definitivalori limite di esposizione per il SAR(tasso di assorbimento specifico dienergia), in modo da prevenire stresstermico sul corpo intero ed eccessivoriscaldamento localizzato dei tessuti.Nell’intervallo di frequenza compresofra 100 kHz e 10 MHz, i valori limitedi esposizione previsti si riferisconosia alla densità di corrente che al SAR,

• fra 10 GHz e 300 GHz sono definitivalori limite di esposizione per ladensità di potenza al fine di prevenirel’eccessivo riscaldamento dei tessutidella superficie del corpo o in prossi-mità di essa.

TABELLA IV - Valori limite di esposizione. Tutte le condizioni sono da rispettare (f = frequenza in Hz).

Intervallo difrequenza

Densità di correnteper capo e tronco J

(mA/m2) (rms)

SAR mediatosul corpo intero

(W/kg)

SAR localizz.(capo e tronco)

(W/kg)

SAR localizz.(arti)

(W/kg)

Densità dipotenza(W/m2)

Fino a 1 Hz 40 - - - -

1-4 Hz 40/f - - - -

4-1000 Hz 10 - - - -

1000 Hz-100 kHz f/100 - - - -

100 Hz-10 MHz f/100 0,4 10 20 -

10 MHz-10 GHz - 0,4 10 20 -

10-300 GHz - - - - 50

TABELLA V - Valori di azione (valori efficaci r.m.s. imperturbati - f = frequenza, espressa nelle unità indicate nella colonnarelativa all’intervallo di frequenza)

Intervallodi

frequenza

Intensitàdi campoelettricoE (V/m)

Intensitàdi campo

magneticoH (A/m)

Induzionemagnetica

B (µT)

Densità di potenzadi onda pianaequivalenteSeq (W/m2)

Correntedi contatto,

IC (mA)

Corrente indottaattraverso

gli arti,IL (mA)

0 - 1 Hz - 1,63x105 2x105 - 1,0 -

1 - 8 Hz 20000 1,63x105/f5 2x105/f2 - 1,0 -

8 - 25 Hz 20000 2x104/f 2,5x104/f - 1,0 -

0,025 - 0,82 kHz 500/f 20/f 25/f - 1,0 -

0,82 - 2,5 kHz 610 24,4 30,7 - 1,0 -

2,5 - 65 kHz 610 24,4 40,7 - 0,4 f -

65 - 100 kHz 610 1600/f 2000/f - 0,4 f -

0,1 - 1 MHz 610 1,6/f 2/f - 40 -

1 - 10 MHz 610/f 1,6/f 2/f - 40 -

10 - 110 MHz 61 0,16 0,2 10 40 100

110 - 400 MHz 61 0,16 0,2 10 - -

400 - 2000 MHz 3f1/2 0,008f1/2 0,01f1/2 f/40 - -

2 - 300 GHz 137 0,36 0,45 50 - -

I valori di azione di cui alla Tabella IVsono ottenuti a partire dai valori limite diesposizione secondo le basi razionaliutilizzate dalla Commissione internazio-nale per la protezione dalle radiazioni nonionizzanti nelle linee guida ICNIRP 7/99.La Direttiva 27 Aprile 2006 n. 25(2006/25/CE) detta le prescrizioniminime di sicurezza e di salute relativeall’esposizione dei lavoratori ai rischiderivanti da radiazioni ottiche artificiali.In questo caso, oltre a tralasciare ledisposizioni particolari, non esporremopure i valori limite, in quanto, per lesorgenti naturali di radiazioni ottiche,sono riportati nella norma ben 15 valorilimite differenti in relazione a ristrettiambiti spettrali ed una gamma ancorapiù vasta per l’esposizione per le radia-

zioni laser. Si tratta di un sistema valuta-tivo complesso ed articolato che richie-derà parecchia cura e dotazioni strumen-tali adeguate.

3.3 Esposizione a radiazioni non ioniz-zanti nell’attività di saldatura

La fiamma ossiacetilenica ed in misuraancora maggiore l’arco voltaico, oltre alcalore necessario a determinare lafusione dei lembi del materiale dasaldare, producono una radiazione otticacostituita da:• radiazione infrarossa; • radiazione visibile; • radiazione ultravioletta.Le radiazioni ultraviolette, le più energe-tiche tra le radiazioni non ionizzanti equindi le più pericolose, sono assorbite

pigmentazione cutanea, zone di atrofia,accelerazione dell’invecchiamentocutaneo ed è possibile riscontrare unaumento della quantità di colesterolonelle cellule basali dell’epidermide.Questi fattori rappresentano probabil-mente delle condizioni che favorireb-bero lo sviluppo del cancro cutaneo.Un’esposizione cronica a raggi UV èanche responsabile di infiammazionialla cornea e danni al cristallino; ilcristallino è, infatti, un forte assorbitoredi lunghezze d’onda comprese tra 400 e350 nm. Questo fenomeno suggerisceche gli UVA possano contribuire allaformazione di certi tipi di cataratta.

4. Microclima

4.1 Benessere termico e stress termico

Il benessere termico è rappresentato daquelle condizioni in cui l’organismoriesce a mantenere l’equilibrio termicosenza l’intervento del sistema di termo-regolazione propria. Lo stress termico è definito dalle condi-zioni microclimatiche che richiedonol’intervento del sistema di termoregola-zione al fine di mantenere l’equilibriotermico del corpo. Per valutare se i lavoratori sono sotto-posti a stress termico ed in via subordi-nata se operano in uno stato di benesseretermico, è possibile caratterizzare emisurare i parametri che costituiscono ilmicroclima di un ambiente di lavoro.Lo stress termico al quale è sottopostoun lavoratore, che opera in ambientecaldo, è funzione della produzione dienergia termica all’interno del corpo,delle caratteristiche microclimatichedell’ambiente circostante e dell’abbi-gliamento. Il carico termico interno è ilrisultato del metabolismo collegatoall’attività fisica. Quanto sopra detto è espresso matemati-camente dalla seguente equazione dibilancio termico:

B=M±C±R-E

dove:M = calore metabolico prodotto

dall’organismo C = calore scambiato per convezione R = calore scambiato per irraggia-

mento E = calore scambiato per evaporazione

Nel caso in cui il risultato dell’equa-zione sia B = 0, si avrà una condizionedi omeotermia, ovvero di stabilitànell’equilibrio termico ambiente-uomo equindi una situazione di benesseretermico e di gradevolezza per quest’ul-timo.Al contrario, se B > 0 si avrà un apportotermico dall’ ambiente verso l’uomo,mentre se B < 0 si avrà un dispendiotermico dall’uomo verso l’ambiente. In tutti e due questi casi, si avrà unacondizione termica tale da creare unasituazione di disagio se non addiritturadi malessere per l’uomo. Nella formulazione del bilancio termicointervengono numerosi fattori distingui-bili in due gruppi:A) Fattori fisici ambientali quali:

- Temperatura dell’aria o di bulbosecco a ventilazione forzata TA.

- Temperatura del bulbo umido aventilazione forzata TW.

- Temperatura del bulbo umido aventilazione naturale TN .

- Temperatura globotermometricaTG.

- Velocità dell’aria VA. - Temperatura media radiante TR. - Umidità relativa RH.

Tutti questi fattori sono misurabili diret-tamente con opportuna strumentazione.

B)Fattori soggettivi strettamente legatiall’individuo quali: - Temperatura cutanea - Temperatura corporea interna - Vestiario indossato - Superficie corporea vestita - Superficie corporea svestita - Capacità sudorativa - Attività metabolica di base - Attività fisica svolta - Età - Peso - Acclimatazione - Stato di salute

Essi sono valutabili tramite l’introdu-zione di un modello umano standard concaratteristiche prestabilite quali, adesempio, Temperatura corporea = 37°C,Peso = 70 Kg, Attività metabolicadi base = 35 W/m2, Altezza 1.70 m,Età = 35 anni, in buono stato di salute.Esistono al momento numerose normetecniche che descrivono metodi di valu-tazione del sovraccarico carico, anche inaccoppiamento al dispendio energeticolavorativo; queste norme fanno riferi-



quasi totalmente dagli strati protettivisuperficiali della cute e solo una piccolafrazione (1%) penetra e agisce sui tessutisottostanti. Nel campo delle radiazioniultraviolette (lunghezza d’onda 400 ÷100 nm), esiste un intervallo (320 ÷ 280nm) detto regione eritemale, per la capa-cità di provocare arrossamenti dellacute.La produzione di calore, in particolare dielevatissime temperature localizzate invicinanza della zona di saldatura, ècaratteristica comune delle tecniche agas, ad arco elettrico, al plasma e allaser. Come si è anticipato più sopra, le radia-zioni emesse dall’arco voltaico interagi-scono con la pelle e con l’occhio dellavoratore esposto, dando luogo ad unaserie di possibili disturbi, quali:• bruciori alla pelle e danni alla cornea

(radiazione infrarossa); • iriti e blefariti dell’occhio (radiazione

visibile); • bruciori alla pelle, danni alla cornea

ed incremento del rischio di tumorialla pelle, con effetti a breve e lungotermine (radiazione ultravioletta).

L’entità del danno può dipendere dallasensibilità individuale del singolo lavo-ratore a questo tipo di radiazione.Più in particolare, gli effetti biologicidelle radiazioni infrarosse sull’occhioderivano dall’assorbimento di tutte leradiazioni incidenti sulla cornea enell’umor acqueo aventi lunghezzad’onda compresa tra i 1400 e 1900 nm.L’energia assorbita è trasmessa a strut-ture più interne dell’occhio determinan-done un riscaldamento. Si ritiene che ilriscaldamento dell’iride, trasmesso poial cristallino, sia il fattore principaledell’insorgenza della cataratta di origineprofessionale.Le radiazioni visibili inducono sulla cutein particolare eritemi cutanei e desqua-mazioni. Sull’occhio possono provocareustioni della retina, dolore oculare,sensazione d’abbagliamento, diminu-zione dell’acuità visiva, restringimentodel campo visivo e alterazione dellavisione dei colori.Gli effetti acuti associati ad un’esposi-zione a radiazione ultravioletta possonoessere così descritti: comparsa di eritemicutanei, desquamazione, dolore agliocchi, fotofobia e infiammazioni allacornea. L’esposizione cronica a radia-zioni ultraviolette può provocare



mento a vari studi portati avanti fin daiprimi decenni del secolo scorso e sibasano sui principi teorici precedente-mente descritti. Tuttavia la normativavigente in Italia non prevede alcunmetodo ufficiale di valutazione, limitan-dosi ad affermare che “la temperaturanei locali di lavoro deve essere adeguataall’organismo umano durante il tempo dilavoro, tenuto conto dei metodi di lavoroapplicati e degli sforzi fisici imposti ailavoratori.Nel giudizio sulla temperatura adeguataper i lavoratori si deve tener conto dellainfluenza che possono esercitare sopradi essi il grado di umidità e il movimentodell’aria concomitanti”. (art. 11 delD.P.R. 547/55, così come modificato dalD. Lgs. 626/94).

4.2 Effetti biologici del microclima

Per un funzionamento ottimale l’orga-nismo umano deve mantenere la suatemperatura sui 37°C: nel caso di tempe-ratura esterna sensibilmente più elevatadi quella corporea (stress da calore) “iltermometro interno” agisce sulla circo-lazione sanguigna e l’effetto più impor-tante si manifesta sull’epidermide conl’aumento della sudorazione. Oltre certi limiti tuttavia non viene piùassicurato il bilanciamento termico e latemperatura del corpo comincia acrescere.Questo è il meccanismo che, in situa-zioni estreme, porta alla più seriamalattia causata dal calore: il colpo di

calore, che può essere una minaccia perla stessa vita o può causare un dannoirreversibile. Un’altra patologia tipica è l’esaurimentoda calore che, nella forma più grave,conduce a prostrazione e può causaregravi danni. Crampi da calore e debilita-zione passeggera sono invece facilmentereversibili se trattati prontamente inmodo adeguato. L’esposizione ad alte temperatureprovoca altri disturbi meno gravi:disidratazione, eruzioni cutanee, edemada calore e diminuita capacità lavorativasia fisica che mentale (da cui deriva unpossibile aumento del rischio di infor-tunio). Per questi disturbi meno gravi il rischiovaria comunque, a parità di condizioniambientali e di attività lavorativa, dasoggetto a soggetto.

4.3 Condizioni microclimatiche nelleattività di saldatura

Gli ambienti moderati sono caratteriz-zati innanzitutto dal fatto che impon-gono un moderato grado di interventoalla termoregolazione corporea e che virisulta facilmente realizzata la condi-zione di omeotermia (equilibrio termicotra corpo e ambiente) del soggetto.Gli ambienti caldi sono caratterizzati daun notevole intervento del sistema ditermoregolazione umano al fine di dimi-nuire l’accumulo di calore nel corpo. Lecaratteristiche degli ambienti caldi negliambienti di lavoro sono:

• valori elevati di temperatura in rela-zione alle caratteristiche dell’attivitàsvolta e del vestiario indossato daglioperatori;

• possibili alti valori di umidità relativadell’aria e richiedenti un considere-vole scambio termico per sudora-zione al fine di conservare l’omeo-termia;

• variabilità della temperatura e dell’u-midità da postazione a postazione dilavoro;

• disuniformità del livello di impegnofisico richiesto e del vestiario indos-sato dagli operatori.

In generale, l’attività di saldatura causaun apporto termico moderato, più rile-vante nel caso dell’uso di fiamma ossia-cetilenica. Nella stagione calda, gliaspetti più problematici sono costituitidall’ambiente e dai materiali di lavoro(ad es. lamiere esposte al sole) e dallanecessità di indossare indumenti protet-tivi sempre molto pesanti.L’esecuzione di lavorazioni su strutturemetalliche preriscaldate può invececomportare un sovraccarico calorico,che ovviamente si aggrava nellastagione estiva.Un altro aspetto critico è rappresentatodall’attività svolta all’aperto e pertantodall’esposizione a condizioni meteocli-matiche sfavorevoli, ma anche variabilinel corso della giornata.Come nella maggior parte delle attività,risulta invece molto più facile combat-tere il freddo.

Franco TRAVERSA, laureato in Medicina eChirurgia e specialista in Medicina del Lavoro. Èricercatore universitario presso il Dipartimento diMedicina Legale e del Lavoro dell’Università diGenova, dove insegna Medicina del lavoro eTossicologia professionale in diversi Corsi dilaurea e di specializzazione, e dirige l’ambula-torio di Medicina del Lavoro ed il laboratorio diPatologia clinica e Tossicologia professionale. Ècapo redattore della rivista “Lavoro e Medicina”,vice presidente dell’Associazione Ligure di Medi-cina del Lavoro e vice coordinatore della SezioneLigure dell’AIRM (Associazione Italiana diRadioprotezione Medica). Ha pubblicato 93 traarticoli, relazioni a convegni e volumi monogra-fici, ed organizzato diversi eventi scientifici e diaggiornamento professionale. Svolge attività dimedico competente e di medico autorizzato allaradioprotezione presso diverse aziende pubblichee private ed attività peritale presso il tribunale diGenova.

Teresio VALENTE, Professore Associato di IgieneIndustriale della Scuola di Specializzazione inMedicina del Lavoro dell’Università di Genova.Ha partecipato a diversi programmi di ricercafinanziati da organismi nazionali ed internazio-nali. Membro del CEN TC 121/SC 9 e dellaCommissione “Saldature” dell’UNI. Coordina-tore del Comitato Igiene del Lavoro dell’Associa-zione Italiana Addetti Sicurezza (AIAS).

Nicoletta DEBARBIERI, laureata in Medicina eChirurgia nel 1998 presso l’Università di Genova.Specializzata in Medicina del Lavoro nel 2002.Abilitata alla professione di medico autorizzatoper la radioprotezione. Svolge attività liberoprofessionale di medico competente pressoaziende private, pubbliche amministrazioni,aziende no profit.


Principali problemi nellasaldatura subacquea (°)

(°) Memoria presentata alla Giornata di Formazione e Aggiornamento IIS:“La saldatura subacquea” - Genova, 16 Novembre 2006.

* Istituto Italiano della Saldatura - Genova.

La saldatura subacquea si è sviluppata a partire dagli annisessanta, soprattutto in applicazioni “Dry” (in ambienteasciutto), anche ad elevate profondità, come diretta conse-guenza delle crescenti esigenze dell’industria petrolifera(strutture e pipelines offshore); più recentemente, a partiredagli anni novanta, grazie ai minori costi d’impiego, è statodato maggiore impulso alla ricerca applicata per rendere affi-dabile la saldatura “Wet” (in ambiente bagnato), già in prece-denza utilizzata nella riparazione navale e nell’utilizzo subasso fondale nelle aree portuali, pur con limitati standard diqualità e bassa considerazione, almeno fino a metà degli anniottanta, da parte degli addetti ai lavori.Oggi esistono, dal Mare del Nord al Golfo del Messico, oltre4000 strutture offshore e svariate decine di migliaia di chilo-metri di condotte sottomarine, buona parte delle quali sono inservizio da più di vent’anni, sottoposte a sollecitazioni difatica, corrosione, danneggiamenti dovuti ad eventi naturali(uragani, maremoti), incendi, esplosioni, collisioni provocateda naviglio ecc; la saldatura subacquea rappresenta quindi ilprincipale processo per la riparazione e il mantenimento dellestrutture necessarie ad un settore strategico come quellodell’estrazione degli idrocarburi. In questa memoria sicercherà, pertanto, di fornire una sintesi delle problematicherelative alle due possibili applicazioni.

Underwater welding was developed back in the sixties, espe-cially for “Dry” applications (in a dry environment), even at

considerable depths, to fulfil the needs of the oil industry (plantsand offshore pipelines);since the beginning of the nineties,thanks to lower working costs, applied research has concen-trated on rendering“Wet” welding truly reliable (in a wet envi-ronment) a technique previously utilized in ship repairs and inshallow waters of port areas, with however limited quality stan-dards and little consideration by the persons involved up atleast until the mid-eighties.Today, extending from the North Sea to the Gulf of Mexico, thereare over 4000 offshore plants and various tens of thousand kilo-metres of underwater pipelines, a good portion of which havebeen operating for over twenty years, continuously subject tofatigue stress, corrosion, damages caused by natural events(hurricanes,submarine earthquakes), fires, explosions, shipcollisions, etc.;underwater welding currently represents theprimary process for the repair and maintenance of structures ofwhat is deemed a strategic sector such as the extraction ofhydrocarbons. This report shall highlight the issues and prob-lems concerning both applications.

Keywords:Consumables; electric arcs; environment; friction welding;influencing factors; MAG welding; mechanical properties;MMA welding; shielding gases; underwater environments;underwater welding; weldability; welding power sources.

Sommario / Summary

F. Lezzi *


F. Lezzi - Principali problemi nella saldatura subacquea

a saldatura subacquea comportaproblematiche molto diversifi-

cate che coinvolgono competenzespecialistiche riguardanti, sia gli aspettitecnologici e metallurgici del processo,che quelli logistici e della sicurezzaconnessi all’attività di immersione; laseguente trattazione si limiterà ad esami-nare solo quanto di nostra competenza, ecioè, il comportamento e la caratterizza-zione in ambiente subacqueo dei possi-bili processi di saldatura oggi utilizzabili.

1. Introduzione

La saldatura subacquea può essere classi-ficata oggi in tre tipologie fondamentali:• “Hyperbaric dry welding”, realizzata

all’asciutto all’interno di una camera“habitat”, assemblata intorno ai compo-nenti da saldare, alla pressione dipen-dente dalla profondità. Si fa notare chealla fine degli anni ottanta si conside-rava ancora impossibile ottenere risul-tati accettabili di “wet welding” epertanto la terminologia usuale erasemplicemente hyperbaric welding

• “Wet welding”, realizzata a direttocontatto dell’acqua e a pressionedipendente dalla profondità di esecu-zione.

• “Coffer dam welding”, realizzataall’asciutto e a pressione atmosferica,tramite una struttura metallica, emer-gente, connessa con tenute stagne alcomponente in riparazione, al cuiinterno opera il saldatore.

Poiché la “coffer dam welding” sirealizza alle stesse condizioni ambientalidi terra, saranno esposte le sole proble-matiche inerenti la hyperbaric drywelding e la wet welding.

2. Saldatura iperbaricaall’asciutto

2.1 Generalità

La saldatura in camera iperbarica è statalargamente impiegata negli ultimi tren-

t’anni per la realizzazione di componentistrutturali di piattaforme e per la connes-sione di condotte sottomarine, quindi siaper l’estrazione che per il trasporto diidrocarburi gassosi e liquidi, i cui giaci-menti sono localizzati, per oltre il 50%,sul fondo degli oceani. Un’intensa atti-vità di studi e indagini sperimentali èstata costantemente sviluppata nei piùimportanti Istituti della Saldatura (fracui l’IIS) e in noti Centri di ricerca, alfine di determinare le opportune solu-zioni per adeguare i processi di saldatura(elettrodi rivestiti, MIG/MAG con filipieni e animati, TIG) all’esposizione diun ambiente particolarmente umido, inatmosfere diverse dall’aria e, soprat-tutto, all’elevata pressione.Sono stati in particolare indagati l’in-fluenza della pressione e delle misceleprotettive sul trasferimento dei consu-mabili e sulla perdita di elementi trasfe-riti nel bagno, l’influenza della portatadei gas di protezione sulla disossida-zione del bagno e sulla stabilità d’arco e,ovviamente, gli effetti sulla microstrut-tura di saldatura e sulle sue caratteri-stiche meccaniche. Poiché nuovi giaci-menti, sia nel Mediterraneo che nelGolfo del Messico e sulla Costa Brasi-liana, sono stati localizzati ad oltre 500metri di profondità, per limitare lapermanenza di saldatori subacquei a taliprofondità, è stata incrementata laricerca per la messa a punto di sistemi disaldatura completamente automatici e acontrollo remotato. Sia per il processoTIG che per il filo continuo con prote-zione gassosa, più produttivo, sono statequalificate procedure che garantisconoelevata qualità e ripetibilità prestazio-nale fino a 450 metri di profondità.

2.2 Atmosfera gassosa della cameraiperbarica

Occorre distinguere due tipi di atmo-sfera:• l’atmosfera della camera di saldatura;• l’atmosfera fornita al saldatore da

respirare.A causa della contaminazione dell’atmo-sfera dell’habitat da parte del procedi-mento di saldatura, il saldatore dovrebbeportare la maschera ed avere un’atmo-sfera di respirazione indipendente.Però, poiché vi è un lavoro di prepara-zione che precede la saldatura e poichèesiste il rischio che il saldatore respiriinavvertitamente l’atmosfera della

camera, è necessario che questa siarespirabile.L’azoto è un gas poco costoso e sarebbeconveniente usarlo; esso è, tuttavia, unforte anestetico anche a bassa pressione;inoltre crea una notevole produzione diossidi di azoto per contatto con le particalde appena solidificate, al di fuori delgas di protezione.L’elio è invece molto costoso ma risultarespirabile anche al crescere dellaprofondità e non produce ossidazioneapprezzabile. L’argon non è impiegabileperché diventa, sotto pressione, un gasnarcotico mortale.Per quanto riguarda l’ossigeno, essorisulta fisiologicamente accettabile perla respirazione in un ampio campo diconcentrazioni; è necessario però realiz-zare un compromesso tra l’esigenzabiologica e quella di evitare rischi d’in-cendio. Occorre inoltre notare che se ilgas espirato dal saldatore è immessonella camera, il tenore di ossigeno puòdiventare inaccettabile: il saldatore deveessere dotato di una maschera checonsenta l’emissione del gas all’esternooppure deve essere previsto un sistemadi rigenerazione dell’atmosfera chetenga sotto controllo anche il tenore diossigeno. La miscela più utilizzata finoalla profondità di 300 m è costituita daelio con ossigeno alla pressione parzialedi 300÷400 mbar. La pressione totaledella miscela deve essere tale da equili-brare la pressione esistente sul fondodella camera di saldatura.Oltre l’ossigeno, altre sostanze inqui-nanti sono prodotte in corso di saldatura:NO2 O3, CO, CO2 e polveri, che devonoessere tenute entro i valori limite TLV(Threshold Limit Values).Oltre la composizione dell’atmosfera disaldatura devono essere tenuti sottocontrollo l’umidità e la temperatura:l’umidità, sia dal punto di vista metallur-gico che per il benessere dei saldatori; latemperatura è importante per il benes-sere dei saldatori e deve essere regolatacon sistemi elettrici di riscaldamento (eraffreddamento) in particolar modo inconcomitanza all’utilizzo di miscela dielio, che conduce il calore più dell’aria edell’azoto.

2.3 Influenza delle condizioni ambien-tali sull’arco elettrico di saldatura

La maggiore pressione e conduttivitàtermica dell’atmosfera dell’habitat

L



producono una maggiore caduta ditensione d’arco ed una maggiore costri-zione del fuso d’arco. Nel caso di salda-tura MAG, con protezione di miscelaattiva, con polarità negativa al bagno, sihanno emissioni di vapori metallici(plasma stream) dal bagno sull’arco einstabilità d’arco fino alla sua estin-zione, trasferimento irregolare conproduzione di spruzzi e fumo intenso.Nel caso di trasferimento short arc, abasso apporto termico, si depositanocordoni eccessivamente bombati conrischio di mancanza di penetrazione.Esperimenti condotti con procedimentoTIG hanno rilevato una notevole suscet-tibilità al “soffio magnetico” al di sopradi 8 bar, sia per preesistenza di campimagnetici, soprattutto su strutture tubo-lari e pipelines, sia per magnetismoindotto durante la saldatura in correntecontinua. Il problema è stato risoltosperimentalmente con l’applicazione diuna bobina avvolta intorno all’elettrododi tungsteno (500 spire da 0,6 mm concorrente continua di circa 3 A) che hainstaurato un campo magnetico di circa140 Gs permettendo il deposito regolarealla pressione di 21 bar, corrente di100A, lunghezza d’arco di 2 mm e velo-cità di saldatura di 20 cm/min. Ulterioriprove sperimentali hanno evidenziato unmiglioramento alimentando la bobinacon CA.

2.4 Influenza della pressione sullacomposizione chimica del metallodepositato

L’elevata pressione della camerainfluenza l’analisi chimica del metallodepositato attraverso tre meccanismiprincipali:• la riduzione della macchia catodica e

anodica dell’arco a causa della costri-zione del fuso d’arco (la sezione sirestringe all’aumentare della pres-sione della camera) provoca un incre-mento di energia (maggiore densità diionizzazione) e temperatura conconseguente maggiore vaporizza-zione del metallo d’apporto e inevita-bile perdita di elementi di lega,

• la maggiore concentrazione del fusod’arco influenza la geometria delbagno liquido ed agisce sulla penetra-zione (i cordoni risultano più stretti ebombati); la vaporizzazione dielementi di lega nel metallo trasferitoinfluenza la tensione superficiale del

bagno e la fluidità del deposito,• l’assorbimento dei gas nel metallo

liquido depositato aumenta alcrescere della pressione.Indipendentemente da un generaleaumento di ossigeno, azoto e idro-geno le reazioni chimiche legate allaconcentrazione di manganese e silicionei consumabili regolano i processi didisossidazione del bagno metallico.Si ha pertanto una diminuzione di Mne Si nel deposito ed una maggioreconcentrazione di ossidi di Mn e Sinella scoria. Può anche essere rilevatoun leggero incremento della concen-trazione del carbonio.

2.5 Gas di protezione

Le numerose indagini effettuate per ladeterminazione delle opportune portatedi gas protettivo nella saldatura MAGhanno individuato la portata di 10 l/min(Fig. 1) come ottimale per evitare conta-minazioni del bagno metallico daicomponenti gassosi (azoto o idrogeno)provenienti dall’esterno.La turbolenza nella protezione gassosariduce i valori di tenacità del metallodepositato (Fig. 2).Le condizioni di prova sono state leseguenti:• atmosfera della camera = Trimix

(He/O2/5%N2)

Figura 1 - Portata ottimale della miscela di protezione in funzione della pressione.

Shie

ldin

g ga

s fl

ow ra

te (l

/min

)

Working pressure (bar)

Figura 2 - Valori di resilienza Charpy su saldature effettuate alla pressione corrispondente a360 m di profondità: a) flusso di gas laminare, b) flusso di gas turbolento.

Cha

rpy

impa

ct v

alue

(J)

Test temperature (°C)

LEGENDSzelagowski et al.Muleman et al.Richardson et al.Richardson et al.

Szelagowski et al.He based mixtures

Richardson and NilsonHe + 0,5 bar CO2

Richardson and NilsonAr + 0,1 bar O2

Muleman et al.Ar + 0,1 bar O2

1000

800

600

400

200

0

2001901801701601501401301201101009080706050403020100

1 10 100

-100 -90 -80 -70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100



• gas di protezione = He/CO2• metallo d’apporto = filo animato al

C-Mn- 1% Ni• metallo base = tubo in acciaio API 5

LX 65.Il procedimento MAG con filo animatooffre prestazioni superiori all’elettrodorivestito e al MAG filo pieno: la combi-nazione filo flusso migliora l’efficienzatermica e la ionizzazione dell’arco contrasferimento regolare.Una corretta scelta delle combinazionifilo/flusso e gas di protezione permette:• trasferimento regolare• controllo degli elementi depositati e

della loro disossidazione• maggiori apporti termici che bilan-

ciano le perdite termiche dovute allapressione

• maggiori tassi di deposito in ogniposizione

• alti duty cycle• maggiore tolleranza alla variazione

dei parametri.L’influenza dell’ossigeno contenutonelle miscele attive He/CO2 e He/O2 èstata attentamente valutata. La Figura 3presenta relazione fra la pressioneparziale di ossigeno e della CO2 nellamiscela ed il contenuto di ossigeno nelmetallo depositato per fili animati alC-Mn e al C-Mn-1%Ni.Le principali differenze da consideraresono:• Le miscele con componenti attivi alla

pressione parziale compresa fra 0,020e 1,5 bar per l’ossigeno e 0,015 bar e2,0 bar per la CO2. Sia l’Ar che l’Hesono stati usati come gas vettori.

• I campioni prodotti manualmentesono stati saldati in differenti posi-zioni da un gruppo di saldatorisubacquei con diverso grado diabilità ed esperienza; ciò ha allargatoil campo di variabilità dei parametri edelle tecniche di saldatura(weaving).Le saldature meccanizzatesono state effettuate con maggioriapporti termici (tensione e corrente)che hanno innalzato la temperaturad’arco sul bagno con significativoeffetto sull’assorbimento di ossi-geno.

Il controllo sulla costanza della pres-sione parziale di CO2 in miscela garan-tisce un contenuto di ossigeno parimenticostante nel deposito, nel range dellepressioni studiate (per ppCO2 = 1bar,0,058% - 0,064% O2, e per ppCO2 = 0,5

bar, 0,053% - 0,055% O2) per profonditàcomprese fra 60 e 100 m.Come previsto maggiori pressioniparziali di CO2 fanno aumentare ilcontenuto di O2 nel bagno.Le prove di resilienza a -20°C presen-tano maggiori valori di energia assorbitacon minori livelli di ossigeno assorbito

(Fig. 4). Tuttavia leresilienze ottenutein un campo dipressioni variabilifra 60 e 100 barsi attestano fra i52 J ed i 107 J , inf u n z i o n e d e l l amiscela di prote-zione, e, comunque,conformemente aglistandards richiestiper le costruzionioffshore.Tutte le sperimenta-zioni fatte con filianimati (del tipoAWS A5.29/80T5-G) per la saldaturadi acciai al C-Mn emicrolegati hannod i m o s t r a t o c h epiccole percentualidi ossigeno favori-scono la formazionedi ossidi di silicio

che inibiscono la crescita dei graniaustenitici causando, durante il raffred-damento, la riduzione della formazionedi ferrite aciculare e l’incremento diferrite lamellare a bordo grano, conaumento del rischio di fenomeni di cric-cabilità. La scoria permette, grazie alla suatensione superficiale, di effettuare salda-ture in tutte le posizioni.

Figura 3 - Relazione tra l’attività del gas e ilcontenuto di ossigeno nel bagno.

CO

2Pa

rtia

l pre

ssur

e (b

ar)

O2

Part

ial p

ress

ure

(bar

)

Weld metal oxygen content (%)

Figura 4 - Contenuto di ossigeno nel metallo depositato a differenti pressioni di lavoro.

Wel

d m

etal

02

cont

ent (

%)

Pressure (bar abs.)Figures inside the squares indicate the Charpy impact energy at -20 °C

LEGEND

Szelagowski (1). 1988

Doe Santos (2). 1988

Miller (3). 1988

LEGENDppCO2 = 1.0 barppCO2 = 0.5 bar

He + CO2 Shielding Gas MixturesProducing ppCO2 = 1.0 bar

He + CO2 Shielding Gas MixturesProducing ppCO2 = 0.5 bar

Valid for Ar-O2 mixures

containing between 0.1%

and 5% O2 C-Mn wire

(1) - Manual welds using C-Mn-1%Ni wire andHe-CO2 shielding gases.

(2) - Robotic welds using C-Mn-1%Ni wire andHe-CO2 shielding gases.

ELECTRODE POSITIVE

0.08

0.07

0.06

0.05

0.04

0.030 40

52,5 J 63.5 J

59.0 J52.5 J

107.0 J

80 120

0.01 0.1

1

0.1

0.01

1

0.1

0.01



2.6 Proprietà dei materiali

Acciai non legati e acciai microlegatisono normalmente utilizzati per le appli-cazioni offshore.Tali acciai tendono ad aumentare ladurezza in ZTA, soprattutto a causa dellesevere condizioni di raffreddamentonella camera iperbarica arricchita di elio.Sarebbe pertanto necessario effettuareun preriscaldo di 120°C, possibile soloin applicazioni completamente mecca-nizzate e non manuali, al fine di elimi-nare il rischio di formazione di cricche afreddo da idrogeno. Per evitare la conta-minazione da idrogeno deve esseremolto accurata la scelta della miscela digas protettivo e della sua portata. Losviluppo dei nuovi acciai strutturalimicrolegati, termomeccanici e a lamina-zione controllata, ha sollecitato i produt-tori di consumabili alla messa a punto difili animati capaci di compensare laperdita di elementi di lega per l’ossida-zione provocata dall’ambiente umido eper aumentare l’effetto di deidratazione.Sono stati aggiunti nei flussi piccoleconcentrazioni di Al, Ti, B, con eccel-lenti risultati. Oggi sarebbe possibilesaldare tali materiali in manuale fino a500 m e con sistemi meccanizzati fino a1000 m di profondità. Tuttavia le diffi-coltà dell’immersione a tali profondità ele disponibilità di miscele respirabili,hanno consentito applicazioni reali insaldatura manuale o parzialmente

meccanizzata, fino a profondità di 220-250 m.Le prove effettuate hanno portato all’ot-tenimento di durezze non superiori a 280HV 10, prove di resistenza, di duttilità etenacità CTOD, paragonabili ai corri-spondenti materiali base, con qualitàfinale dei giunti allineata allo standardpiù severo della ANSI/AWS D3.6-93.

2.7 Saldatura iperbarica manuale 2.7.1 Saldatura con elettrodi rivestiti

Il fuso d’arco tende a restringersi conl’aumento di pressione provocando laformazione di cordoni più bombati (conmaggiore difficoltà di rimozione dellascoria).Gli elettrodi basici sono gli unici utiliz-zabili e devono essere tenuti in forniportatili o in confezioni sottovuoto, perevitare la contaminazione da idrogenoproveniente dall’ambiente.Per evitare fenomeni di criccabilità afreddo deve essere sempre effettuato uncondizionamento termico, prima del lorouso, se non sono forniti in confezionisottovuoto e a tenuta. In genere sonoutilizzati sia per prime passate che perriempimento.

2.7.2 Saldatura TIG

Largamente utilizzata per la granderegolarità di deposito e la buona control-labilità della fusione, in particolare inprima passata, non produce scoria e non

deposita idrogeno ma ha una bassaproduttività. La saldatura TIG è quindispesso utilizzata su giunti circonferen-ziali per l’esecuzione della primapassata mentre il riempimento è realiz-zato con elettrodi rivestiti.

2.7.3 Saldatura MAG a filo pieno

Oltre alla buona efficienza di deposito,non produce scoria (in realtà si formanoscorie generate dagli ossidi di silicio, masono rifuse dalle passate successive) ed èper questo usato preferibilmente conprocessi meccanizzati.

2.7.4 Saldatura MAG con filo animato

C’è maggiore difficoltà d’uso da partedel saldatore, che deve anche rimuoverela scoria.Utilizzando corretti parametri elettrici ecombinazioni filo-flusso-gas di prote-zione si possono ottenere eccellentirisultati metallurgico-meccanici.

2.8 Saldatura iperbarica meccanizzata

Da almeno vent’anni sono stati fattistudi e ricerche applicativi per la realiz-zazione di saldature iperbariche comple-tamente meccanizzate a controllo remo-tato direttamente dalla superficie delmare, con lo scopo di ridurre l’impiegodi saldatori subacquei in camera iperba-rica.Il processo più utilizzato, soprattutto consistemi orbitali, è il procedimento TIGche è stato sperimentato fino a profon-dità di circa 230 m.Oltre al procedimento TIG sono in corsodi studio impianti completamentemeccanizzati anche per applicazioni piùproduttive di saldatura a filo sotto gas;un esempio, riportato recentemente inletteratura, è illustrato nella Figura 5.Ovviamente l’impiego dei saldatorisubacquei è richiesto per la messa apunto dei giunti, la sostituzione deglielettrodi e la supervisione della salda-tura.

2.9 Sviluppi futuri

I prodotti petroliferi ed il gas naturalecontengono elevate quantità di H2S eCO2 che provocano danneggiamenti dacorrosione nelle pipelines; pertanto simetteranno a punto sistemi di saldaturaper la realizzazione di giunti, ad elevateprofondità, di materiali dotati di resi-stenza alla corrosione oltre che struttu-rale.

Figura 5 - Progetto di impianto per saldatura iperbarica GMAW a controllo remotato per lariparazione di pipelines.



In particolare si stanno facendo speri-mentazioni di saldatura iperbarica all’a-sciutto su acciai placcati, leghe di titanioe acciai inossidabili duplex.Per quanto concerne i procedimenti sonostate fatte sperimentazioni, per ora limi-tatamente a 30 m di profondità e nellaposizione “in piano”, di un processoplasma-MIG per elevati tassi di depositoestremamente interessanti per futuripossibili depositi di placcature all’in-terno di condotte sottomarine.

3. Saldatura subacquea in acqua

3.1 Generalità

I primi esperimenti di saldatura elettricain acqua risalgono agli anni trenta efurono eseguiti presso la Lehigh Univer-sity in America in piccole vasche divetro con il saldatore fuori e all’aria, conle sole mani immerse. Da allora e finoalla fine degli anni ottanta il procedi-mento non è stato ritenuto affidabile edin grado di fornire adeguati livelli diqualità a causa della intrinseca situa-zione ambientale che provoca rapidiraffreddamenti e quindi elevate durezzein ZTA, inclusioni gassose di idrogenoin ZF, cricche a freddo.Negli ultimi 25 anni il procedimento èstato rivalutato e positivamente caratte-rizzato per fornire gli adeguati standarddi qualità richiesti dall’industria off-shore, navale, ed in generale per le operecivili portuali.Naturalmente, nella sua applicazioneprevalentemente manuale, è fondamen-tale il grado di addestramento e di espe-rienza del saldatore subacqueo.Ci limiteremo pertanto ad esaminaresoprattutto gli aspetti di miglioramentotecnologico del procedimento, ed inparticolare:• i generatori elettrici

• gli elettrodirivestiti

• i m e t o d i p e rl i m i t a r e l adurezza e lacriccabilità daidrogeno

• i procedimentialternativi.

3.2 Generatori disaldatura

A l l ’ a u m e n t a r edella pressione permantenere stabilel’arco elett r i c os o n o richiestemaggiori tensionia parità di correntee c o m u n q u etensioni a vuoto(per l’innesco)maggiori di quelle usuali a terra (Fig. 6).Soltanto la corrente continua permette ilmantenimento stabile dell’arco.

3.3 Materiali di consumo

La pubblicazione dellaAWS D.3-6 “Specifica-tion for underwater wetwelding” e successiva-mente della normaeuropea prEN ISO15614-9 “Specificationand qualification ofwelding procedures formetallic materials -Welding procedure test- Hyperbaric wetwelding” ha stimolato iproduttori di consuma-bili per saldatura; sonooggi disponibili elet-trodi in grado di realiz-zare giunti di qualitàcorrispondente alla

classe B dell’AWS D3-6, a profondità di60 m, su acciai con Ceq non superiore a0,40. Altre prove eseguite a 10 m diprofondità hanno soddisfatto i requisitidi qualità della classe A.

Figura 6 - Campi di funzionamento dei para-metri elettrici in funzione della pressione.

Figura 7 - Schema per la riparazione di unacciaio a Ceq >0,4 con “Temper Beads”.

Current (A)

Vol

tage

(V)

Figura 8 - Jacket leg dalla piattaforma delMare del Nord con l’indicazione della partestrutturale sostituita, a seguito dei danniprovocati da una collisione con mezzo navaledi servizio.

Existing Mat’lCE ≥ .40

Repair Mat’lCE < .40

TemperBeads

30

25

20

15

50 100

1 bar

Platformnorth

Brace 3B1

Failure point

2

3

B

N EJ

K

2

-36

-300

30 bar

15 bar

150 200 250 30



Sono state comunque realizzate salda-ture di classe B a 90 m.Attualmente gli elettrodi a rivestimentorutilico garantiscono le migliori presta-zioni, sia per la stabilità d’arco che per lamigliore geometria di deposito. In alter-nativa sono presi in esame, per la minorequantità di idrogeno diffusibile, gli elet-trodi a rivestimento con ossidi di ferro,gli inossidabili austenitici e quelli a basedi nichel. Tutti gli elettrodi suddettidevono avere un rivestimento esternocon tenuta all’acqua.

3.4 Controllo della durezza e limita-zione dei fenomeni di criccabilità

Poiché il raffreddamento in acqua èmolto rapido e siamo in presenza dinotevoli quantità di idrogeno diffusibile,con normali elettrodi rivestiti si produ-cono cricche da idrogeno su acciai conCeq > 0,29.Tuttavia, utilizzando la tecnica di depo-sito passate “Temper Beads” (Fig.7)sono saldabili acciai anche con Ceq>0,4;nel 1991 è stato fatto un intervento diriparazione su una piattaforma del Maredel Nord su un simile acciaio e sono stateottenute durezze non superiori a quellepreviste dalla Classe A della AWS D3.6.L’intervento fu effettuato a 36 m diprofondità per riparare la struttura tubo-lare danneggiata dalla collisione di unmezzo navale operativo; come si puòvedere dalle Figure 8, 9, 10 la ripara-zione è stata effettuata saldando unmanicotto sagomato a cavallo del nuovocomponente strutturale e del monconeresiduo di quello originale.

3.5 Caratteristiche meccaniche

La letteratura tecnica riporta numerosidati, spesso non omogenei perché otte-

nuti con elettrodi di tipo tradizionale;pur tuttavia è deducibile, come prevedi-bile, per il maggior assorbimento di ossi-geno e idrogeno, un decremento dellecaratteristiche meccaniche all’aumen-tare della profondità (Fig.11).

3.6 Metodi alternativi per la saldaturain acqua

3.6.1 Saldatura MAG con filo animato

Si stanno formulando appositi flussi ditipo rutilico per permettere tale applica-zione, di maggiore produttività e sonogià state rese ufficiali applicazioni speri-mentali a profondità di 20 m con otteni-mento di risultati qualitativi eccellenti(conformi alla classe A della AWS D3.6).

3.6.2 Saldatura ad attrito

Sono state sviluppate esperienze apartire dal 1992 presso il TWI in Inghil-terra utilizzando il processo di FrictionStir Welding (FSW)in una particolaremodalità conosciutain seguito comeF r i c t i o n H y d r oPillar Processing(FHPP).Il processo FHPP,adatto alla ripara-zione di strutture“offshore”, consiste,dopo aver indivi-duato il percorsodella cricca, nell’ef-fettuare un foro nonpassante ad una suaestremità, normal-mente con diametrodi 9-17 mm, enell’introduzione diun elemento solido inacciaio, in rotazionee sotto spinta assiale.Per attrito, il metallodell’elemento rotantediverrà plastico eriempirà il forodiventando solidalecon le pareti di esso.Oppor tunamen tetagliata l’eccedenzaesterna, l’operazioneverrà ripetuta conaltri fori parzial-mente sovrapposticon il precedente(Fig. 12).

I vantaggi di un simile processo sono:• Processo di giunzione allo stato

solido• non interviene l’arco elettrico• interamente robotizzabile e controlla-

Figura 9 - Particolare dell’elementodanneggiato in corrispondenza dellasaldatura circonferenziale.

Figura 11 - Caratteristiche meccaniche infunzione della profondità.

Depth (m)

Depth (m)

Ulti

mat

e te

nsile

str

engt

h (M

Pa)

Impa

ct to

ughn

ess

@ 0

to -2

C (J

)

Figura 10 - Schema della riparazioneeffettuata con saldatura, in acqua, tramitemanicotto sagomato, del nuovo elemento almoncone residuo del componentedanneggiato.

EL(-)36’-0”

12 o’clock position LegJL3E JL3E

Ref. 35

Ref. 34

Ref. 12

Ref. 27

Ref. 35

Ref. 8

Ref. 12

Ref. 15

24”

Member3B1

12”

36”

700

600

500

400

300

200

100

0

60

50

40

30

20

10

0

0 20 40 60 80 100

0 20 40 60 80 100



bile dalla superficie con controlloremoto

• il metallo plastificato spinge versol’esterno impurità di ogni genere

• saldature esenti da porosità e criccheda idrogeno

• metallo riportato a struttura moltofine

• modesto effetto temprante esercitatodall’acqua (durezza HV10 <250).

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➠ segue

Figura 12 - Esempio schematico diriparazione con procedimento FHPP. Franco LEZZI, laureato in Ingegneria Industriale Meccanica presso l’Uni-

versità di Genova nel 1976, fa parte dell’Istituto Italiano della Saldatura dal1978; dedicatosi principalmente ad attività di formazione e normazione, nel1988 diventa Dirigente Responsabile per le attività di qualificazione e certifi-cazione del personale, nel campo della saldatura e delle PND e nel 1990Direttore della Divisione Formazione e Insegnamento dell’IIS. Attivo comePresidente o Membro di importanti Comitati Tecnici nazionali (UNI, AIM,CICPND, ISPESL) ed internazionali (CEN, ISO), si è particolarmente impe-gnato nell’ambito dei Comitati Tecnici dell’European Welding Federation edell’International Institute of Welding, per l’elaborazione delle linee-guidaper l’armonizzazione della formazione, qualificazione e certificazione delleFigure Professionali di saldatura EWF e IIW. Dal 2001 è Direttore della Divi-sione Promozione, Relazioni Esterne e Normazione dell’IIS.



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Monitoraggio di emissione acustica dicorpi a pressione (°)

Questa memoria delinea le applicazioni di EmissioneAcustica (EA) come metodo di controllo non distruttivo pervalutare l’integrità meccanica e strutturale di una grandevarietà di componenti e strutture. L’ applicazione dellatecnica di EA ha raggiunto una significativa maturità e pene-trazione industriale e, per specifici componenti, è richiesta inmodo obbligatorio in Europa e nella comunità internazionalesia in prima prova di collaudo che per successive qualifiche.Lo sviluppo di software e hardware sempre più accurati ededicati e l’incremento di esperienze pratiche hanno consen-tito un allargamento delle applicazioni di EA in tutti i settoriindustriali. Data la sua intima relazione con la sollecitazionel’EA consente un controllo volumetrico globale, in temporeale, dei corpi a pressione anche durante il normale ciclooperativo. Lo sviluppo e la realizzazione di procedureeuropee hanno inoltre favorito una maggiore accettazionedella tecnica a livello industriale.Nella memoria viene data una panoramica delle applicazionidell’EA unitamente ad alcune considerazioni generali ecommenti sulle applicazioni industriali.

This paper outlines the Acoustic Emission applications asnon-destructive control method to evaluate the structural and

mechanical integrity of a large variety of components. Theapplication of AE technique has reached a significant matu-rity and industrial penetration and, for specific component, itis mandatory in Europe and in the international communityduring the first acceptance test and subsequent re-qualifica-tions. The development of more accurate and dedicated soft-ware and hardware and the improvement of practical experi-ences have allowed an enlargement of the AE applications inall industrial sectors. Due to its close relation with the stressthe AE allows a volumetric real time control of pressurecomponents also during the normal operating conditions.The development and realisation of European codes andprocedures have promoted a greater acceptance of the tech-nique in the industrial community.The paper gives an overview of the Acoustic Emission appli-cation with some general comments and considerations onthe industrial applications.

Keywords:Acoustic emission; automatic control; computer programs;nondestructive testing; other NDT methods; pressure vessels;structural analysis.

Sommario / Summary

E. Fontana *


(°) Memoria presentata al Convegno: “Applicazioni di tecniche PND nonconvenzionali”, organizzato da AIPND e IIS - Genova, 30 Novembre 2006.

* Libero professionista - Milano.


E. Fontana - Monitoraggio di emissione acustica di corpi a pressione

1. Introduzione

Una grande varietà di applicazioni di EAsono state fatte sia in laboratorio che incampo sin dalla fine degli anni 60. Laquasi quarantennale storia dell’EA èstata caratterizzata da periodi alternati diapprovazione e di criticismo, oggi-giorno, un atteggiamento più bilanciatoe realistico sembra ormai essere statoraggiunto.Il grande vantaggio della tecnica di EAconsiste nella sua capacità di monitorarein tempo reale l’intero volume di unastruttura in esame con un numero ridottodi sensori, opportunamente predispostisulla struttura. Dovuto alla natura intrin-secamente dinamica del fenomeno diEA, l’EA offre una incomparabileopportunità di ottenere informazionisull’integrità strutturale di un datocomponente d’impianto nelle differentifasi della sua vita operativa, ad esempioalla fine del processo di fabbricazione(collaudo idraulico), durante le normalioperazioni d’impianto (monitoraggiocontinuo e incremento di pressione) edurante fermate di manutenzioneprogrammate (prova di riqualifica).L’impegno di personale ben addestrato equalificato, equipaggiato con strumenta-zione dedicata multicanale e multipara-metrica soggetto all’osservanza di requi-siti minimi e procedure di prova bendefinite è essenziale per mantenere unalto livello di significato diagnostico eaffidabilità dei risultati ottenuti nel corsodi un esame di EA. Perciò è essenzialeche operatori con una consolidata espe-rienza di applicazione della tecnica diEA vengano utilizzati per effettuare egestire le prove.

2. Monitoraggio di EA

Il monitoraggio con EA di un corpo apressione in prova ha come obbiettivoprincipale la rilevazione e la localizza-zione dei difetti planari eventualmentepresenti nel materiale.

Considerevoli progressi sono stati otte-nuti nell’utilizzo dell’EA dalle primeapplicazioni. Più settori industriali sonostati esplorati: offshore e trasporto diolio e gas, chimico e petrolchimico,nucleare, generazione termica e idroelet-trica, aerospaziale e aeronautico, auto-mobilistico, ferroviario, industriecartarie ecc.L’EA è stata applicata ad una grandevarietà di materiali (metallici, e nonmetallici) e strutture/componenti, pervalutazione di integrità strutturale orivelazione di perdite: reattori e colonnechimiche e petrolchimiche; desolfora-zione, hydrotreating, platforming,hydroforming, hydrosulphurization,unità di trasferimento catalitico, dearea-tori, cooldown reactors, nuclear vesselse componenti a pressione, boiler drums,steam headers e line di vapore, serbatoidi stoccaggio cilindrici e sferici, gascyclinders, ponti; ferrocisterne e autoci-sterne, biforcazioni di condotta forzata,pompe reversibili, valvole a sfera perunità idroelettriche, tubazioni interrate,componenti automobilistici, carlinghe eali di aerei.Studi intensivi di base di laboratorio perla caratterizzazione dei materiali, inve-stigazione sui meccanismi di genera-zione dell’EA, propagazione dei segnalidi EA, sono ancora oggi in atto.L’utilizzo dell’EA, oltre ad assicurare uncontrollo diretto dell’evoluzione deldanneggiamento e una indicazioneprecoce di possibile rottura catastroficadurante la pressurizzazione, fornisce unamappatura iniziale della distribuzionedelle sorgenti di EA attivate nel mate-riale del componente quando sollecitatoal massimo carico ammissibile.Queste mappe di riferimento dellesorgenti di EA possono essere utilizzatedurante la vita operativa del componenteper confronto con i risultati di controllisuccessivi di EA, anche di monito-raggio, effettuati per mantenere sottocontrollo le aree del componente identi-ficate come acusticamente attive.Ulteriori sviluppi della tecnica hannoconsentito di applicare l’EA per affron-tare nuovi problemi di valutazione diintegrità strutturale, come ad esempio:• riqualificazione di componenti strut-

turali dopo un periodo prestabilito dianni di servizio

• prove in linea durante il normalefunzionamento

• monitoraggio a breve e lungo termine• monitoraggio intermittenteper differenti condizioni di sollecita-zione, pressione, temperatura, sollecita-zione meccanica monotonica e ciclica edifferenti condizioni ambientali e difluidi di processo.L’utilizzo dell’EA per il monitoraggiodi prove di riqualifica e, più critica-mente, di componenti durante le normalicondizioni operative, deve essere cauta-mente valutato in termini di affidabilitàdiagnostica dell’informazione ottenutada una prova di EA.Poiché solo i difetti che evolvono acausa dello stimolo applicato possonoessere identificati e localizzati, se lasollecitazione aggiuntiva applicata,rispetto alle normali condizioni di solle-citazione, è insufficiente per indurrequalche crescita del difetto (o qualsiasiforma di instabilità), o il tasso di energiaelastica locale rilasciata è troppo basso, idifetti possono sfuggire alla rilevazione,salvo che meccanismi di generazionesussidiaria di EA (frizione delle super-fici della cricca, rottura di ossidi, fratturadei prodotti di corrosione ecc.) possanointervenire. Questo fatto è ovviamenteapplicabile a tutti i meccanismi di gene-razione di EA.I difetti più pericolosi che possonopropagarsi in un materiale di un corpo apressione sono quelli di tipo planare,quali appunto le cricche.Nel corso di una sollecitazione, alleestremità dei difetti planari eventual-mente presenti nel corpo a pressione, acausa delle rilevanti intensificazionidegli sforzi ivi esistenti si produconosollecitazioni locali elevatissime equindi alterazioni strutturali e taloraanche significative estensioni deglistessi difetti, processi tutti caratterizzatida significativa generazione di EA.Il monitoraggio on-line di componentioperativi di impianto è al tempo stesso lapiù attrattiva e la più vulnerabile delleapplicazioni di EA. Esso può essereapplicato in produzione, assicurando lacopertura volumetrica al 100% delcomponente, può assicurare la rileva-zione e la localizzazione dei difetti attivie può essere correlato con i parametri diimpianto quali la pressione, portata,temperatura, ciclo di produzione ecc.Queste applicazioni on-line devonoaffrontare alcuni problemi e ostacoli,quali:



• attenuazione delle onde acustiche diEA, dovuta alla complessità geome-trica e alla presenza di isolamentotermico;

• rumore di fondo di processo;• segnali spuri di rumore provenienti

dall’esterno dell’area monitorata ogenerati da movimenti strutturali(specialmente nel caso di avvia-menti/fermate di impianto) o generatida eventi strutturali non-rilevanti,come la rottura di ossidi.

L’attività di EA che può essere associataal danneggiamento occorso nell’areamonitorata deve essere chiaramente di-scriminata dal rumore.Tuttavia, se applicato contestualmente inun programma di ispezione comples-sivo, dove gli obbiettivi del monito-raggio con EA sono stati chiaramente erealisticamente definiti e concordati conil personale di processo, manutenzione eispezione, l’EA può dare informazionidiagnostiche utili e preziose.L’espansione delle applicazioni diEA, unitamente con la tremenda erapida evoluzione delle performancedei sistemi hardware e software nel-l’operare calcoli complessi e nell’acqui-sire dati multi parametrici ad alta velo-cità, hanno consentito agli operatori dimantenere un controllo costante sull’at-tività globale delle sorgenti attive di EAe in alcuni casi, attraverso la realizza-zione di database, di ottenere ilgradiente di severità delle sorgenti iden-tificate di EA.I sistemi di EA attualmente disponibilisono in grado di garantire una acquisi-zione e un trattamento ad elevata velo-cità multi-canale e multi-parametrico,così che l’estrazione e la presentazionedelle caratteristiche più rilevanti deisegnali di EA, la localizzazione e ladiscriminazione delle sorgenti di EA e laloro presentazione possono essere fattein tempo reale.In alcuni casi particolari nei sistemi diEA viene incorporato un database o unsistema esperto, per effettuare una valu-tazione o una classificazione dellesorgenti di EA assistita.Due sono i metodi largamente utilizzatiper la localizzazione delle sorgenti diEA: triangolazione basata sui tempi diritardo e localizzazione a zona o hits.Il primo metodo necessita che il segnaleacustico, generato da una sorgente diEA, raggiunga tre o più sensori perché

sia possibile effettuare una localizza-zione accurata della posizione, l’altro èbasato sul fatto che il confronto dell’at-tività di EA accumulata su un set disingoli sensori identifichi aree ad elevataattività del componente monitorato.Alcune considerazioni devono esserefatte per permettere una valutazione deimeriti e delle limitazioni dei due metodi.La rivelabilità di un difetto in evoluzionetramite EA dipende essenzialmente da:• tasso di energia elastica rilasciato

dalla sorgente (è conosciuto esserealto, ad esempio, per crescita dicricca in materiale non duttile)

• livello del rumore di fondo• energia persa lungo il percorso di pro-

pagazione tra la sorgente e il sensore.Il metodo di triangolazione, che processastringhe di tempi di ritardo ottenutedall’attivazione di uno o più sensoriall’interno di un dato intervallo tempo-rale, previene, utilizzando filtri logici, diprocessare sequenze di tempi di arrivoerrate, così che le sorgenti localizzatepossano essere considerate valide,Questo approccio ha le sue controindica-zioni quando l’attività totale del tasso dieventi di EA è troppo alta, perché glieventi di EA si possono sovrapporre neltempo e i filtri logici rifiutano unnumero crescente di dati apparente-mente inconsistenti.La localizzazione a zona o singolocolpito (hit) non richiede l’attivazionedi molti sensori per registrare unevento, ma richiede l’utilizzo di unariduzione e filtraggio dei dati durantel’analisi fuori linea per eliminare datiinconsistenti.Nella localizzazione a zona la preoccu-pazione principale è quella di evitareogni perdita di dati e la selezione e lalocalizzazione delle sorgenti vengonoparzialmente ritardate. La discrimina-zione dei dati acquisiti per il metodo azona è pertanto il problema più criticoper l’identificazione non ambigua dellesorgenti di EA.Ognuno dei due metodi ha la sua forza edebolezza e può dare risposte ottimiz-zate alle specifiche esigenze o condi-zioni di prova.Il modo migliore di prendere dati diEA è di utilizzare l’informazione conte-nuta nella sequenza dei colpiti per indi-rizzare la triangolazione ed ottenere ilmaggiore vantaggio possibile dall’usodelle due metodologie.

3. Qualificazione del personale

L’EA è una tecnica complessa cherichiede una preparazione specifica edestesa del personale. In aggiunta ad unaminima conoscenza teorica di base,l’operatore necessita di un addestra-mento in campo per affrontare unagrande varietà di problemi reali, sorgentidi rumore, rumore di processo, tipo emetodo di sollecitazione, conoscenzadelle proprietà del materiale ecc., perincrementare e consolidare la sua capa-cità operativa ed esperienza diagnostica.La qualificazione e la certificazione delpersonale è altamente raccomandatacongiuntamente con le linee guida e leprocedure di applicazione della tecnicadi EA.La preparazione e successiva pubblica-zione in ambito Unione Europea (UE)delle seguenti norme: UNI EN 1330-9: Terminologia -Termini utilizzati nel controllo con emis-sioni acustiche, EN 13477-1: C a r a t t e r i z z a z i o n edell’apparecchiatura - Descrizionedell’apparecchiaturaEN 13477-2: C a r a t t e r i z z a z i o n edell’apparecchiatura - Verifica dellecaratteristiche funzionaliEN 13554: Emissione acustica - Prin-cipi generaliEN 14584: Acoustic emission - Exami-nation of metallic pressure equipmentduring proof testing - Planar location ofAE sourcesEN 473: Qualifica e certificazione delpersonale addetto alle prove non distrut-tive. Principi generaliha sicuramente dato un contributo signi-ficativo al consolidamento della tecnicadi EA in campo industriale.

4. Conclusioni

Il controllo con EA è applicato regolar-mente ad una grande varietà di corpi apressione in molteplici settori indu-striali. La tecnica di EA è di grande inte-resse per la possibilità che offre di effet-tuare, con l’impiego di un numerolimitato di sensori, un controllo volume-trico su tutto il materiale del corpo inpressione, specialmente nel caso digrandi strutture, e di fornire la mappacon le posizioni dei punti sospetti identi-ficati nel corso della prova.



Una importante peculiarità dell’EA èquella di assicurare un riscontro costantesulle condizioni di criticità a cui è sotto-posta una struttura permettendo dicontrollare la sollecitazione applicata edeventualmente di fermarla prima delraggiungimento di situazioni critiche.Strutture complesse possono esseremonitorate con l’EA studiando opportu-namente la disposizione dei sensori pergarantire che il monitoraggio rilevisegnali di EA provenienti da zone anchegeometricamente complicate come nelcaso delle biforcazioni di condottaforzata.Questa tecnica, inserita in un program-ma di manutenzione predittiva, con altrimetodi di CND, permette di determinarecon maggiore precisione lo stato dellecondizioni effettive della strutturaesaminata.Lo sviluppo e la pubblicazione di stan-dard di formazione e applicazione alivello europeo hanno fornito una vera epropria guida operativa di riferimentoper gli utilizzatori della tecnica di EA,ed hanno consentito una maggiore pene-trazione in più settori industriali.Emerge chiaramente la tendenza, perapplicazioni specifiche, di svilupparestandard di applicazione differenziati

che forniscano criteri per la valutazione,anche automatica, dell’importanza dellesorgenti di EA individuate. Il grande sviluppo di componenti hard-ware e software consentono di miglio-rare l’affidabilità delle tecniche didiscriminazione e di determinare conpiù precisione la localizzazione dellesorgenti di EA, aiutando l’operatorenell’analisi delle sorgenti di EA per laloro classificazione. L’EA è essenzial-mente una tecnica sintomatica, capacedi evidenziare la presenza di processi di

danneggiamento in atto, la loro posi-zione sulla struttura e il loro andamentodinamico in funzione di un datostimolo.L’EA non può essere rimpiazzata e nonpuò rimpiazzare altre tecniche dicontrollo non distruttivo, essa è comple-mentare a sinergica con tecniche diCND convenzionali e deve essere utiliz-zata all’interno di un programma ispet-tivo per contribuire all’ottenimento diuna informazione diagnostica perfezio-nata del componente in esame.

Emilio FONTANA, diplomato in Elettronica Nucleare nel 1967. Attualmentesvolge attività di formazione e di consulente nel settore applicativo dellatecnica di controllo non distruttivo Emissione Acustica della quale è unLivello 3 certificato dal CICPND ed è un esperto di ricerca perdite in tuba-zioni interrate. Collabora con UNI, AIPnD e CICPND, è stato per 12 anni ilchairman del gruppo europeo del CEN7TC 138 WG7 “Acoustic emission”.Il background culturale nel settore di diagnostica industriale si è formato inoltre 36 anni di attività di ricerca e sviluppo e applicazioni in campo delletecniche sopra citate presso il CISE (Centro Informazione Studi ed Espe-rienze) di Segrate - MI. Ulteriori esperienze professionali sono state fattepresso la Società STA (Servizi Tecnologici Avanzati) e la Società EMAC.Molteplici sono state le missioni all’estero per trasferimento tecnologico eaddestramento di personale. Tra le più significative quelle svolte per contodell’IAEA (International Atomic Energy Agency) nal 1992 presso i laboratoriIndonesiani di BATAN vicino a Jakarta. Nel 2004 osservatore indipendenteper conto della Comunità Europea per la valutazione di progetto di sviluppodi applicazione dell’EA alla corrosione dei serbatoi delle navi cargo. Molte-plici i corsi di formazione per la tecnica di Emissione Acustica svolti.

TTThhheee III IIIWWW aaannnddd EEEWWWFFF EEEddduuucccaaatttiiiooonnn,,, TTTrrraaaiiinnniiinnnggg &&& QQQuuuaaalll iiifffiiicccaaatttiiiooonnn SSSyyysssttteeemmm fffooorrr WWWeeellldddiiinnnggg PPPeeerrrsssooonnnnnneeelll iiisss ttthhheee OOONNNLLLYYY SSSyyysssttteeemmm ttthhhaaattt iiisss rrreeecccooogggnnniiissseeeddd wwwooorrrllldddwwwiiidddeee aaannnddd aaalllsssooo bbbyyy IIISSSOOO aaannnddd CCCEEENNN bbbooodddiiieeesss

Bando per l’ammissione agli esami da livello 3secondo EN 473 / ISO 9712

Prima sessione d’esame 2007

L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA organizza a Genova una sessione d’esami da livello 3 secondola normativa EN 473 / ISO 9712 nel mese di Marzo 2007.

Metodi di controlloOltre all’esame di base, se non già superato in precedenza, nell’ambito della sessione sarà possibile sostenereesami e prove di recupero nei metodi di controllo:- con particelle magnetiche (MT);- con liquidi penetranti (PT);- radiografico (RT);- rivelazione di fughe (LT);- ultrasonoro (UT);- visivo (VT).A seguito del superamento degli esami l’IIS emetterà certificati secondo EN 473 / ISO 9712 con accredita-mento Sincert e pertanto con la più ampia validità.

Sede di svolgimentoGli esami si svolgeranno presso la Sede Centrale IIS, Via Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova, condisponibilità di parcheggio interno.

Requisiti di ammissione alle proveI requisiti di ammissione alle prove sono quelli previsti dalle norme EN 473 / ISO 9712, di cui si riportail dettaglio nella domanda di ammissione agli esami.Si ricorda ai candidati non in possesso della certificazione al livello 2 nel metodo di interesse, che per l’ac-cesso diretto al livello 3 è necessario sostenere preliminarmente la prova pratica al livello 2, presso iCentri d’Esame dell’IIS di Legnano o Mogliano Veneto entro Venerdì 16 Marzo o contestualmente alle provedi livello 3 presso la sede IIS a Genova.

Calendario degli esamiPer contenere al minimo l’impegno degli interessati è previsto un programma d’esami flessibile epersonalizzato per ogni candidato, in funzione del numero di metodi richiesti.L’esame di base è previsto Lunedì 26 Marzo; successivamente inizieranno gli esami di metodo, che richiedonocirca una giornata di impegno per ogni singolo metodo, e le prove di recupero.

Le prove programmate al mattino inizieranno alle ore 8.30, quelle pomeridiane alle 14.00.

IscrizioneL’iscrizione agli esami può essere formalizzata attraverso la specifica domanda scaricabile in formato pdf dalsito dell’Istituto all’indirizzo www.iis.it, così come copia del Regolamento IIS per la certificazione degli opera-tori di controlli non distruttivi.Contestualmente alla domanda dovrà essere versata la quota di iscrizione, nella misura di € 170,00(+IVA) per l’esame di base e di € 380,00 (+ IVA) per ogni esame di metodo, mediante bonifico bancario sullaBanca Popolare di Milano, C/C 4500 ABI 05584 CAB 01400, specificando la causale “Quota partecipazioneesami livello 3 - Commessa CERTND07”. La quota è comprensiva del pranzo presso la mensa dell’IIS.La domanda, compilata in ogni sua parte e completa di tutti gli allegati previsti, dovrà essere inviata presso laSede di Genova dell’IIS, all’attenzione della Sig.ra Angela Grattarola (Tel. 010 8341307, Fax 010 8367780,E-mail [email protected]), entro Venerdì 16 Marzo.

InformazioniPer qualsiasi informazione è possibile contattare la Sig.ra Angela Grattarola.Può essere fornito supporto per la sistemazione in alberghi convenzionati con l’IIS.La successiva sessione d’esame è prevista nell’autunno 2007.

SINCERTSINCERTACCREDITAMENTO ORGANISMI DI CERTIFICAZIONE E ISPEZIONE

SGQ N° 021APRD N° 021B

PERS N° 021C

Lu 26.03.07 Ma 27.03.07 Me 28.03.07 Gi 29.03.07 Ve 30.03.07

Mattino --------------- Prova di metodoa quiz

Prova di metodoa quiz



Pomeriggio Esame di basea quiz Stesura procedura Stesura procedura Stesura procedura Stesura procedura


* Dipartimento di Progettazione e Gestione Industriale -Università di Napoli Federico II - Napoli.

Con riferimento alle anime cilindriche bimetalliche impiegatenella calibratura di fori passanti in componenti sinterizzati, siillustra la procedura teorico-sperimentale mediante la qualesono stati individuati i parametri del processo di brasaturautilizzato per realizzarle mediante giunzione di un elementocilindrico in carburo di tungsteno sinterizzato con unoanalogo in acciaio da bonifica 52NiCrMo6.Dopo un’analisi numerica dello stato tensionale nel metallobrasato in presenza di carichi assiali, successivamente siprocede, sotto le stesse condizioni statiche, alla determina-zione sperimentale del valore ottimale della conicità del cian-frino secondo la quale vanno preparate le estremità dei duediversi tronchi cilindrici dell’anima al fine di assicurarne lamassima capacità portante.

At the opening the brazing main parameters of a cylindricaljointing of two different metallic materials, 52NiCrMo6 steel

alloy and sintered tungsten carbide G30, are analyzed andselected by experimental tests.Successively, for five different models of edges shaping, theauthors carry out a numerical stress analysis of the silver alloylayer employed to brazing the two metallic materials.At last, the same models are tested to define the good tensileperformance resulting by a more experimental procedure toidentify the optimum value of the edges conicity of the cylin-drical specimens employed.

Keywords:Brazing; brazing fillers; cylinders; dissimilar materials;mathematical models; QT steels; sintered materials; stressanalysis; tungsten carbide.

Sommario / Summary

Analisi sperimentale di coppie brasate52NiCrMo6-G30U. Natale *V. Rosiello *R. Paradiso *M. Capaccio *


esterno (in acciaiolegato) del materialebase (Fig. 3), deiprovini.D o p o u n ’ a n a l i s in u m e r i c a a g l ielementi finiti, voltaad evidenziare ladistribuzione in eser-cizio dello statotensionale lungo legeneratrici di accop-piamento dei coni deimateriali base dell’a-nima (che delimitanoil volume di materialedi apporto allor-quando la bagnaturasi ipotizza completae la brasatu ra d ispessore uniforme)si procede a testaresperimentalmente unaserie di provinibrasati, differenziatida una diversa coni-cità di attestatura deilembi cianfrinati.Attraverso le prove di

trazione viene analizzata l’influenza,sulla resistenza statica, di una variazionedella geometria della cianfrinaturaconica dei due tronchi cilindrici al finedi ricercare, per un’imposta estensioneassiale della brasatura, l’esistenza di uneventuale valore ottimale della conicitàdel cianfrino cui possa cioè corrispon-dere un valore massimo della capacitàportante del collegamento brasato.

U. Natale et al. - Analisi sperimentale di coppie brasate 52NiCrMo6-G30

el ciclo produttivo dei compo-nenti sinterizzati è, di solito,

prevista una particolare operazione distampaggio, denominata calibratura, cheha lo scopo (Fig. 1), di conferire ad unadimensione del componente già sinteriz-zato un prefissato intervallo di tolle-ranza.In particolare, quando debbono esserecalibrati fori passanti, ad es., negli ingra-naggi dei cambi, vengono impiegateanime cilindriche solidali al punzonemobile dello stampo, costituite (Fig. 2),da due tronchi cilindrici di materialidissimili giuntati mediante una brasatura.La parte superiore dell’anima impe-gnata con il punzone è costituita inacciaio legato mentre quella inferiore,che interferisce con il componente sinte-rizzato da calibrare, è fabbricata incarburo di tungsteno sinterizzato: questasoluzione è dettata dall’esigenza di assi-curare all’anima una resistenza all’usuranotevolmente superiore, di circa il300%, a quella che presenterebbe se essafosse tutta realizzata, ad es., in acciaiolegato.Durante la successiva fase di estrazionedel punzone, l’anima bimetallica devesfilarsi dal foro del sinterizzato in cuirisulta forzata a seguito del consegui-mento, nello stampaggio di calibratura,dell’imposto campo di tolleranza delforo del componente sinterizzato: essarisulta, perciò, sottoposta a notevolisforzi assiali che ne possono compro-mettere la resistenza in corrispondenzadel collegamento brasato con inevitabilied indesiderate interruzioni del cicloproduttivo.È pertanto su questo delicato collega-mento che abbiamo soffermato, in quantosegue, la nostra attenzione con l’intentodi individuare, in primo luogo, la tecnicadi brasatura più adeguata allo scopo e,successivamente, di definire la prepara-zione ottimale dei cianfrini dei lembi deidue tronchi cilindrici da giuntare. I valori ottimali dei parametri fonda-mentali della brasatura (processo -flusso-materiale di apporto-gas combu-

N

Figura 2 - Stampo di calibratura con animabimetallica.

Figura 1 - Collocazione della calibratura nelciclo di sinterizzazione.

Punzone superiore

52NiCrMo6

Testa G30

Matrice

Componenteda calibrare

Punzone inferiore

Figura 3 - Aspetto della brasatura dopotornitura del cono esterno.

stibile – tecnica esecutiva, ecc.) vengonodeterminati, con l’ausilio di analogheanalisi disponibili in letteratura [1-10],attraverso una serie di ispezioni visivedell’effettiva superficie brasata portataalla luce asportando al tornio il cono



Scelta dei parametri di brasatura

I due materiali da brasare per la fabbrica-zione delle anime oggetto dello studio,sono costituiti, per il tratto superiore(s te lo) , da accia io da bonif ica52NiCrMo6 avente carico di scosta-mento dalla proporzionalità di 810N/mm2 ed allungamento a rotturadell’11%, mentre quello inferiore (testa),che lavora a contatto con il componentesinterizzato in lavorazione, è costituitoin carburo di tungsteno sinterizzato G30,le cui caratteristiche fisiche sono indi-cate nella Tabella I, sul quale viene prati-cato il cianfrino conico maschio neces-sario per eseguire la brasatura stessa.Quest’ultima non interessa le superficiminori di base dei due coni che, a brasa-tura effettuata, sono qui considerati soloin battuta; la giunzione interessa,pertanto, solo le superfici laterali dei dueconi dei cianfrini le cui modalità di prepa-razione sono mostrate nella Figura 4.È appena il caso di precisare che per leprove distruttive effettuate per definire iparametri di brasatura sono stati utiliz-zati provini diversi da quelli impiegatiper le prove di resistenza statica inquanto sono state recuperate alcune

brocce scanalate in G30 già disponibiliin officina.Per quanto attiene al metodo di brasaturasi è preliminarmente convenuto diimpiegare, in alternativa a quello inforno, una brasatura forte al cannello(torch brazing) sulla base delle seguenticonsiderazioni:• dovendo realizzare piccole produ-

zioni di anime (3-4 pezzi) per ognunadelle 5-6 tipologie di cianfrini datestare, risulta possibile utilizzare inquesto caso un unico cannello a piùpunte;

• l’ossidazione del flusso di protezionerisulta praticamente trascurabile;

• la rimozione della scoria di flussosolidificata sull’esterno delle animenon comporta una specifica lavora-zione meccanica in quanto vieneeffettuata durante la prevista rettificapostbrasatura dei provini;

• le modeste dimensioni dei provini(~ 20mm) scongiurano ogni rischio disurriscaldamento dei materiali basetipico della brasatura al cannello;

• contrariamente a quanto comporta labrasatura in forno, con la tecnicatorch brazing non necessitano parti-colari attrezzature per il posiziona-mento dei provini durante il lororiscaldamento.

Dopo la pulizia dei lembi cianfrinati,effettuata con sgrassante, spazzolaturaed alcol etilico, è stato spalmato conpennello il decapante (flusso) in pastaCastolin 1802 PF che, presentando unatemperatura di fusione nettamente infe-riore a quella del solidus del materiale diapporto ed un’elevata viscosità allatemperatura di brasatura, favorisce inmaniera soddisfacente la bagnatura deimateriali base da parte della lega diapporto utilizzata nella brasatura.

Figura 5 - Disposizione della lega di apportonel cono femmina.

Composizione %Densitàg/cm3

DurezzaRockwell

RA

DurezzaVickerskg/mm2

Resistenza aflessioneN/mm2WC Co

85 15 13,8 ÷ 14,0 86 ÷ 88 1150 ÷ 1250 180 ÷ 220

Resistenza arotturaN/mm2

Modulo EN/mm2

Conducibilitàtermica

cal/cm sec °C

Coefficiente didilatazioneβ*106

Resistenzaelettrica∝≥·cm

390 54000 - 6 -

TABELLA I - Caratteristiche fisiche della testa in G30.

Figura 4 - Cianfrinatura dello stelo (a)e della testa (b).

(b)

(a)

A questo proposito si è convenuto diimpiegare, con le modalità mostratenella Figura 5, la lega di argentoCastolin 1802F/XFC in bacchette che,oltre a notevoli proprietà meccaniche(che però possono risentire, a brasaturaavvenuta, di un decadimento dell’ordinedel 25-30% imputabile alla presenza digradienti termici che si instaurano lungole generatrici dei coni di accoppiamentoallorquando si raggiunge la temperaturadi brasatura), presenta un intervallo difusione molto stretto: è questa unacaratteristica essenziale per la tipologiadi brasatura in esame in quanto consentedi realizzare brasature con meati sottili eprocessi di riscaldamento abbastanzalenti come quello al cannello ossiacetile-nico quì impiegato. Detta lega nonsviluppa gas tossici durante la fusioneche, a sua volta, non richiede un riscal-damento diretto in quanto è in grado difondere soltanto quando il metallo base,interessato invece a riscaldamentodiretto, raggiunge la temperatura dibagnatura; essa, inoltre, presenta una

trazione dellabrasatura, si èritenuto utileindividuare pervia teorica illivello di solleci-tazione cui sonosottoposte inesercizio lediverse brasatureda testare.A questo propo-sito si è provve-

duto a condurre un’analisi numerica aglielementi finiti per valutare lo statotensionale in corrispondenza del conomedio della lega di apporto il cui spes-sore normale (meato) è stato sempreassunto pari a 0,04mm.Con riferimento alla Figura 9, una voltafissati per tutti i modelli analizzati in25 mm la lunghezza assiale l del conomaschio ed in 6 mm il suo diametrominore d, si è fatto variare il diametromaggiore D dello stesso cono secondo ivalori 16-18-20-22-24 mm a cui è statosempre ricondotto anche il diametro D’del cono femmina con una rettifica post-brasatura.I cinque modelli, di cui nella Figura 10sono riportati alcuni esemplari, caratte-rizzati dai rapporti

δ = D/d = 2.66 - 3.00 - 3.33 - 3,66-4.00,

sono stati individuati, nell’ordine, con lelettere A-B-C-D-E.



(Fig. 7), nel cono femmina. Ci è riuscitodi eliminarle, però, facendo ruotare, alraggiungimento della temperatura dibrasatura, di due giri completi il conomaschio (Fig. 8), con l’ausilio di unapinza: quest’azione meccanica haevidentemente favorito una distribu-zione pressocchè uniforme della legafusa nel meato contribuendo a realiz-zare, assieme alle scelte già discusse, lecondizioni ottimali dell’intero processodi brasatura secondo ilquale sono state realiz-zate, perciò, le giunzionibrasate nelle successivefasi dello studio.

Analisi numerico-sperimentale

Individuate così lecondizioni ottimali perbrasare i due materiali dicui è costituita l’animadi calibratura, prima diprocedere alle prove ditrazione volte ad indivi-duare la geometria dellaconicità di cianfrinaturadei lembi in grado diassicurare la massimacapacità di resistenza a

Intervallo di fusione: .......................................... 595 - 600 °CTemperatura di esercizio: ................................. 610 °CForno: ................................................................... ~ 700 °CDensità: ................................................................ ~ 9,3 g/cm3

Resistenza alla trazione: ....................................400 - 500 N/mm2

Allungamento (l=5d): ......................................... 25 - 35 %Durezza: ............................................................... ~ 100 HB30

Resistività ρ: ........................................................ 0,06 ∝Wm

TABELLA II - Proprietà fisiche della lega di apporto.

Figura 7 - Foro di sfiato nel cono femmina.

Figura 8 - Eliminazione dei difetti diadesione.

Figura 9 - Parametri geometrici dei modellidi provini.

Figura 6 - Difetti di adesione del metallo diapporto.

notevole capacità di bagnare il metallobase, rifluisce agevolmente nel meatoper attrazione capillare e non presentafenomeni di liquazione durante tutta labrasatura.Le principali proprietà fisiche della legadi apporto prescelta per realizzare lebrasature in esame sono riportate nellaTabella II.Le prime brasature così effettuate hannopresentato, però, alle prove distruttivedel cono esterno, una serie di difetticostituiti essenzialmente da parzialeriempimento del meato, di spessorevariabile tra 0,02-0,04 mm, conmancanza di adesione della lega diapporto alla testa in carburo di tung-steno (Fig. 6); non è stato possibileeliminare questo tipo di difettosità attra-verso alcuni accorgimenti tecniciconvenzionali quali, ad es., l’adozione diun cannello doppio per il riscaldamentoo la realizzazione di un foro di sfiato

0,02

a 0

,04

3m n

i

Dia

met

ro in

izia

le

Dia

met

ro re

ttifi

cato

Port

are

in b

attu

ta



Lo stato tensionale lungo la generatricedel cono medio della brasatura è statovalutato con metodo agli elementi finitimediante codice Ansys assumendo iseguenti valori del modulo Young e delcoefficiente di Poisson

Utilizzando la modellazione mostratanella Figura 11 sono state ricavate,per carico assiale di 1GN applicatoalla porzione di anima mostrata nellaFigura 11, le distribuzioni lungo l’assedel cono delle sollecitazioni (radiali,tangenziali, assiali ed equivalenti di Von

Mises) riportate nella Figura 12.Da questi diagrammi si evidenzia imme-diatamente una notevole disuniformitànella distribuzione delle suddette solle-citazioni con valori massimi che, purriducendosi al crescere della coni-

cità del cianfrino,s i r eg i s t r anosempre in corri-spondenza dellasezione minimadel cono in prossi-mità della quale si

innesca, evidentemente, la rottura delcollegamento brasato con conseguente“sfilamento” del cono maschio dallasede femmina. Le prove di trazione sono state condottesu tre esemplari di ognuno dei cinquemodelli precedentemente definiti in

maniera da poterne valutare il carico dirottura attraverso la media dei tre valoriottenuti per ciascun modello.Le testine dei provini sono state ricavatedi pezzo sul tronco in 52 Ni Cr Mo6 emediante cannotto scorrevole a foroconico ed a perimetro quadrato sultronco in G30 che presenta, ovvia-mente, il tratto terminale conico.Nella Figura 13 sono evidenziate lemodalità costruttive delle estremità delleteste in G30 mentre nella Figura 14 èmostrata anche l’attrezzatura che si èdovuto predisporre per l’ammorsaggiodei provini sulla macchina di prova.Alcuni provini che hanno ceduto incorrispondenza del tratto conico dellatestina (Fig. 15), non sono stati presi inconsiderazione per la valutazione delcarico medio di rottura che è stato, per

208 Gpa....... 0,30 ............................. 52NiCr Mo6E = 70 Gpa ....... ν = 0,37 ............................. 1802 XP

540 Gpa....... 0,28 ............................. G30

Figura 12 - Distribuzioni delle tensioni sulcono medio del metallo di apporto.

Figura 10 - Vista d’insieme di alcuni provini.

Figura 11 - Modellazionedell’accoppiamento brasato.



brasatura più conveniente allo scopo.Successivamente, dopo aver motivato lescelte del decapante in pasta Castolin1802PF per proteggere la brasatura e delmateriale di apporto, lega di argento,Castolin 1802F/XFC per eseguirla, si èindividuato in una torsione del cianfrinoconico maschio, da effettuare al raggiun-gimento della temperatura di brasatura,nella corrispondente sede femminadell’acciaio da bonifica, l’accorgimentoessenziale per eliminare ogni difetto diadesione della lega di apporto al cono incarburo di tungsteno.Dopo un’analisi agli elementi finiti cheha consentito di determinare, in viapuramente teorica, la distribuzione dellostato tensionale in corrispondenza delcono medio della lega di argento e di

evidenziarne le variazioni con la coni-cità di preparazione dei lembi, si èproceduto a testare sperimentalmente 5tipologie di preparazione dei lembicorrispondenti ad altrettanti valori delrapporto δ tra i diametri delle sezioniestreme del cono di cianfrinatura.Queste prove hanno consentito dievidenziare l’esistenza di un valore otti-male δ = 3 del suddetto rapporto in corri-spondenza del quale le brasature realiz-zate presentano la massima capacità aresistere a carichi assiali. Tale comportamento trova spiegazionenel fatto che ad un aumento del rapportoδ corrisponde, ovviamente, non solo unincremento della superficie di brasaturama anche una riduzione della tensione dirottura della lega di argento attribuibile

Figura 13 - Particolare costruttivo delle testein G30.

Figura 16 - Rottura per “sfilamento”stelo-testa.

Figura 14 - Modalità di ammorsaggio dei provini.

Figura 15 - Tipologia di rottura non valida.

Modellod

[mm]l

[mm]d

[mm]δ

Al[mm2]

Rm[kN]

Ri[kN]

A 6 25 16 2,6 863,50 135,66

A1 125

A2 142

A3 140

B 6 25 18 3 942,00 142,50

B1 137

B2 148

B3 -

C 6 25 20 3,33 1020,50 137,30

C1 143

C2 130

C3 138

D 6 25 22 3,66 1099,00 127,00

D1 130

D2 127

D3 124

E 6 25 24 4 1177,50 121,00

E1 132

E2 -

E3 110

TABELLA III - Risultati delle prove effettuate.

ciascun modello, calcolato solo per i casiin cui le rotture dei provini sono avve-nute (Fig. 16), per “sfilamento” dei dueconi brasati e con una caratteristicastatica come quella evidenziata nellaFigura 17. Nella Tabella III e nella Figura 18 sonoriportati i risultati delle prove effettuateche evidenziano come la capacitàportante delle brasature eseguite risultifunzione del rapporto δ ed, in partico-lare, presenti un massimo in corrispon-denza del valore δ = 3.

Conclusioni

Dovendo procedere alla brasatura diun’anima di calibratura utilizzando duemateriali dissimili (acciaio da bonifica52NiCrMo6 e carburo di tungsteno G30)si è preliminarmente individuata nellabrasatura forte al cannello la tecnica di

Roberto PARADISO , laureato in IngegneriaMeccanica, è stato titolare di un contratto dicollaborazione continuativa con il Dipartimentodi Progettazione e Gestione Industriale dell’Uni-versità di Napoli Federico II ed è, attualmente,tutor del corso teleimpartito di Affidabilità e Sicu-rezza delle Costruzioni Meccaniche.



ad un maggiore grado di disuniformitànella distribuzione delle temperaturelungo le generatrici dei cianfrini conicidi accoppiamento: il risultato comples-sivo di questi due effetti contrapposti ètale da comportare l’individuazione diun valore ottimale del rapporto δ cuicorrisponde un massimo della capacitàportante delle brasature in esame.

Ringraziamenti

Si ringraziano il Prof. Ing. Antonio DeIorio, Direttore del Dipartimento diProgettazione e Gestione Industrialedell’Università di Napoli Federico II, ele Officine Meccaniche Pontillo srl diScafati (SA) per aver messo a disposi-zione degli Autori parte del materialeutilizzato per le prove di laboratorio.

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Figura 17 - Caratteristica statica di rottureper “sfilamento”.

Figura 18 - Variazione della resistenza mediacon la conicità di cianfrinatura.

Umberto NATALE è Docente nella Facoltà diIngegneria dell’Università di Napoli Federico II,presso la quale è titolare dei corsi di CostruzioniSaldate e di Progettazione Meccanica. È viceDi-rettore del Dipartimento di Progettazione eGestione Industriale dove svolge attività diricerca scientifica e consulenza industrialenell’ambito, prevalentemente, della resistenzastatica ed a fatica delle strutture saldate. Coor-dina il gruppo di ricerca interdipartimentale sullosviluppo dei processi di saldatura ad elevato tassodi deposizione in controllo adattativo.

Vincenzo ROSIELLO è ricercatore confermatopresso la Facoltà di Ingegneria dell’Università diNapoli Federico II, e svolge la propria attivitàdidattica e scientifica presso il Dipartimento diProgettazione e Gestione Industriale. InsegnaMacchine di Sollevamento e Trasporto e Costru-zioni Saldate e collabora con il gruppo di ricercainterdipartimentale sulla saldatura.

Marco CAPACCIO, laureato in IngegneriaMeccanica, svolge attività professionale di consu-lente industriale nell’ambito della progettazionedi impianti meccanici.

International Institute of Welding

1. Introduction

Driven by the demand for lighter andcost-effective airframes as well as by theclose competition with the non-metalliccomposite materials, the design ofmetallic structures in the airframe fabri-cation has experienced revolutionarychanges during the last decade. The wellestablished joining technique by rivets iscurrently being replaced for someairframe applications by welding usingnovel welding technologies like laserbeam welding (LBW) and friction stirwelding (FSW). The adoption of thesewelding processes provides savings instructural weight and fabrication cost upto about 15% [1]. The most widely usedmetallic material in aircraft structures isaluminium and was deemed to beunweldable [2]. However, newly devel-oped aluminium alloys with silicon (Si)and magnesium (Mg) as the mainalloying elements facilitate the use oflow heat input welding technologies tomanufacture crack and porosity freewelds with good mechanical propertiescompared to the properties of theconventional base material alloys.

Stringer-to-skin joints in advancedairframes of some airplanes are alreadybeing produced using LBW with the useof 12% Si containing wire, whereas forthe skin-to-skin joints, LBW and FSWtechniques are currently under consider-ation in order to replace conventional

riveted lap joints. Current metallicairframes of airplanes are designed tosatisfy the damage tolerance require-ments in terms of fatigue and residualstrength. The residual strength of astructure is defined as the remainingload carrying capacity in presence of one


FF rraacc ttuu rree aannaa ll yy ss ii ss oo ffss tt rreenngg tthh uunnddee rrmmaatt cc hheeddwwee ll dd ss oo ff tt hh ii nn --wwaa ll ll eeddaa ll uummiinn ii uumm ss tt rruucc ttuu rree ssuuss ii nngg FF IITTNNEETT pp rroocceedduurree (( °° ))

Summary

The paper presents a methodology for the residual strength predictionfor the load carrying thin-walled components with highly strength under-matched welds containing cracks. The analysis is based on the strengthMismatch Option of the Fracture Module, being a part of the newlydeveloped fitness-for service (FFS) procedure FITNET. The MismatchOption of the FITNET Fracture Module allows for the account of weldfeatures like the weld tensile properties and weld geometry in the frac-ture analysis of cracked welded components. The methodology describedwas verified with the generated experimental results within this investi-gation. The material used is an age-hardening aluminium alloy 6013 inT6 temper condition used in recent airframe components. The welds inthe form of butt joints were produced using the CO2 laser beam and fric-tion stir welding processes. The deformation and fracture behaviour aswell as the special features with respect to the FITNET FFS Procedurewere analyzed. The results have shown that using the presented method-ology along with newly proposed recommendations for the input dataselection, conservative predictions of the maximum load carryingcapacity of the large welded panels under tensile loading containing along crack in the weld can be obtained.

KEYWORDS: Aerospace; Aluminium alloys; Butt joints; Cracking;Defects; Deformation; Elongation; Fractures; Friction stir welding; Frictionwelding; Laser welding; Light metals; Mechanical properties; Mismatch;Plastic deformation; Photon beam welding; Radiation welding; Referencelists; Strength;Thermomechanically affected zone; Thin; Ultimate tensilestrength;Weld zone;Yield strength.

E. Seib *M. Koçak *

(°) Doc. IIW-1709-05 (ex-doc. X-1577-05) recom-mended for publication by Commission X“Structural performances of welded joints -Fracture avoidance”.

* GKSS Research Center, Institute for MaterialsResearch (Germany).


E. Seib e M. Koçak - Fracture analysis of strength undermatched welds of thin-walled aluminium structures using FITNET procedure

or multiple cracks. Conventionalanalysis tools for the residual strengthprediction of riveted thin-walled struc-tures are well established. However, themove from the differential (riveted) tointegral (welded) design of the airframecomponents introduces new aspects,which potentially need to be consideredin the analysis route for cracked weldedcomponents made of thin sheets. Thematerial is no longer homogeneous sincejoining of aluminium alloys by LBWand FSW usually produces a weld jointarea having lower strength (under-matching) than the base material. Insuch welded structures, a lower strengthweld zone leads to a localization of theplastic strain if the component experi-ences a high level of external loads. Inparticular, for cracks located in the weldmaterial, the plastic zone at the crack tipis entirely confined to the softer weldmaterial leading to an increase of thecrack tip constraint, which in turn mayinfluence the fracture performance ofthe welded component. Therefore, it isessential to take into account of thematerial heterogeneity when structuralintegrity assessment needs to beconducted for cracks in the vicinity ofsuch welds.The identification of adequate inputparameters based on the experimentalobservation of the deformation anddamage process in the weld area isessential to describe the critical condi-tion of strength undermatched struc-tures. The selection of the strength andfracture toughness properties to be usedin the FFS analysis of welded thin-walled structures has significant impli-cations on the results. Currently,FITNET FFS procedure [3] is consid-ering an analysis route for the assess-

ment of welds inthin-walled struc-tures. Therefore, thisp a p e r a i m s a tproviding a validatedprocedure to assessthe structural signifi-cance of flaws ins t r eng th unde r -matched LBW andFSW welds in thinAl-alloy sheets.

2. Deformationcharacteristicsof highlystrengthundermatchedwelds

The material investi-gated within thiswork is an age-hard-ening Al-alloy 6013in T6 temper condi-tion. The thickness ofthe sheets was variedbetween 2.2 mm to2.6 mm. The laserbeam welding hasbeen carried outusing a single CO2laser source with aAlSi12 filler wire.The optical macro-sect ions of bothLBW and FSW butt joints are shown inFigure 1. No post weld heat treatmenthas been applied to the welds. Bothwelding processes produced, asexpected, strength undermatched welds(i.e. weld having lower yield strengththan base metal). The Vickers micro-

hardness profiles for both LBW andFSW butt joints are shown in Figure 2which clearly demonstrates the loss ofstrength in the weld area. The LBW jointexhibits the lowest hardness in thefusion zone whereas the FSW jointshows two distinguished hardness

Figure 2 - Micro-hardness profiles.

Figure 1 - Macro-sections.

a) LBW butt joints

a) LBW butt joints

LBW butt joints

b) FSW butt joints

FSW butt joints

b) FSW butt joints



minima in the thermo-mechanicallyaffected zone (TMAZ) on each side ofthe nugget area.A detailed knowledge on the evolutionof the plastic deformation at the crack tipin mismatched structures is essential todevelop a methodology to assess itsstructural significance. For this purpose,a detailed investigation was conductedby using the experimental imageanalysis of the ARAMIS system [4].ARAMIS is a correlation based imageevaluation technique to capture thedeformation distribution of a sampleunder load. The sample (large weldedpanel in this study) is viewed by a CCDcamera, which records the surface defor-mation in the form of digital images.The system then enables the calculationof the surface displacement and surfacestrain fields at each deformation step.The measurement area captured by theCCD camera was about 70 mm wide sothat the welds of this maximum length,ahead of the crack tip, could be moni-tored. The plastic zone evolution inLBW M(T)760, FSW nugget M(T)750and FSW TMAZ M(T)750 panels isqualitatively shown in Figures 3-5,respectively. In all three cases the plasticdeformation is entirely confined to thelower yield strength weld material anddoes not penetrate into the base material.

3. Weld strength mismatchphenomenon

The yield load of a cracked componentis defined as the load level at which theuncracked ligament starts yielding. Forthe simple case of a homogeneousmiddle cracked M(T) panel with a totalwidth 2W, thickness B and the cracklength 2a, the yield load solution, FYB,under plane stress condition is [5]:

where

σYB is the yield strength of the material.

For a weld strength mismatched config-uration the yield load also depends onthe yield strength of the weld materialand the parameter which defines the ratio of the uncracked

ligament length, W-a, and the weldwidth, 2H. The mismatched yield loadsolution, FYM, for a butt welded M(T)

panel with strength undermatched weld,i.e. the plastic deformation at the cracktip is entirely confined to the weld mate-rial, is given by [6]:

Figure 4 - Evolution of the plastic zone ahead of the crack tip in the M(T)750 FSW plate with acrack in the nugget area along the weld centreline.

Figure 3 - Evolution of the plastic zone ahead of the crack tip in the M(T)760 LBW plate.

(1)

(2)



where

is the mismatch factor defining the ratiobetween the weld (σYW) and the base(σYB) material yield strengths. Themismatch yield load solution is graphi-cally depicted in Figure 6, which alsoshows the yield load solution for anovermatched case [6].The description of the weld strengthmismatch as given above clearly indi-cates that an assessment of flaws in thevicinity of welds requires a particularassessment procedure. This situation hasbeen well practiced for strength over-matched steel or Ti-alloy welds. Flawswithin the strength overmatched weldsare principally protected. However, Al-alloy weldments generally showstrength undermatching in varyingdegree depending on the alloy type and

welding technology used. Contrary tothe overmatched welds, flaws within thelower strength weld deposit will notprotected from applied strain by using

inherent strength properties of the weldmetal. Therefore, it is essential toprovide additional shielding mecha-nisms for such flaws to promote damagetolerant behaviour. Development of effi-cient joint design and “local engi-neering” methods (e.g. strengthening ofthe weld area) are required to overcomethe loss of the load carrying capacity ofsuch welds almost in all geometries.

4. Methodology and approach

The residual strength analysis of LBWand FSW wide plates is based on theFracture Module of the FITNET FFSProcedure which has been newly devel-oped within a European thematicnetwork FITNET [3, 7]. The procedurecovers the failure (in four major areas:fracture, fatigue, creep, corrosion)analysis of metallic structures with andwithout welds giving clear guidelines forthe evaluation of the structural signifi-cance of defects. The Fracture Moduleprovides an engineering methodologyfor a prediction of critical conditions interms of the maximum load or criticalcrack length in a cracked component.For the analysis of detected of postulatedweld defects, the FITNET FFS Proce-dure provides a special analysis option.

Figure 5 - Evolution of the plastic zone ahead of the crack tip in the M(T)750 FSW plate with acrack in TMAZ.

Figure 6 - Mismatch yield load solution of a M(T) panel with a crack in the weld centre [6].

(3)

(4)



The FITNET FFS approach uses themethodology formerly known as theSINTAP procedure [8] and extends itwith fully validated strength under-matched welded thin-walled structures.If the yield strength difference betweenthe base and weld materials is more than10%, the FITNETT FFS MismatchOption provides an assessment routeaccounting for the special features ofwelds, as it was established within theSINTAP procedure.In the following, only the set of equa-tions for the Mismatch Option of theFracture Module will be given. For thecomplete information on the differentanalysis options within the FITNET FFSProcedure, the reader is referred to [3].The required input information, asschematically illustrated in Figure 7, forthe application of the Fracture Moduleto cracked welded structures will begiven subsequently, including the deter-mination of the weld metal tensile andfracture properties.

4.1 FITNET FFS Procedure - FractureModule: Option 2: Weld strengthmismatch

The Fracture Module provides two

complementary analysis routes: FailureAssessment Diagram (FAD) and CrackDriving Force (CDF). Since both routesare based on the same set of equations,their predictions are also the same.Therefore, only the CDF route will bepresented in this paper. The CDFexpression in terms of the crack tipopening displacement (CTOD), δ, isgiven as:

with the elastic part of CTOD, δe:

K denotes the elastic stress intensityfactor,the parameter m (m = 1 for plane stressand m = 2 for plane strain) is considereda constraint parameter,

E’ = E for place stress andE’ = E/(1-v2) for plane strain (E =Young’s modulus, v = Poisson’s ration),and

is the ratio of externally applied load, F,and the yield load, FY, of the crackedcomponent which is a function of thematerial’s yield strength, σY, of thecrack location and component/weldgeometry. Regarding the selection of E’,the plane stress condition has beenchosen due to the fact of the thin sheetmaterial. It should be pointed out thatfor v = 0.3, E’ for the plane strain casediffers only by a factor of 1.1from the plane stress case, whereas thevariation of m between 1 and 2 is muchmore pronounced. The plasticity correc-tion function, �/(Lr) is subdivided intodifferent options within the FITNETFFS Procedure and is dependent on theextent of the material data input and onthe case analyzed (homogeneous orheterogeneous with strength mismatch).For a strength mismatched configuration(FITNET FFS Fracture Module Option2), the plasticity correction function isdefined as:

Figure 7 - Required input information for the application of the FITNET FFS Procedure - Fracture Module.

Material related input:

- tensile propertiesof base and weld materials

- fracture resistance

Component or structurerelated input:

- K-factor solution

- Yield load solution

Prediction of critical conditions:

- critical crack size- maximum load level

FITNET Procedure

Fracture Module

(5)

(6)

(7)



σUTS denotes the ultimate tensilestrengths of base (subscript B) and weld(subscript W) materials. FYM and FYB arethe yield load solutions for the mismatchand base material plates, respectively.By the use of Eq. (14), the FITNET FFSprocedure takes account of the interac-tion between base and weld metals interms of post-yield properties of theweld joint constituents. The describedprocedure aims at reducing the exces-sive conservatism(in case of over-matching) andnon-conservatism(in case of under-m a t c h i n g ) i nprediction of crit-ical conditions forweld flaws. Thep r e s e n t p a p e rfocuses on thevalidation for thesafe applicabilityof this proceduret o t h i n - w a l l e dhighly strengthundermatched Al-

alloy welds. Contrary to the over-matched cases, there is a need for a fullyvalidated procedure for undermatchedwelds.

4.2 Material related inputinformation

4.2.1 Tensile propertiesOne of the major input parameters in theFITNET FFS analysis is the yield loadof the mismatched configuration.

The yield load solution presented abovecontains the mismatch factor M, whichin turn depends on the yield strength ofthe weld material. An important task istherefore the determination of the weldmetal tensile properties. Two approacheswill be presented in the following:tensile tests using standard flat speci-mens containing transverse welds andmicro-flat tensile specimens.It is known that the standard flat tensilespecimens produce tensile properties ofthe whole joint covering the interactionbetween base and weld areas. However,micro-flat tensile specimens enable thedetermination of local tensile properties.These 0.5 mm thick and 1.5 mm widesmall specimens, see Figure 8, wereextracted using electrical dischargemachining (EDM) from different loca-tions of the LBW and FSW joints.Figure 8 also shows the extraction tech-nique for sheet thicknesses up to about3.0 mm. For thicker plates, specimenscan also be extracted across the weldjoint. This technique yields full stress-strain curves obtained from the bulkmaterial of the region of interest. Theelongation was measured at a gaugelength of L0 = 7 mm. It should be notedthat micro-flat tensile specimens aremade of all-weld material and thusprovide the intrinsic (local) materialtensile properties.The stress-strain curves are shown inFigure 9 a) along with the base materialcurve. The undermatching nature of theLBW and FSW joints is clearly visible.Since the TMAZ region is narrower thanthe width of the micro-flat tensile spec-imen, tensile specimens from that regionalso contained material of HAZ. This

Strain hardening exponents for mismatch, NM, base, NB, and weld materials, NW, aredefined as follows:

Figure 8 - Schematics of the micro-flat tensile specimen extraction from the LBW and FSW welds.

(8)

(9)

(10)

(11)

(12)

(13)

(14)

(15)

(16)



has led to a higherstress-strain curvealthough the hard-ness is found to bethe lowest in theTMAZ region. In thedefect assessment thelowest stress-straincurve of the FSWjoint will be used tobe on the conserva-tive side.Global tensile prop-erties of LBW andFSW joints wered e t e r m i n e d b ytensting standard flattensile specimensaccording to the stan-dard DIN EN 895w i t h t r a n s v e r s ewelds. In order tomake a comparisonof the tensile proper-ties between weldedjoints and the basematerial excludingany geometry andsize effects, speci-mens of the sameg e o m e t r y w e r eprepared from thebase material. Thee l o n g a t i o n w a smeasured at a gaugelength of 50 mm.Since the plastic

strain entirely localized within the softerweld material, the elongation at fractureis obviously much smaller than that inthe base material specimen, Figure 9 b).Table 1 summarizes the tensile strengthand elongation values for all materials.For the LBW material, the standardspecimens yielded much higher yieldand ultimate tensile strength than themicro-flat tensile specimens. The higherstrength values should be expected dueto the constrained plastic deformationwithin the welds (both LBW and FSW)which leads to a higher stress triaxiality.However, the (apparent) yield strengthincrease is primarily attributed to therelatively large gauge length for thestrain measurement in the standard spec-imens. Since the yield strength is deter-mined in terms of the 0.2% proof stress,it is dependent on the gauge length.A reduction of a gauge length willincrease the strain and decrease the 0.2%proof stress [9]. The sensitivity of theFITNET FFS residual strength predictionto the weld metal yield strength will bedemonstrated in a later section includingthe recommendation for the suitabledetermination of the weld metal tensileproperties. The differences in LBW andFSW tensile properties are due to theirweld metal microstructures and weldgeometries (FSW has a much largerwidth, 2H, than the LBW joint, see Figure1). The large differences in weld widthsstrongly influences the deformationbehaviour of the undermatched joints.

Figure 9 - Stress-strain curves of LBW, FSW,and base materials obtained.

a) from the micro-flat tensile specimens

b) from standard transverse flat

MaterialYield strengthσγ = R p0.2

MPa

Tensile strengthσUTSMPa

Elongationat fracture, A

%

Mismatch factor,M =σYW/σYB

–

Micro-flat tensile specimens

Base (LT) 330 365 11.5

LBW (FZ) 145 165 2.0 0.44

FSW (nugget) 185 295 28.5 0.56

FSW (TMAZ) 200 285 13.0 0.61

Standard flat tensile specimens

Base (LT) 360 395 12.6

LBW 240 290 0.9

FSW 210 285 2.6

Table 1 - Material properties of the weld and base materials obtained from micro-flat and standard transverse flat tensile (gaugelength 50 mm) specimens.



4.2.2 Fracture resistanceThe widely used standard for the R-curve determination of the thin sheetmaterial is ASTM E 561 [10] and is wellestablished for the aerospace applica-tions. However, the methodology givenin this standard is only valid for homo-geneous (unwelded) materials. Thedetermination of the plasticity correctedeffective crack length (Δaeff), as requiredwithin this standard, is not transferableto welded configurations in a straight-forward manner. The plastic zone devel-opment at the tip of the crack within theweld deposit is not similar to those of thehomogeneous base metal crack. The

ARAMIS method has demonstrated theconfined and elongated plasticity devel-opment ahead of the undermatched weldcracks in Figures 3-5. Therefore, thestandard methodology for the plasticzone size determination and hence thecalculation of the effective crack exten-sion for the cracks in strengthmismatched welds needs to consider themismatch factor (M) and the size of theweld (2H). Moreover, the currentFITNET FFS Procedure needs an R-curve in terms of a physical crack length(Δaphy). The CTOD δ5 approach [11]offers a method for the determination ofthe fracture resistance curves, which is

particularly suitedfor thin-walled struc-tures. A speciallydesigned clip isattached across (5.0mm gauge length)the fatigue crack tipto measure the cracktip opening displace-ment as the crackadvances du r ingloading.Figure 10 a) showsthe fracture resist-ance curves in termsof CTOD δ5 obtainedfor the LBW andFSW joints from therespective C (T) 50specimens with a/W= 0.5 using themultiple speciment e c h n i q u e . A n t i -buckling guides wereused to ensure theMode I type loadingduring the testing ofthe C(T)50 speci-mens. The R-curvefor the LBW weldexhibited the lowest,whereas for the FSWjoint with a crack inthe nugget area thehighes t R-curve .Figure 10 b) depictsthe critical CTOD δ5values at the finalfailure, being also themaximum load, ofcorresponding stablecrack extension. Itcan be seen that these

values lie on the curve fits of the respec-tive C(T)50 specimens indicating thegeometry independence of these fractureresistance curves.

4.3 Component related input data4.3.1 K-factor solutionThe K-factor for a middle cracked M(T)panel is available in a closed form solu-tion [12]:

where

F is the applied load,2W is the total panel width,a is the half crack length, andB is the panel thickness (B = 2.6 mm

for LBW and B = 2.2 mm for FSW).

Since K is a purely geometrical function,it is also valid for heterogeneous config-urations like welded panels.

4.3.2 Yield load solutionThe second component related inputparameter of the FITNEY FFS flawassessment procedure is the mismatchcorrected yield load solution, FYM,which has already been presented in theprevious section and given according to[6] as:

Note that this solution is only valid forhighly undermatched welds where theplastic deformation at the crack tiplocated in the weld does not penetrateinto the base material. This considera-tion is specifically applicable to bothLBW and FSW butt joints of 6xxx seriesAl-alloys.

5. FITNET prediction of the loadcarrying capacities of thewelded M(T) panels

The input information needed for theapplication of the FITNET FFS Proce-dure - Fracture Module (see Figure 7) ispresented in previous sections.Figure 10

a) CTOD δ5 R-curves for LBW (crack infusion zone) and FSW (nugget andTMAZ cracks) welds obtained from therespective C(T)50 specimens

b) Critical events of LBW and FSW M(T)panels where the panels experiencedunstable fracture

(17)

[see (3)]



First, the sensitivity of the residualstrength predictions to the weld materialyield strength will be demonstrated onthe example of the LBW panel, however,the results are also valid for the FSWpanels. The local (intrinsic) tensile prop-erties of the very small laser weld metalmay not always be available in manycases. Therefore, it is important todemonstrate the significance of thetensile property selection for the struc-tural integrity assessment of flawswithin the strength undermatched welds.Figure 11 shows the predicted load-CTOD curves for different yield strengthvalues of the weld material.If the yield strength value (145 MPa, seeTable 1) obtained from the micro-flattensile specimens is used, the predictionof the maximum load as well as of thedeformation behaviour closely agreeswith the experimental results. However,if the yield strength value is taken fromthe standard transverse tensile specimen,the prediction of the residual strength ofthe large panels is non-conservative.In the second case, σYW,LBW = Rp0.2,LBW= 175 MPa has been used which resultsfrom a standard transverse tensile spec-imen with a gauge length of 8 mm, i.e.close to the LBW weld area [9]. Higheryield strength values of the weld mate-rial, as they are obtained from standardspecimens with a gauge length of 50 mm(see Table 1), would result in an evenhigher non-conservatism.It should be noted that the predictedmaximum load is close to the yield load

level F = FYM, whichin turn is directlyr e l a t e d t o t h emismatch factor M(see also Figure 6).An inaccurate deter-mination of the weldm a t e r i a l y i e l dstrength will signifi-cant ly a ffec t them a x i m u m l o a dprediction. Based ont h i s s e n s i t i v i t yanalysis, it becomesclear that the deter-mination of the localtensile properties of

the undermatchedweld metal is anessential part of theFITNET FFS flawassessment proce-dure. It is thereforerecommended to usemicro-flat tensiles p e c i m e n s t ogenerate local tensileproperties of theundermatched weldmetals to preventnon-conserva t ivepredictions of thecritical conditionsusing the FITNETFFS Procedure.It should be notedthat in the case ofovermatched weldmetals, the use ofbase metal tensileproperties or valuesobtained from stan-dard flat tensile spec-imens will lead toh i g h l y c o n s e r v a -t i v e p r e d i c t i o n s .However, analysis ofthe undermatchedcase is much morecritical for the selec-tion of the materialinput data.In all three cases, theinstability point wasreached within therange of the R-curvethat has been covered

during their determination with C(T)50specimens.That means that the R-curves generatedon small scale specimens were of suffi-cient size to predict the fracture behav-iour of large M(T) panels, see Figures 12a) - 14 a).The load-CTOD diagrams Figure 12 b) -14 b) also contain the yield load level,given by the dotted line F = FYM, and theload level F = FUTS, shown by thedashed line, at which the net sectionstress reaches the ultimate tensilestrength of the weld joint:

FUTS = 2 σUTS B (W - a). (18)

Figure 11 - Sensitivity of the residual strengthprediction to the yield strength of the weldmaterial.

Figure 12

a) Prediction of the maximum load carryingcapacity of the LBW M(T)760 panel

b) Comparison between the predicted andexperimental results including the varia-tion of the constraint parameter m



Note that the ultimate tensile strength ofthe weld joints is considered a globalproperty and is therefore taken from thestandard transverse tensile specimens asgiven in Table 1. In the case of the LBWjoint σUTS = 290 MPa and for the FSWjoint (for both panels) σUTS = 285 MPa.Only the FSW panel with the crack inthe nugget area has reached this loadlevel, i.e. the panel failure was governedby the plastic collapse and not by thecritical crack tip loading. This factexplains the relatively high conser-vatism of the FITNET FFS predictionfor this particular case.The variation of the constraint parameterm shows that the higher m the predicted

load-CTOD response becomes stiffer.The predicted maximum load, however,is affected marginally. For m = 2.0,which represents the plane strain condi-tion, the predicted curve describes thedeformation behaviour more closely tothe experimental load-CTOD curve.Indeed, due to the confined plasticdeformation within the lower strengthweld metal at the crack tip (the materialis not free to flow) a higher constraintwithin the softer weld material should beexpected.This is another important feature of thestrength undermatched welds in thin-walled structures which needs to betaken into account during the assessment

of weld flaws in such structures. There-fore, it is recommended to use m = 2.0for undermatched welds even if the platethickness may suggest that the crackedcomponent may be under the planestress condition.The results of the variation of the weldwidth, 2H, and the strain hardeningexponent, NW, of the strength under-matched weld material have proven aminor influence on the FITNET FFSresidual strength predictions and arereported elsewhere [13].Finally, the applicability of FITNETFFS Procedure Fracture Module to theanalysis of flaws in highly strengthundermatched advanced welds such as

Figure 13

a) Prediction of the maximum load carryingcapacity of the FSW M(T)750 panel witha crack in the nugget area


Figure 14

a) Prediction of the maximum load carryingcapacity of the FSW M(T)750 panel witha crack in TMAZ




LBW and FSW of aerospace grade Al-alloy 6013 in thin-walled condition hasbeen demonstrated. It has been shownthat special care should be exercised inselecting the material input parametersand the assumption on the stress state ofthe panels.

6. Conclusions

The application of the mismatch optionof the Fracture Module of the FITNETFFS Procedure to LBW and FSW panelshas yielded conservative estimations ofthe maximum load carrying capacity.This analysis option allows for theaccount of weld specific features like thelocal tensile properties of the weld mate-rial as well as the weld geometry byincluding the weld width, 2H, in theyield load solution of the strengthmismatched configuration.The verification of the FITNET FFSProcedure for highly strength under-matched Al-alloy welds in thin-walledstructures under tension yielded thefollowing results:• The variation of selected input

parameters has shown that theresidual strength predictions are lesssensitive to the weld width, 2H, andthe weld metal strain hardening expo-nent, NW.

• The variation of the weld metal yieldstrength, σYW, however, has signifi-cantly affected the residual strengthpredictions of the welded panels. It istherefore recommended to determineand use local tensile properties of theweld material with micro-flat tensilespecimens.

• This technique provides intrinsic(local) stress-strain curves of thematerial region of interest. Globaltensile properties of the weld joints,as they are obtained from standardtransverse flat tensile specimens, mayover-estimate the weld metal yieldstrength, which in turn may lead tonon-conservative residual strengthpredictions of structural componentscontaining cracks in such strengthundermatched welds.

• The variation of the constraint param-eter m has shown that the value ofm = 2.0 is suitable for highly under-matched LBW and FSW panels topredict the maximum load and

References

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[9] Seib E.: «Residual strength analysis of laser beam and friction stir weldedaluminium panels for aerospace applications», PhD thesis (2005), TUHamburg-Hamburg. To be published.

➠ segue

Sommario

Analisi della frattura di saldature di componenti sottili in alluminiosignificativamente undermatched utilizzando la procedura FITNET

L’articolo presenta una metodologia per la predizione della resistenza residuain componenti sottili soggetti a carichi con saldature significativamente under-matched contenenti difetti bidimensionali.L’analisi è basata sulla Mismatch Option (in termini di resistenza meccanica)del Modulo Fracture, inserito nella recente procedura FITNET per il Fitnessfor Service (FFS) . La Mismatch Option permette di considerare, nell’analisi dimeccanica della frattura di componenti saldati contenenti difetti, caratteri-stiche della saldatura, come la resistenza meccanica e la configurazionegeometrica. La metodologia descritta è stata verificata con i dati sperimentali risultanti daquesto studio.Il materiale utilizzato è la lega di alluminio 6013 T6 indurita mediante invec-chiamento ultilizzata recentemente in componenti di strutture areonautiche.Le saldature, testa a testa, sono state eseguite mediante saldatura laser CO2 eFSW. Sono stati analizzati il comportamento della deformazione e della frattura cosìcome ulteriori particolari caratteristiche secondo i criteri della procedura FFSFITNET.I risultati hanno mostrato che usando la metodologia presentata, seguendo lerecenti raccomandazioni proposte per la selezione dei dati d’ingresso, puòessere ottenuta una previsione conservativa della massima capacità di soppor-tare il carico di grandi panelli saldati sottoposti a carico di trazione contenentilunghe cricche nella saldatura.



capture the deformation behaviour ofthese panels more accurately.

This obviously suggests that the stressstate at the crack tip located in an under-matched weld is governed by the planestrain condition (which corresponds tom = 2.0) despite the fact that the overallthickness of the thin sheet may suggestotherwise.Finally, FITET FFS Procedure offers anadvanced flaw assessment methodologyto the needs of the recent technologicaldevelopments in the field of the airframefabrication using welded metallic inte-gral structures. Although, examples aretaken from welded aerospace Al-alloys,the procedure has a generic nature and isequally applicable to all welded Al-alloys of 2xxx, 5xxx or 7xxx serieshaving undermatched welds. Similarly,high strength thin-walled steel structuresmay contain strength undermatchedweld deposits (to have sufficient fracturetoughness and formability).The FITNET FFS Procedure describedin this paper can also be applied to suchcases.

Acknowledgements

This investigation was conducted withinthe collaborative research program withAIRBUS Hamburg. Authors wish toacknowledge the valuable contributionsof Dr. H. Assler and Mr. Pacchione andprovision of financial and materialsupports to the project.

[10] ASTM E561: «Standard practice for R-curve determination», Annual book ofASTM standards, Vol. 03.01, 1994.

[11] Schwalbe K.H.: «Introduction of δ5 as an operational definition of theCTOD and its practical use», Fracture Mechanics, ASTM STP 1236, 1995,pp. 763-778.

[12] Tada H., Paris P.C., Irwin G.R.: «The stress analysis of crack handbook»,New York: ASME Press, 3rd edition, 2000.

[13] Koçak M., Seib E., Motarjemi A.: «Improvements to the fracture assessmentof welds using FITNET fitness for service assessment procedure». In:Proceedings of the 24th International Conference on Offshore Mechanics andArctic Engineering (OMAE), Halkidiki, Greece, 12-17 June, 2005.

Seminario Europeo sulla saldatura delle rotaie ferroviarie

Cambridge 24.01.2007 Il giorno 24 Gennaio si è svolto, presso il “The WeldingInstitute” di Cambridge (UK), il Seminario Europeo“Education, training, qualification and certification of railwaytrack welders on a common European basis”. TaleSeminario si è tenuto nell’ambito delle attività sviluppate dalprogetto di Formazione professionale europea Leonardo daVinci “Railsafe”. Il Seminario è stato seguito da circa quaranta partecipantiprovenienti dagli Enti ferroviari europei, Imprese operanti nelsettore dell’armamento ferroviario, Società produttrici dimateriali e attrezzature per la saldatura delle rotaie, nonchèdagli Istituti nazionali della Saldatura ed aveva lo scopo diinformare sullo stato di esecuzione del progetto stesso,aggiustandone, se del caso, gli indirizzi. In particolare sonostati espressi utili commenti e suggerimenti da parte dei duedelegati ufficialmente inviati al Seminario dal Comitato dinormazione CEN TC256/SC1/WG4 che, nello specifico, sioccupa dei diversi aspetti tecnici concernenti la realizzazionedei binari ferroviari. Anche in virtù di tali commenti verranno specificate meglio ledifferenze tra diploma e certificati, verrà ulteriormenteimplementata la procedura descrittiva del procedimento disaldatura alluminotermico nelle sue diverse varianti emodificato il database per la gestione dei saldatori e deicertificati a livello europeo, adattandolo meglio alle necessitàdelle varie Autorità (Enti) ferroviari nazionali. Per informazioni: Istituto Italiano della Saldatura Ing. Carlo Rosellini; Responsabile Settore Ricerca Tel. 010 8341 318 – carlo.rosellini @iis.it

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Il controllo di giunti saldati con ilmetodo ultrasonoro è certamente ilcampo di applicazione del metodo chepresenta le maggiori difficoltà sia per lavastissima tipologia di giunti, sia per lenumerose scelte da effettuare e sia per lecondizioni pratiche logistiche chepossono presentarsi.In linea di principio, come qualsiasi altraapplicazione del metodo, sarà necessariala redazione di un documento specificodove siano inequivocabilmente indicatele modalità del controllo.Tale documento, normalmente definito“Procedura di controllo“ sarà, di regola,conforme alle normative scelte orichieste e pertanto ogni situazione dicontrollo è certamente un caso a sestante. Tuttavia è possibile affrontare intermini generali l’argomento rilevandogli aspetti più importanti da tenere inconsiderazione.

Ovviamente ogni controllo devecondurre ad un risultato, in genere ungiudizio di conformità o non conformitàdel manufatto in esame. Tale giudizio èfunzione o di una specifica o di unanormativa che sancisca un criterio diaccettabilità che normalmente èfunzione della caratterizzazione deldifetto, sia come tipologia, sia comedimensioni.Nelle tecniche di controllo ultrasonorocon rappresentazione SCAN-A appareevidente che il giudizio passa necessa-riamente attraverso la valutazione

2 - Informazioni generali

1 - Generalità

Applicazione del controlloultrasonoro ai giunti

saldati *

Applicazione del controlloultrasonoro ai giunti

saldati *

* Redazione a cura della Divisione FOR - Formazione e insegnamento -dell’Istituto Italiano della Saldatura - Genova.

dell’eco o degli echi presenti sulloschermo.Tale valutazione dovrà quindi tenereconto dei seguenti fattori:• morfologia dell’eco e dinamica dello

schermo;• entità dell’eco in relazione alla riflet-

tività del difetto;• valutazione attraverso l’eco delle

dimensioni del difetto.Altre considerazioni potranno poi esserefatte circa la valutazione della posizioneod orientamento del difetto ed anche inquesti casi dovremo rifarci a considera-zioni su quanto appare sullo schermo.Il risultato non è quindi così immediatocome in altri metodi di controllo dove lavalutazione del difetto è certamente piùimmediata in quanto deducibile da unatraccia e da una dimensione facilmenteapprezzabili. Quindi per avere unamaggiore certezza di una corretta valuta-zione del difetto sarà utile avere qualchedato di riferimento iniziale relativo almanufatto in esame.La conoscenza delle seguenti informa-zioni è pertanto fondamentale:• Materiale in esame.• Spessore.• Tipologia del giunto (preparazione

dei lembi; procedimento di saldatura;posizione di saldatura).

• Accessibilità.• Condizioni superficiali del giunto

(materiale base adiacente; cordonesaldato).

2.1 Materiale in esame

La conoscenza del materiale in esame ciconsente di fare due considerazioni; laprima connessa ad eventuali difettipossibili o probabili, la seconda relativa

a scelte di strumentazione. Limitandocialle scelte di strumentazione si puòaffermare che il materiale influenzagrandemente la trasparenza al fascioultrasonoro e quindi la possibilità diavere sia una buona sensibilità (capacitàdi rilevare riflettori tanto più piccoli) edun buon potere risolutivo (capacità didistinguere sia la natura del riflettore,sia di discriminare tra riflettori diversiseppure vicini, intendendo per viciniuna distanza tra gli stessi, sia nella dire-zione di propagazione del fascio, siaadiacenti).La migliore o peggiore trasparenza e lanecessità di avere buona sensibilità epotere risolutivo ci condizionano nellascelta dei trasduttori come tipologia;caratteristiche; dimensioni; frequenza;angoli; ecc….

2.2 Spessore

Lo spessore deve necessariamenteessere noto per quanto riguarda l’impo-stazione dell’apparecchiatura (taraturadel fondo scala) e per la valutazionedella posizione del difetto.Lo spessore può anche condizionare lascelta della sonda in considerazioneall’accessibilità, ad esempio la sceltadell’angolo di rifrazione, e costituisce unlimite applicativo del metodo sia perpiccolissimi che per grossi spessori.

2.3 Tipologia del giunto

La tipologia del giunto comprende iseguenti parametri:• Preparazione dei lembi.• Procedimento di saldatura; posizione

di saldatura.• Accessibilità.• Condizioni superficiali del giunto.

• Frequenza.• Angolo.• Dimensioni.• Tipo di sonda e trasduttore.La scelta della frequenza è da conside-rarsi quella più importante in quantoinfluenza la sensibilità e potere risolu-tivo del controllo. Di regola, le normeconsiderano frequenze comprese tra 1 e5 MHz , ma la scelta corretta dovrebbeessere fatta a seguito sia di valutazionisulla trasparenza del materiale, sia sullasensibilità richiesta ossia sul difettominimo accettabile.Considerazioni in questo sensodovranno essere riportate in una speci-fica di controllo.La scelta dell’angolo è determinante perun buon risultato. In linea di massima,per il controllo di un giunto saldato saràutilizzata una sonda ad onde longitudi-nali (angolo 0°) per l’esame del mate-riale base adiacente e una o più sondeangolate per il controllo del volume disaldatura.Per queste ultime la norma UNI EN1714: Controllo non distruttivo dellesaldature - Controllo mediante ultra-suoni dei giunti saldati - può forniredelle indicazioni in funzione dello spes-sore e delle superfici di esame anche sela determinazione degli angoli andrebbevalutata in funzione delle probabiligiaciture del difetto in relazione allapreparazione del giunto; spessore e tipodi procedimento.Condiziona anche la scelta l’accessibi-lità o la volontà di condurre il controllocon una tecnica ben determinata adesempio l’utilizzo del solo raggio direttoo di successivi raggi riflessi (1°RR;2° RR;……n° RR).


La conoscenza della preparazione deilembi ci consente di fare delle considera-zioni sia sul tipo e posizione di difettipossibili o probabili, sia sulla sceltadegli angoli di rifrazione adeguati permettere in evidenza tali difetti. Di regolasarà utile scegliere angoli di sonda checonsentano di rilevare qualsiasi orienta-mento e giacitura del difetto.La conoscenza del procedimentodi saldatura (arco manuale; arcosommerso; ecc….) e della posizione(saldatura in piano; verticale; sopratesta;frontale o combinazioni tra queste) nonsono fattori essenziali per condurre dellescelte di strumentazione o di metodo-logia operativa ma sono certamente datiutili per la valutazione degli eventualisegnali di risposta e della correlazione diquesti con le tipologie di difetto.La conoscenza, a priori, dell’accessibi-lità consente di fare delle valutazioni suiparametri da impostare specie in fase ditaratura della strumentazione oltre chenella valutazione della scelta della sondain relazione all’angolo di inclinazionedel fascio ultrasonoro.La valutazione delle condizioni superfi-ciali del giunto deve tenere conto dellesuperfici su cui fare scorrere le sonde,considerando che un buon controllonecessità di un buon accoppiamentosonda pezzo e che le norme stabilisconodei limiti di rugosità superficiale oltre iquali il controllo non è realizzabile.Sarà comunque utile avere una valuta-zione delle condizioni di finitura delcordone saldato in modo da limitare glierrori di interpretazione. A questo scopo,in molte occasioni potrà essere utileaffiancare al controllo ultrasonoro uncontrollo con un metodo superficiale(esame visivo; liquidi penetranti o parti-celle magnetiche).

La scelta della strumentazione è unmomento fondamentale del controllo inquanto pone le condizioni di base perpoterlo eseguire in modo corretto e conrisultati soddisfacenti.Possiamo considerare come strumenta-zione quanto di seguito elencato:• Apparecchio ultrasonoro.• Sonde e cavi.

3 - Scelta dellastrumentazione

• Blocchi campione per verifica stru-mentazione.

• Blocchi campione per taratura delfondo scala dell’apparecchio ultraso-noro.

• Blocchi campione per la taraturadella sensibilità.

3.1 Apparecchio ultrasonoro

L’apparecchio ultrasonoro deve essere ingrado di soddisfare ogni nostra finalità;in particolare sarà utile una valutazionedelle sue principali funzioni.I moderni apparecchi non dovrebberopresentare limiti, almeno nelle applica-zioni più comuni, in quanto dotati dinumerosissime funzioni.Tuttavia alcune funzioni possono essereparticolarmente utili per una migliorevalutazione del difetto come, adesempio, la possibilità di scegliere laforma d’onda; la banda di frequenza(larga banda o banda passante) o, peruna più agevole interpretazione, adesempio la possibilità di “gate” checonsentano una lettura elettronica deivalori rilevati o la possibilità dicostruire elettronicamente curve disensibilità.Senza contare le capacità di molti appa-recchi che consentono memorizzazionee ripetibilità di settaggi di taratura.Anche la logistica può richiedere scelte equindi non sono da sottovalutare il peso,la dimensione dello schermo o la visibi-lità dello stesso.

3.2 Sonde e cavi

La scelta delle sonde è da considerarsiuna tra le più importanti per ottimizzareil risultato di un esame: in particolare iseguenti parametri:

Applicazione del controllo ultrasonoro ai giunti saldati

Figura 1 - Tecniche di controllo con sonde angolate.

Tecnica di controlloa raggio diretto

a

b

Tecnica di controllo conprimo raggio riflesso


sonorità e finitura superficiale uguali aquelle del materiale in esame. Il para-grafo 7 riporta una procedura operativaper la taratura della sensibilità per sondeangolate finalizzata alla ricerca diimperfezioni longitudinali.Alcune normative (ad esempio UNI EN1714), infine, consentono, per materialidi caratteristiche diverse, una compara-zione delle perdite di attenuazionesonora e successiva correzione (metododi valutazione delle perdite per trasferi-mento: dB/cm).

La determinazione delle tecniche e dellemodalità di esame dipende da moltifattori quali la geometria del giunto;l’accessibilità; la preparazione, ecc… . La procedura aziendale deve definire talitecniche e molte norme propongonoesempi grafici di come procedere per levarie tipologie di giunti (ad esempioUNI EN 1714).Le tecniche d’esame, di principio,devono prevedere dapprima il controllodel materiale adiacente al giunto, e, inseguito, il controllo del giunto per laricerca di imperfezioni longitudinali etrasversali.Il controllo del materiale adiacente algiunto è utile per potere verificare l’in-tegrità del laminato nelle zone dovedovremo far scorrere le sonde utili per ilcontrollo del giunto (sonde angolate):infatti, se il laminato presentasse difettidi laminazione questi potrebbero osta-colare la propagazione del fascio ultra-sonoro delle sonde utilizzate per ilcontrollo del giunto.Data la natura e giacitura dei difettiricercati, questo controllo sarà condottocon sonde diritte (sonde piane ad ondelongitudinali).Il controllo per la ricerca di imperfezionilongitudinali è invece condotto consonde angolate utilizzando diversi angolidi inclinazione del fascio ultrasonoro.La movimentazione della sonda saràeseguita componendo il movimentotrasversale al giunto con il movimentolongitudinale (Fig. 2) in modo da poterescansionare tutto il volume in esame.Importante sarà una velocità di movi-mentazione della sonda contenuta in

5 - Tecniche e modalità diesame


La scelta della sonda in base alle dimen-sioni è determinata solamente da fattoripratici come l’accessibilità e gli spazidisponibili. Una considerazione diversadeve essere fatta per le dimensioni deltrasduttore che invece influenzano sia ledimensioni del campo prossimo sia ledimensioni del fascio nello spazio equindi la distribuzione della pressioneacustica. In genere le norme impongonodei limiti alle dimensioni del trasduttore.Per quanto riguarda il tipo di sonda etrasduttore, sono in genere utilizzatesonde monocristallo rice-trasmittente;soltanto nel caso in cui la rilevabilità deldifetto possa essere difficoltosa potrebbeessere necessario ricorrere a sonde adoppio cristallo con opportune focaliz-zazioni e addirittura con trasduttoridiversificati in funzione delle loro carat-teristiche (buon trasmettitore e buonricevitore).

3.3 Blocchi campione per la verificadella strumentazione

I blocchi per la verifica della strumenta-zione saranno di volta in volta scelti infunzione delle verifiche da eseguire edelle relative metodologie previste daspecifiche norme.Particolare importanza riveste la taraturadel fondo scala dell’apparecchio ultraso-noro in quanto è un’impostazione checonsente di valutare la posizione deldifetto.Il criterio di base è quello di utilizzare unblocco avente caratteristiche acusticheuguali a quella del materiale in esame.Troppo spesso, per semplicità, si suoleeseguire la taratura sul cosiddetto bloccodi taratura n°1 (UNI EN 12223) e bloccodi riferimento n° 2 (UNI EN 27963)o analoghi per altre normative.Si rammenta che questi blocchi consen-tono una corretta taratura per tutti queimateriali che hanno i seguenti valori divelocità delle onde ultrasonore:

• Velocità longitudinale 5920±30 m/s

• Velocità trasversale 3200±20 m/s

Nel caso di velocità diverse dovrannoessere utilizzati blocchi ricavati dalmateriale in esame.Solo nel caso in cui la valutazione dellariflettività del difetto venga fatta perparagone con un difetto campione (foroo intaglio), è necessario prevedere degliappositi blocchi per la taratura della

sensibilità; essi sono normalmente rica-vati dal materiale in esame e vengono divolta in volta realizzati con difetticampione di tipologia e dimensioni infunzione dell’accettabilità. Le principalinormative (UNI EN 1714; ASME Vart. 4 e 5; ecc…) forniscono indicazionisulle modalità di realizzazione di questiblocchi.

La taratura dell’asse dei tempi deveessere eseguita per ogni sonda e la sceltadel fondo scala deve essere tale dacomprendere almeno il massimopercorso previsto in relazione allo spes-sore in esame; angolo della sonda etecnica di controllo (raggio diretto oraggio riflesso). Una corretta taratura dell’asse dei tempiche tenga conto sia della velocità sia delritardo interno alla sonda è un presup-posto fondamentale per potere identifi-care la posizione del difetto.Come già specificato per la taratura sarànecessario un blocco di sonorità congruaal pezzo in esame. Con i moderni appa-recchi digitali il problema di reperire unblocco adeguato è ampiamente superatodalla possibilità di eseguire la taraturadirettamente sul pezzo in esame pren-dendo due echi di riferimento dallesuperfici, dagli spigoli o da fori praticatinel pezzo stesso. Il paragrafo 7 riporta laprocedura operativa per le sonde a fascioangolato.La taratura della sensibilità è condizioneindispensabile per i seguenti motivi:• stabilire un livello di amplificazione

di controllo;• stabilire un termine di paragone per

valutare la riflettività del difetto.Relativamente a questa ultima condi-zione sarà opportuno stabilire a priori lemodalità di esecuzione della taratura disensibilità utilizzando le curve DGS(AVG) o, più comunemente, mediante lacostruzione di curve distanza-ampiezza(DAC).In quest’ultimo caso, in particolare, sarànecessario stabilire sia la tipologia deldifetto di riferimento (fondo piatto;superficie laterale del foro; intaglio) siale sue dimensioni, predisponendo inoltreblocchi campione con caratteristiche di

4 - Taratura dellastrumentazione


modo da consentire l’immagine sulloschermo dell’apparecchiatura(1).La ricerca di imperfezioni trasversali siesegue anch’essa con sonde angolateutilizzando diversi angoli di inclinazionedel fascio, si noti tuttavia che il controllopuò presentare alcune difficoltà dovutealla presenza del cordone che limita l’ac-coppiamento sonda - pezzo.Normalmente è possibile condurreil controllo nel caso di giunto rasato osu superfici di cordone lisciate di mola osu cordoni eseguiti con alcuni procedi-menti automatici (ad esempio in arcosommerso). In questi casi la sonda potràessere movimentata, poggiandola diret-tamente sul cordone, longitudinalmentelungo l’asse del cordone stesso.Nel caso ciò non sia possibile, si puòmovimentare la sonda a lato del cordonecon un’inclinazione di circa 20-30 gradi,come mostrato nella Figura 3a. È anchepossibile utilizzare una tecnica tandem(Fig. 3b); in questo caso sarà possibilerilevare la presenza del difetto senzapoterne localizzare la posizione.

5.1 Valutazione delle dimensioni delladiscontinuità e registrazione delleindicazioni

Normalmente, dalle principali norma-tive, è richiesta una valutazione delledimensioni in lunghezza della disconti-nuità.Tuttavia in alcune occasioni, specie neicontrolli in esercizio o in manutenzioneo per procedere a considerazioni cheinteressano la stabilità e resistenza delmanufatto, è richiesta anche la valuta-zione in altezza della discontinuità.Una procedura aziendale deve prevederela tecnica di dimensionamento sia perquanto riguarda la lunghezza, sia perquanto riguarda l’altezza.

Possono essere utilizzate le seguentitecniche:• dimensionamento tramite la caduta

dei 6 dB (6 dB drop);• dimensionamento tramite caduta

diversa da 6 dB (12 dB drop; 18 dBdrop; 20 dB drop).

Una possibilità è quella di considerare lavalutazione sullo schermo del dimezza-mento (caduta dei 6 dB) dell’eco dirisposta del riflettore quando la sondaarriva ad intercettare con il fasciol’estremità del difetto (Fig. 4). Si notiche questo metodo non prevede la carat-terizzazione del fascio; infatti, il dimez-zamento dell’eco avviene quando metàdella pressione acustica intercetta ildifetto e ritorna alla sondaIn alternativa può essere richiesta lavalutazione tramite una caduta diversada 6 dB; normalmente si richiede 20 dB(20 dB drop), ma può essere possibileanche 12 o 18 dB. In ogni caso, qualsiasivalore di caduta sia prevista è necessariala caratterizzazione del fascio (dimen-sioni del profiloo r i z z o n t a l e ov e r t i c a l e d e lf a s c i o ) s u u nb l o c c o a v e n t esonorità eguale alm a t e r i a l e i nesame, infatti, ad i f f e r e n z a d e lcaso precedente,l a v a l u t a z i o n ed e l l a c a d u t adell’eco per ilvalore richiesto siha quando l’estre-mità del difetto èintercettata dall’i-sobara trasversalea l l ’ a s s e d e lf a s c i o , i l c u i

valore corrisponde al valore di valuta-zione richiesto.La lunghezza (o altezza) reale delladiscontinuità andrà calcolata sottraendoalle dimensioni ottenute la dimensionedel fascio alla profondità (percorso)dell’indicazione.

5.2 Valutazione della tipologia delladiscontinuità

Poco si può dire, in termini descrittivi,sulle modalità di valutazione della tipo-logia del difetto in quanto ogni conside-razione non può prescindere dall’espe-rienza dell’operatore.In ogni caso si dovranno tenere in consi-derazione importanti fattori quali lamorfologia dell’eco e la dinamica delloschermo in relazione a movimenti eposizioni della sonda.


Figura 2 - Movimentazione della sondatrasversalmente al giunto

Figura 3 - a) movimentazione della sonda alato cordone; b) tecnica tandem.

Figura 4 - Dimensionamento con tecnica -6 dB.

Difetto

Sonda

(1) Nelle moderne apparecchiature non sussistepiù il problema della velocità di posizionamentoed orientamento sia nel caso di schermo acristalli liquidi sia nel caso di schermi

a b


Alcune norme (UNI EN 1713: Controllonon distruttivo delle saldature -Controllo mediante ultrasuoni - Caratte-rizzazione delle indicazioni nelle salda-ture) hanno stabilito dei criteri per poterrazionalizzare la caratterizzazione deldifetto, tuttavia anche in queste norma-tive, morfologia e dinamica delloschermo, sono fattori determinanti.

5.3 Registrazione delle indicazioni-resoconto di prova

I criteri di registrazione e mappaturadelle indicazioni dipendono dalleprescrizioni contenute in specifiche,norme, procedure anche se va sottoli-neato che saranno da rilevare, oltre laposizione del difetto, almeno la profon-dità, la lunghezza o l’altezza se richiesto,l’altezza dell’eco in relazione alle curvedi taratura della sensibilità e la presuntanatura dell’indicazione.Il resoconto di prova e le varie voci chelo compongono devono essere indicatenella procedura aziendale anche semolte normative stabiliscono i datiminimi che devono essere riportati.

Viene utilizzato un blocco di taraturaprovvisto di intagli di forma rettangolarepraticati sia sulla superficie interna cheesterna di uno spezzone di tubo dellostesso materiale e spessore di quello daesaminare (Fig. 5).La calibrazione della distanza vieneeseguita attraverso il susseguirsi delleseguenti fasi:• la sonda è posizionata in modo da

massimizzare l’eco dell’intagliointerno (“half skip”);

• deve essere misurata la distanza sullasuperficie di scansione tra il “fronte-sonda” e l’intaglio (distanza a1 nellaFigura 5);

• l’apparecchio è regolato in modo daportare la distanza così misurata acorrispondere alla frazione di basedei tempi prestabilita (Fig. 5);

• la sonda è posizionata in modo damassimizzare l’eco dell’intaglioesterno (“full skip”);

• è misurata la distanza sulla superficie

6 - Taratura della distanzacon sonde a fascioinclinato per indicazionilongitudinali

di scansione tra il “fronte-sonda” el’intaglio (distanza a2 nella Figura 5);

• l’apparecchio è regolato in modo daportare la distanza così misurata acorrispondere alla frazione di basedei tempi prestabilita (Fig. 5);

• attraverso ulteriori regolazioni, comesopra descritto, si perviene alla cali-brazione corretta della distanza (ocampo di misura);

• il fondo scala dello strumento, aseconda dello spessore dei particolari


in esame (tra 8,4 e 12,7 mm), deveessere tra 50 e 100 mm.

Il blocco di riferimento può essere lostesso utilizzato per la taratura della

7 - Taratura dellasensibilità con sonde afascio angolato per leindicazioni longitudinali

a2

a2a1

a1

Figura 6

Figura 5


distanza (Fig. 5). In ogni caso le condi-zioni superficiali del blocco devonoessere le stesse del materiale in esame.L’identificazione del livello di sensibi-lità di riferimento può essere effettuatacontemporaneamente alla taratura delladistanza (paragrafo 6), ottenuta attra-verso il susseguirsi delle seguenti fasi:• la sonda è posizionata in modo da

massimizzare l’eco dell’intagliointerno (“half skip”);

• la relativa eco è regolata all’80%dell’intera altezza dello schermo e,

sullo stesso, si segna (con pennarellooppure attraverso opportuni pulsantinel caso di strumentazione digitale) ilpunto corrispondente alla ampiezzadi detta eco (Fig. 6).

• senza agire ulteriormente sulguadagno (dB), la sonda viene posi-zionata in modo da massimizzarel’eco dell’intaglio esterno (“fullskip”) (Fig. 5).

• in corrispondenza della cuspide dellarelativa eco è marcato un altro puntosullo schermo.

• sullo schermo è infine tracciata unalinea che unisce i due punti preceden-temente tracciati (Fig. 5): questa linearappresenta il livello di riferimento.

Si noti che è comunque opportuno che ilcontrollo di produzione sia condotto allivello di sensibilità di riferimento più 6dB; tale livello è chiamato “livello disensibilità d’esame”. La valutazionedell’ampiezza delle indicazioni deveessere tuttavia comunque effettuata ailivelli di sensibilità stabiliti dai criteri diaccettabilità delle indicazioni.


N. DATA LOCALITA' ARGOMENTO

1 1 Febbraio Marina di Carrara (In ambito SEATEC) Evoluzione e nuove frontiere della saldatura subacquea

2

22 Febbraio 23 Marzo 19 Aprile 24 Maggio 21 Giugno

Milano Mogliano Veneto

Cagliari Taranto Siracusa

Guida alla stesura e alla qualificazione delle WPS per riporti di saldatura e per saldature tubo-piastra tubiera, secondo PrEN ISO 15614-7 e EN ISO 15614-8

3 27 Febbraio Genova La saldatura degli acciai: processi tecnologici e saldabilità

4 23 Marzo Parma (In ambito Subfornitura) Risk Management nella fabbricazione mediante saldatura

5

15 Marzo 3 Aprile 16 Maggio

Firenze Verona Milano

Il controllo del processo di fabbricazione mediante saldatura e la conformità alle Direttive europee . Lo schema EWF per la certificazione dei Costruttori per : - Railway vehicles and components - Steel Structures - Pressure Equipment

6 14 Giugno

Genova La criccabilità dei giunti saldati

7

16 Aprile 23 Maggio 12 Giugno 27 Giugno 5 Luglio 19 Luglio 12 Settembre 19 Settembre 10 Ottobre 13 Novembre 27 Novembre

Genova Mogliano Veneto

Legnano Siracusa Torino

Desenzano Taranto Napoli Cagliari Modena Ancona

La qualificazione e certificazione dei saldatori per le materie plastiche. La nuova norma italiana e le norme europee.

8 25-26 Ottobre Genova GNS4 – Giornate Nazionali di Saldatura

Per informazioni: Segreteria Manifestazioni IIS – Fax: 010 8367780 – Email: [email protected]

CCAALLEENNDDAARRIIOO DDEELLLLEE MMAANNIIFFEESSTTAAZZIIOONNII TTEECCNNIICCHHEE IIIISS 22000077


Comportamento in regime di scorrimento viscosodi giunti saldati dissimili

Scienza e Tecnica

Giunti saldati dissimili, realizzati conprocedimento TIG e filo d’apporto deltipo Er Ni-Cr3 fra lamiere di 25mm dispessore in acciaio inossidabile austeni-tico tipo 304 e acciaio martensitico deltipo 9Cr-1Mo-V-Nb, sono stati sotto-posti a prove di rottura in regime discorrimento viscoso (creep), dopo esserestati trattati termicamente a 730°C percirca 8 h.Prima dell’effettuazione del collega-mento, il lembo relativo all’ acciaiomartensitico del tipo 9Cr-1Mo-V-Nb èstato imburrato adottando lo stessoprocesso di saldatura e lo stesso filod’apporto impiegati per il giuntod’unione. Le prove di creep sono state effettuate, atre diverse temperature, con due livellidi sollecitazione ciascuna, e precisa-mente:• 550°C e 160 e 240 MPa;• 600°C e 80- 160 MPa;• 650°C e 40-80 MPa.

I risultati ottenuti dall’indagine possonoessere così riassunti:• la resistenza a rottura, in regime di

creep, dei giunti saldati dissimili è

Dott. Ing. Mauro Scasso Segretario Generale IIS

Figura 1 - Welding procedure of dissimilar welded joint.

• alle temperature più alte e sollecita-zioni più basse, la rottura tende loca-lizzarsi nella zona termicamente alte-rata a grano fine dell’acciaiomartensitico 9Cr-1Mo-V-Nb (Type IVrupture).

I giunti saldati, sia omogenei che framateriali dissimili, mostrano, in regimedi scorrimento viscoso, comportamentidel tutto ripetitivi dal punto di vistaqualitativo. Dal punto di vista quantita-tivo, i parametri di esecuzione dei giuntie dei trattamenti termici dopo saldatura,nonché le differenze fra le caratteri-stiche a caldo dei materiali, giocano unruolo che merita una migliore defini-zione.

stata sempre inferiore a quella deimateriali di base, a tutte le tempera-ture e sollecitazioni;

• la differenza fra i valori di resistenzain regime di creep dei giunti saldatidissimili e dei corrispondenti mate-riali di base aumenta con il cresceredella temperatura di prova;

• alle temperature più basse e solleci-tazioni più elevate, la rottura tende alocalizzarsi all’interfaccia fra lazona fusa (Er Ni-Cr3) e la zonatermicamente alterata dell’acciaiomartensitico 9Cr-1Mo-V-Nb (TypeVII rupture), a seguito dell’insorgeredi sollecitazioni di taglio dovute aldiverso coefficiente di dilatazionetermica dei materiali e della lorodiversa resistenza a caldo;

Giornate Nazionali di Saldatura Genova, 25-26 Ottobre 2007 Area Porto Antico Magazzini del Cotone

GGLLII SSPPOONNSSOORR (al Febbraio 2007)

3M Italia - AEC Technology - Böhler Thyssen - CGM Tecnology - CIA Mathey Italiana Del Vigo Commerciale - Esab – Esarc - Fiera di Essen - Gruppo SOL - ITW Miller Lansec - Lincoln Electric Italia - NDT Italiana - Orbitalum Tools - SIAD - WEC

Per informazioni: ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA - Lungobisagno Istria,15 - 16141 Genova Telefono 010 8341.331 - Fax 010 8367780 - [email protected] - www.iis.it

GGiioorrnnaattee NNaazziioonnaallii ddii SSaallddaattuurraa

Genova 25-26 Ottobre 2007 Area del Porto Antico Magazzini del Cotone


Il Comitato Direttivo dell’Istituto,congiuntamente al Collegio dei Revisoridei Conti, si è riunito a Genova presso lasede dell’IIS il giorno 20 Novembre2006; la riunione è stata presieduta dalPresidente dell'Istituto Dott. Ing.Ferruccio Bressani. Il Segretario Gene-rale, Dott. Ing. Mauro Scasso ha presen-tando e commentato i dati sul fatturato,sui costi e sul risultato atteso per l'anno2006 dai quali emerge un andamento inlinea con l‘ultima previsione del preven-tivo dell'anno in corso ed ha proseguitoillustrando i dati relativi ai dipendenti,agli investimenti ed alla situazione deicrediti e della liquidità dell'Istituto. Il Comitato ha quindi preso in esame ediscusso la proposta di istituzione dellaCommissione Consultiva del ComitatoDirettivo "Analisi e Verifica del contestoScientifico e Tecnologico dell'IIS" chedovrebbe svolgere i compiti di analiz-zare e verificare il contesto scientifico etecnologico all'interno del quale l'IISopera, nonché la combinazione dellevarie attività da questo svolte; rappre-sentare il punto di riferimento per i piùimportanti problemi di indirizzo scienti-f ico, tecnologico e organizzativoconnessi alla vita dell'IIS e di riportarequindi i risultati del proprio esame alComitato Direttivo. Il Comitato haapprovato all’ unanimità la proposta edha chiamato a farne parte i membri delComitato Direttivo: Dott.Ing. FerruccioBressani, Prof. Ing. Renato Ghigliazza,Dott. Ing. Giulio Costa, Dott. IngAngelo Guerciotti, Dott Ing. LeopoldoIaria , Dott. Teresio Valente e Dott. Ing.Mauro Scasso, in qualità di Segretario.Il Segretario Generale Ing. Scasso ha

Comitato Direttivoquindi presentato lo schema "Funzioni eCompiti dell'IIS” del quale ne viene datalettura. Dopo breve discussione, iMembri del Comitato Direttivo sonostati invitati ad indirizzare eventualiproposte scritte alla Segreteria Gene-rale per le dovute considerazioni.Il Prof. Giuseppe Lo Nostro dellaFacoltà di Ingegneria dell'Università diGenova è stato quindi proposto dall’ Ing.Scasso, quale Rappresentante Accade-mico nella Commissione di Certifica-zione dell'IIS, in sostituzione del Prof.Alfredo Squarzoni. Il Comitato Direttivoall'unanimità ha approvato le proposte.Il Comitato ha quindi esaminato lasituazione delle associazioni all’Istitutodal 7 Luglio 2006 al 20 Novembre 2006decidendo di accogliere 1 nuovarichiesta di associazione (1 Socio Indivi-duale), e le dimissioni di 5 Soci (1 SocioCollettivo e 4 Soci individuali).

Effettuato a Genova dall’IIS il primoCorso per il rilascio della certifica-zione a Saldatore Subacqueo

Effettuato a Genova dall’ IIS il primoCorso per il rilascio della certificazionea Saldatore Subacqueo in accordo allanormativa europea.

Presso la sede operativa della Soc.DRAFINSUB S.R.L., al Ponte ParodiLevante del Porto di Genova, l’IstitutoItaliano della Saldatura ha tenuto, dal18 al 22 Dicembre 2006, il 1° Corso disaldatura subacquea condotto dal P.I.Marco Nanni dell’IIS.Al Corso hanno preso parte 4 allievi dicui 3 privati ed 1 della Soc. HYDRAGROUP; tutti gli allievi erano inpossesso del brevetto Padi Open WaterDiver mentre solo due di essi erano giàsaldatori esperti. I due allievi che nonavevano mai saldato hanno pertantodovuto frequentare preliminarmente unCorso di saldatura in aria presso i Labo-ratori dell’Istituto. Il Corso, della duratadi 40 ore, si è svolto secondo le modalitàpreviste dalla norma UNI EN 15618-1:2003 “Prove di qualificazione deisaldatori per la saldatura subacquea -Saldatori subacquei per la saldaturaiperbarica in ambiente bagnato”. Sonostati eseguiti saggi in posizione in pianodi lamiere di spessore 12mm preparate aV con sostegno saldati con elettrodi ESABOK 43.39 6013 e Lastek dry. I saggisaldati saranno sottoposti alle prove difrattura come previsto dalla norma diriferimento. Nel caso di esito positivodelle prove verrà rilasciato il certificato -“patentino” - di Wet Welder Diver.

IIS News

Corso di Specializzazione in SaldaturaUtile alla qualificazione ad International Welding Engineer / Technologist

L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA terrà a partire dal prossimo mese di Marzo tre diversiCorsi di Specializzazione in Saldatura, presso le proprie Sedi di Genova, Legnano (MI) e MoglianoVeneto (TV).Tenuto dal 1952 presso alcune delle più prestigiose Sedi scolastiche ed accademiche, con oltre12.000 tecnici qualificati, il Corso rappresenta tuttora il principale strumento per la formazione dibase dei tecnici operanti nella fabbricazione mediante saldatura.Alla sua tradizionale valenza, il Corso ha aggiunto nel tempo un significato ulteriore, valido comeprima parte dei percorsi di Qualificazione per Welding Engineer e Technologist.

Valenza del CorsoIl Corso di Specializzazione consente una prima ma completa preparazione nei più diffusi processi disaldatura e materiali utilizzati in ambito industriale.Per tale ragione, può risultare di particolare interesse per personale di recente assunzione inAzienda, che abbia bisogno di una prima formazione specifica, così come anche per personale piùesperto, come momento di aggiornamento.Tra i settori industriali più interessati a questo Corso possono essere citati il chimico ed il petrolchi-mico, il navale, il ferroviario, la meccanica, l’off-shore.

Calendario ed orario delle lezioniIl Corso è formato da una parte teorica (della durata di 80 ore) ed una pratica (60 ore), svolte conlezioni serali della durata di quattro ore ciascuna, dalle 16.30 alle 20.30, per tre giorni alla settimana.Le lezioni teoriche saranno svolte nell’arco di sette settimane lavorative, quelle pratiche in cinque,con inizio immediatamente dopo la parte teorica.

- Corso di Specializzazione di Genova: inizio Lunedì 19 Marzo, conclusione Mercoledì 6 Giugno;- Corso di Specializzazione di Legnano: inizio Lunedì 12 Marzo, conclusione Mercoledì 30 Maggio;- Corso di Specializzazione di Mogliano Veneto: inizio Lunedì 19 Marzo, conclusione Mercoledì 6

Giugno.

Programma delle lezioniGli argomenti trattati durante le lezioni teoriche previste saranno i seguenti:1. Tecnologia della saldatura (processi con fiamma ossiacetilenica, con elettrodo rivestito, a filo

continuo in protezione gassosa MIG / MAG e FCAW, TIG, ad arco sommerso; taglio termico);2. Metallurgia e saldabilità (metallurgia applicata alla saldatura, fabbricazione e classificazione

degli acciai, prove tecnologiche, struttura dei giunti saldati, difetti metallurgici ed operativi, salda-bilità degli acciai al carbonio, microlegati);

3. Progettazione e calcolo (resistenza dei materiali, elementi di progettazione di giunti saldati).Durante le 15 esercitazioni pratiche, saranno svolte in primo luogo dimostrazioni ed esercitazioni disaldatura a difficoltà crescente nei processi manuali o semiautomatici (fiamma, elettrodo rivestito,TIG, MIG/MAG), dimostrazioni applicative di controlli non distruttivi (metodi VT, PT, MT, RT ed UT),stesura ed interpretazione di specifiche di procedura di saldatura (WPS).

IscrizioniLe domande di iscrizione, dovranno pervenire unitamente ad un certificato comprovante il titolo distudio posseduto. In alternativa al modulo cartaceo è possibile procedere all’iscrizione on-line,attraverso il sito www.formazionesaldatura.it, selezionando il Corso dall’apposito motore di ricercaposto nella parte superiore della homepage.Chi fosse invece interessato a partecipare in forma non impegnativa ad alcune lezioni, riservandosi diregolarizzare la propria iscrizione solo in un secondo tempo, potrà farlo contattando direttamente laSegreteria.

Modalità di pagamentoLa quota di partecipazione al Corso è di € 2.850,00 (+ IVA). La quota suddetta deve essere corri-sposta prima dell’inizio del Corso, tramite bonifico bancario (Banca Popolare di Milano, CC 4500 ABI05584, CAB 01400 CIN I intestato all’Istituto Italiano della Saldatura).

InformazioniPer ulteriori informazioni si prega rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura, Via LungobisagnoIstria 15, 16141 Genova. Tel. 010 8341371, fax 010 8367780 (e-mail mariapia.ramazzina @iis.it).


Formazione

Pur non essendo la 626/94 il testo basedella sicurezza, perché si ricollega amolte disposizioni previgenti in tema diprevenzione degli infortuni e di igienedel lavoro, vi è da tener conto che essapone l’accento sulla considerazione deifattori di rischio specifico, e diviene cosìun elemento di riferimento anche nellainterpretazione delle altre leggi caratte-rizzate riguardo ad essa da un rapportodi “specialità”.È questa in effetti la collocazione delD.Lgs. 27 Luglio 1999, n. 272, specificoper le operazioni e per i servizi portuali,riparazione e trasformazione delle naviin ambito portuale, costruito sul modellodel D.Lgs. 626/94 (norma a contenutogenerale), ma su quest’ultima normaprevalente in virtù del principio giuri-dico della valenza della norma a carat-tere speciale rispetto alla norma gene-rale.Ne deriva che allorquando viene affron-tato il percorso formativo dei soggettidestinati a ricoprire nelle aziende lefunzioni RSPP e ASPP (quale stabilitodall’art. 8-bis del D.Lgs 6267/94, e insuccessione dal D.Lgs. 195/2003, edall’Accordo 26 Gennaio 2006 in sededi Conferenza Stato, Regioni e Province

Autonome); e in detto Accordo la forma-zione viene scandita nei Moduli A, B, C,in particolare per quanto concerne ilModulo “B” con riferimento ai rischispecifici del macrosettore di apparte-nenza delle lavorazioni, la disposizioneche individua tabellarmente i fattori dirischio raggruppa i rischi in novecomparti (Macro-settori di attivitàATECO), apoditticamente omogenei e digrossolana indicazione, costruiti intornoai presumibili processi produttivi - aprescindere dall’ambito dell’attivitàproduttiva.Cosicché vi è da osservare che talegenericità non soddisfa di certo ilprecetto generale della “nuova sicu-rezza” che impone invece l’analisi delrischio a fondamento della prevenzione,e considera i singoli “pericoli” in rela-zione all’ambito ed all’ambiente, comereali fattori di rischio.Consegue ancora che la particolaredelicatezza delle lavorazioni e delleoperazioni in ambito portuale conside-rata proprio dalla norma specifica delD.Lgs. 272/99, sarebbe alquanto vanifi-cata ove la formazione dei soggettipreminenti nella individuazione egestione dei rischi (RSPP e ASPP) fossegenericamente svolta con riferimentopiù a comparti merceologici o ammini-strativi, anziché condotta sui rischi effet-tivi dell’ambito e dell’ambiente conside-rato, vale a dire sulle linee guidecostruite intorno alla norma generica disicurezza (626/94) anziché nel contestodei rischi specifici (272/99).

Si impone quindi per coerenza ermeneu-tica in ordine all’approccio sistematicoalla valutazione e al contrasto dei rischieffettivi presenti in ambienti e ambitilavorativi governati da linee normativead hoc, che l’attività di formazione, tuttii Moduli ma segnatamente il Modulo B,venga programmato con specificitàassoluta e non con generica flessibilitàdi comparto. Il che si traduce nelprogetto di corsi specifici per RSPP eASPP nell’ambito del campo di applica-zione della 272/99.

Obblighi formativi sempre riferiti ai rischi specifici

Formazione

Avv. Prof. Tommaso LimardoConsulente per la sicurezza

del lavoro

ISTITUTO ITALIANODELLA SALDATURA

Divisione PRNMaura Rodella

Lungobisagno Istria, 1516141 GENOVA

Tel. 010 8341385Fax 010 8367780

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Gli acciai dolci e quelli basso legati possono esseretagliati con facilità, rapidamente e ottenendo superfici ditaglio di qualità, con l’impiego di cannelli da taglio all’os-sigeno che utilizzano diversi combustibili: acetilene,metano, propano, gas illuminante, idrogeno. Tra ivantaggi principali di questo processo di taglio ci sonol’assenza di limitazioni pratiche allo spessore tagliabile ela possibilità di lavorare anche in assenza di alimenta-zione elettrica, mentre il limite fondamentale è riferitoai metalli tagliabili, essendo applicabile soltanto ad acciaibasso legati al carbonio o comunque avente tenoremassimo di cromo del 2%.

Indice

1. Principi di funzionamento2. Tagliabilità dei metalli3. Parametri di funzionamento del processo4. Apparecchiature e tecniche operative5. Effetti dell’ossitaglio sugli acciai

2006, 40 pagine, Codice: 101088, Prezzo: € 30,00

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Ossitaglio

Pubbl icazioni I IS - Novità 2006Pubbl icazioni I IS - Novità 2006


Abbiamo spesso sentito discutere, intermini di esposizione dei saldatori adagenti chimici, del fatto che i fumi disaldatura sono costituiti da una compo-nente solida rappresentata da particellemolto piccole, le quali hanno dimen-sioni molto piccole, essendo originateda processi di riscaldamento di metallia temperature molto alte, con produ-zione di veri e propri vapori atomici.Peraltro era altrettanto chiaro che talivapori atomici, si aggregassero in fasedi condensazione e solidificazione.In generale si è sempre detto: le dimen-sioni dei fumi sono inferiori ad 1 micro-metro.Uno (fra i tanti, purtroppo) problemiimportanti sotto il profilo tossicologicoe mai risolto, è sempre stato quello diconoscere, non tanto la composizionechimica elementare della massa deifumi, che abbiamo da tempo imparatoad analizzare, quanto la natura deireali composti che sono presenti inquesti fumi. Ma per fare ciò dobbiamoscendere nell’intima composizione deifumi, disaggregare (come probabil-mente succede nei polmoni del salda-tore) gli agglomerati microscopici di

particelle e studiarne la composizione ela struttura.Basta pensare infatti che quel vaporeatomico di cui abbiamo parlato primasi trova in uno stato energetico partico-larmente elevato ed ha enormi capacitàreattive. La presenza di molecoledell’aria o dell’umidità, ad esempio, inprossimità degli atomi appena generatipuò produrre reazioni di vario tipo epuò quindi condurre alla formazione dicomposti, alcuni dei quali non sarannonecessariamente stabili, ma molti reste-ranno inalterati anche dopo raffredda-mento, in quello che sarà il “fumoinalabile”. Ossidi, azoturi, idruri,composti intermetallici sono soloalcuni esempi. Ognuno di questicomposti può avere una azione perico-losa di tipo e grado diverso a caricodell’organismo del soggetto esposto.Gli studi e le analisi sulle nanoparti-celle possono dare un contributo fonda-mentale alla individuazione di questicomposti ed all’approfondimento delleconoscenze sui rischi in questo campo.Tuttavia i mezzi attualmente disponibilisono parzialmente adeguati a comple-tare questa conoscenza e comunquesono estremamente costosi e richiedonoimpegni e professionalità corrispon-denti.Si devono mettere in gioco tutte letecniche analitiche utili nel campo dellamicro-metallurgia: dalla microscopiaelettronica SEM con EDS ed HR-TEManalitico con EDS, ma soprattutto il piùrecente microscopio elettronico ad emis-

sione di campo FEG-FESEM (FieldEmission Scanning Electron Micro-scopy), il cui costo rilevante di acquistoe di impianto ne limita l’impiego a centrialtamente specializzati.Tutto ciò ci porta a concludere chedobbiamo continuare a rincorrere laconoscenza sulle particelle dei fumi disaldatura, in primo luogo verificandola loro reale caratterizzazione morfolo-gica e la capacità di penetrazionenel l ’apparato respiratorio, mastudiando parallelamente la strutturachimica delle particelle e nanoparti-celle che li costituiscono, al fine dicomprendere meglio quali meccanismitossicologici possono entrare in gioco.Se le particelle dei fumi ci mostrano laloro reale natura anche nelle piùpiccole dimensioni, capiremo megliocome interagire con loro per ridurne lapericolosità. Ci vorrà ancora qualchetempo, ma questa è una delle principalisfide per i prossimi anni in tema ditutela della salute dei saldatori.

Le particelle dei fumi ci appaiono sempre più piccole

Salute, Sicurezza e Ambiente

Prof. Teresio ValenteDIMEL - Sez. Medicina del Lavoro

Università di Genova

L’involucro del catalizzatore conla sicurezza di qualità CMTautomatizzata

Il processo di saldatura “a freddo” dàprova di sé nella saldatura dei depura-tori dei gas di scarico Purem sviluppa e realizza presso il sitodi Unna impianti di depurazione dei gasdi scarico altamente efficaci per i motoridiesel dei veicoli commerciali pesanti.I sistemi di depurazione come l’SCR(Selective Catalytic Reduction) soddi-sfano norme che saranno con ampiaprobabilità sempre più restrittive.I tecnici di saldatura specializzati realiz-zano involucri per catalizzatori imper-meabili al gas, stabili sia meccanica-mente sia chimicamente, utilizzandolamiere di acciaio legato 1.4301 resi-stente alla corrosione con spessori finoa 60 mm. A tal fine, puntano su tecno-logie all’avanguardia e sull’automatiz-zazione. L’innovativo processo CMT(Cold Metal Transfer) di Fronius garan-tisce un apporto di calore ridotto e senzaspruzzi, nonché una saldatura piùrapida rispetto ai tradizionali processi


DalleAziende

ad arco voltaico. Si aggiungano inoltre isignificativi vantaggi ottenibili in asso-ciazione con i robot. Gli esperti Purem,dopo un anno e mezzo di utilizzo inproduzione, riferiscono di esperienzemolto positive in termini di flessibilità,produttività e sicurezza di qualità.È straordinaria la qualità che contrad-distingue gli involucri dei catalizzatoriche Purem realizza per bus, veicoli diservizio dei vigili del fuoco e altri veicolispeciali a motore diesel, in particolaredel gruppo DaimlerChrysler. Circatrenta metri è la lunghezza totale delgiunto di saldatura di un involucro percatalizzatori, per esempio di un pull-mann Mercedes.Circa 15.000 sono i catalizzatori SCRcertificati ISO-16949 prodotti da Puremal ritmo di 50 - 60 pezzi al giorno.I volumi ridotti dei lotti nelle attualicondizioni di concorrenza commercialidei mercati richiedono in primo luogo lamassima flessibilità e apertura a livello

di sistemi di saldatura e, insecondo luogo, un elevatogrado di automatizzazione.Dall’estate del 2005, i tecnicidi saldatura di Unna assol-vono questo compito consuccesso utilizzando quattrocelle di saldatura a robot,dotate complessivamente di 8sistemi di saldatura CMTFronius. Ogni cella è desti-nata a una particolare fase dilavorazione. In questo modo,i responsabili ottengono la

flessibilità necessaria. L’assenza dispruzzi e l’impermeabilità al gas sono lecaratteristiche che si ottengono nel reat-tore chimico del modulo catalizzatore. IlDirettore dell’azienda, Dr. WolfgangBässler, afferma che, in Purem, le carat-teristiche di qualità del risultato disaldatura sono oggetto di un sistema dicontrollo e di documentazione innova-tivo, costante e preciso. Il CMT soddisfale elevate esigenze dell’azienda, cosìdimostra l’esperienza dei tecnici espertidi saldatura di Unna dopo 18 mesi diutilizzo.Per sfruttare i vantaggi specifici delprocesso CMT “a freddo”, come laprecisione dimensionale e la qualitàdella superficie senza interventi di rifini-tura, Purem utilizza il controllo digitaleintegrato tipico del CMT. Connesso inrete con un computer, questo controllocrea il collegamento ideale fra i robot e icontrolli di qualità. Il processo di saldatura CMT, rispetto alprocesso convenzionale, si contraddi-stingue per tre caratteristiche princi-pali: un movimento a inversione del filo,che viene integrato nel controllo digitaledi processo, un apporto di calore note-volmente ridotto nel pezzo da lavorare,nonché il passaggio del materiale asso-lutamente privo di spruzzi.

FRONIUS Via Monte Pasubio, 137 - 36010 Zanè (VI)Tel. 0445 8904444 - Fax 0445 804400e-mail: [email protected]


Dalle Aziende

L’acciaio in una nuova forma:A.T.L.A. utilizza i gas tecnici Siadper la trasformazione delle lamiere

A.T.L.A. opera nel settore della trasfor-mazione delle lamiere di acciaio dal1985, inizialmente svolgeva le lavora-zioni utilizzando materie prime fornitedai clienti successivamente ha iniziato afornire un servizio completo acqui-stando l’acciaio direttamente dalleacciaierie produttrici.La struttura produttiva è concentrata inun ampio e moderno stabilimento di10.000 m2, realizzato all’interno diun’area di 30.000 m2 situata a Leini, alleporte di Torino: pur essendo una realtàdi medie dimensioni A.T.L.A. si proponesul mercato come centro di serviziodotato di eccellenti standard di lavora-zione, sia in termini di qualità che quan-tità, caratteristiche uniche nel contestodella piccola-media impresa italiana.

L’ampia disponibilità di spazio haportato A.T.L.A. ad occuparsi di clien-tela operante nell’industria medio -pesante, intrecciando collaborazionicon il settore dei trasporti (in partico-lare in ambito ferroviario, nella produ-zione di autotreni e di impianti funi-viari), delle macchine movimento terra,degli attrezzi portuali e delle macchineutensili in genere. Nella complessità che contraddistingueil settore, A.T.L.A. emerge e si evidenziagrazie all’impegno del personale che,attraverso quotidiane sfide, è riuscito adimplementare la crescita della società dianno in anno.

La collaborazione con Siad

L’inizio della collaborazione con Siadha origini abbastanza recenti, in seguito

all’acquisto di una nuova macchina peril taglio laser che permette di eseguire lalavorazione di lamiere in acciaio edinox, anche di ampie dimensioni (fino a2000 mm di larghezza e 6000 mm dilunghezza e fino a 25 mm di spessore).Con l’utilizzo di questa nuova tecno-logia di lavorazione A.T.L.A. amplia ilsuo raggio d’azione proponendo untaglio di alta precisione anche per parti-colari altrimenti ottenibili solo con lavo-razioni meccaniche: la clientela ottienepertanto un vantaggio in più ricevendoun pezzo già finito senza doverlo sotto-porre ad ulteriori lavorazioni.L’impianto strategico e di grande inve-stimento per la società, ha comportatola decisione di A.T.L.A. di affidarsi, perla fornitura di gas, ad un’azienda leaderdi mercato, cioè a Siad.I tecnici Siad hanno fornito la loroconsulenza nella fase di rinnovamento e

d’installazione deinuovi impianticentralizzati per l’os-sigeno e per l’azoto,utilizzati per il tagliolaser.Visti i buoni risultatiottenuti, A.T.L.A. hascelto Siad anche perla fornitura di gas emiscele della lineaStargas, che vengonoimpiegate rispettiva-mente per le lavora-zioni di saldaturaMIG/MAG e di taglioplasma,

Oltre alla qualità dei gas forniti, ricopreuna fondamentale importanza il sistemadi “Total gas management” ideato daSiad, che tra gli altri servizi comprendeil controllo a distanza dei consumi: ilfornitore monitora le scorte e verifica illivello dei contenitori di ossigeno eazoto, attraverso i computer dislocatipresso le diverse postazioni di lavoro. Non appena viene segnalato il bisognodi approvvigionamento, Siad intervienecon tempestività ed efficienza, evitandoal cliente l’onere di ordinare le forni-ture.Il servizio di “Total gas management”garantisce l’efficienza dell’impianto,impedendo che si verifichino blocchialla produzione e si riscontrino ingentiperdite economiche.

A.T.L.A. Srl Strada Fornacino 10710040 Leinì (TO) Tel. 011 9919211 - Fax 011 9919299www.atla.eu

SIAD S.p.A.Via S. Bernardino, 82 - 24126 BergamoTel. 035 328357 - Fax 035 328318e-mail: [email protected]

Mec-Spe 2007 “fiera” di fareformazione

Secondo gli ultimi dati disponibilielaborati da Unioncamere (Unionca-mere MLPS 2005) la distribuzione delleopportunità formative in Italia, cheprevede circa 2 milioni di dipendenti(19,3% sul totale) coinvolti all’internodi corsi promossi dalle Imprese, è estre-mamente segmentata portando beneficiper lo più ai lavoratori delle imprese dimaggiori dimensioni, ubicate nelleregioni del nord ed appartenenti alsettore dei servizi.Nel complesso queste evidenze mostranocome il nostro paese presenti un deficitdi competenze che si ripercuote sullecapacità del sistema produttivo di esserecompetitivo.Per rispondere a questi evidenti deficitSenaf, la società organizzatrice diMec-Spe, fiera internazionale dellameccanica specializzata, proseguenel produrre ed organizzare appunta-menti di formazione continua come unodegli elementi centrali anche per l’edi-zione 2007.Giunta alla sua sesta edizione, dal 22 al24 Marzo prossimi, Mec-Spe proporràai visitatori convegni, miniconferenze edunità dimostrative con l’obiettivo dirappresentare uno spunto innovativo pergli operatori dell’intera industria mani-fatturiera, qualsiasi sia il loro settore diprovenienza.L’obiettivo è quello di coinvolgere nonsolo i visitatori ma anche gli espositori,che saranno impegnati in prima linea atenere delle miniconferenze, trasferendocosì la loro conoscenza ed esperienzasul campo in un confronto con visitatoriqualificati. Le miniconferenze si svolge-ranno direttamente tra gli stand esposi-tivi, a stretto contatto con i prodotti,caratterizzandosi per la facile fruibilitàe la breve durata. In particolare si


Dalle Aziende

terranno nell’ambito di Eurostampilungo il Viale dei materiali innovativi enell’ambito di Mec-Spe nella Piazzadella ricerca, dell’innovazione e deltrasferimento tecnologico e nelVillaggio Ascomut.Inoltre, visto che per Senaf fare forma-zione significa abbinare il lato teorico aquello pratico, per la prossima edizionedi Mec-Spe sono previste due unitàdimostrative: alla storica “Dal Progettoall’Oggetto”, che vedrà la realizzazionenell’ambito di Eurostampi di due lentiottiche con relativa custodia, si aggiun-gerà “Dall’acciaio al Manufatto”nell’ambito di Trattamenti & Finiture, incui verrà realizzato un fermasoldi. Leunità dimostrative daranno quindi l’op-portunità al visitatore di assistere all’in-tero processo produttivo, a partire dallafase di ideazione/progettazione sino allarealizzazione del prodotto finito.Forti del principio che la pratica èimportante quanto e più della gramma-tica, sono previste anche delle visiteguidate all’unità dimostrativa “DalProgetto all’Oggetto” e alle varie isoledi lavorazione della Piazza delle lavora-zioni meccaniche innovative nell’ambitodi Mec-Spe. La proposta formativa-divulgativa si articolerà inoltre inconvegni tenuti da autorevoli riviste delsettore e da Associazioni di categoriaquali ADM (Associazione DisegnoMacchine), Assinter (AssociazioneSviluppo della Metallurgia dellePolveri), Cna Produzione, Aias (Asso-ciazione Italiana fra gli addetti allasicurezza), Ucisap (Unione CostruttoriItaliani Stampi e Attrezzature di Preci-sioni), AM (Associazione di Meccanica),Assogalvanica.“Se un tempo era possibile tenere sepa-rati il momento dell’apprendimento edella formazione da quello del lavoro,afferma Giorgio Verga - Direttore Senaf,oggi questo non è più possibile.Il tempo del lavoro deve diventaresempre di più anche un tempo di appren-dimento di conoscenze e competenze permantenersi aggiornati, contribuendoallo sviluppo individuale e a quellodell’azienda in cui si lavora.La formazione e la qualifica del perso-nale sono e saranno sempre di più learmi vincenti in un mercato di competi-zione globale”. Tutte le informazionisulla fiera e sul programma deiConvegni a b b i n a t i a M e c - S p e2007 su www.senaf.it, tel. 02 3320391.

PlastixExpo fa il suo ingresso nelteam di Mec-Spe 2007

PlastixExpo, fiera specializzata nellalavorazione delle materie plasticheentrerà a far parte del team della sestaedizione di Mec-Spe, andando a sosti-tuire PlastikaItaly.Nuova denominazione e nuovo logodunque per una fiera che soddisferà lespecifiche esigenze di visibilità dellenumerose aziende legate al settore dellematerie plastiche che prenderanno partealla fiera internazionale della mecca-nica specializzata, a Parma dal 22 al 24Marzo. La sinergia di sette fiere continua arappresentare il punto di forza dell’ap-puntamento organizzato da Senaf, luogodi incontro, confronto e formazione perle aziende dell’intero comparto manifat-turiero alla ricerca di nuovi input tecno-logici che migliorino l’efficienza deiprocessi produttivi.

Le fiere di Mec-Spe

Mec-Spe: fiera internazionale dellameccanica specializzata;Eurostampi: fiera internazionale dedi-cata al mondo degli stampi;Subfornitura: salone delle lavorazioniindustriali per conto terzi;Control Italy: fiera specializzata perl’assicurazione della qualità;Trattamenti & Finiture: fiera specializ-zata per macchine, impianti e prodotti peril trattamento e la finitura delle superfici;PlastixExpo: fiera specializzata per lalavorazione delle materie plastiche;Motek Italy: fiera specializzata per latecnologia di montaggio, assemblaggioe manipolazione.Tutte le informazioni sulla fiera suwww.senaf.it , tel. 02 3320391

PR Help Comunicazione d’ImpresaVia Burlacchi, 11 - 20135 MilanoTel. 02 54123452 - Fax 02 54090230e-mail: [email protected]

Filo animato ESAB OK E 71-T1 persaldatura multiposizionale: nuovatecnologia NSW

Il nuovo filo animato OK E 71-T1 è statosviluppato dalla ESAB per soddisfare leesigenze di saldatura MIG/MAG in tuttele posizioni con la stessa corrente.

È un filo animato flux-cored rutilico nonramato, lucido, bobinato spira-spira,dalle caratteristiche operative eccezio-nali, che salda con assenza di spruzzi edistacco automatico della scoria.Trova applicazione in carpenteria gene-rica e nella saldatura di strutture mecca-niche mediamente sollecitate, costruitecon acciai dolci ed a media resistenzacon carico di rottura di 510 N/mm2.

È inoltre raccomandato per l’esecuzionedella prima passata in verticale ascen-dente con l’utilizzo di supporti ceramici.Il filo animato OK E 71-T1 fa parte di unanuova famiglia di fili fabbricati con lanuova tecnologia NSW (New StandardWire) con trattamento superficiale estre-mamente accurato, protezione anti-ossi-dazione e lubrificazione di tipo innovativo.I fili prodotti con la nuova tecnologiaNSW offrono notevoli vantaggi opera-tivi, che si possono riassumere in:• Superficie lucida, con eccellente

scorrevolezza nei beccucci delle torcedi saldatura e nelle guaine, che neriduce l’usura ed elimina i problemidi intasamento.

• Migliore stabilità d’arco, condrastica riduzione degli spruzzi,migliore estetica del cordone disaldatura e possibilità di utilizzo dicorrenti inferiori, particolarmenteutile nella saldatura di spessori sottilio cordoni d’angolo ridotti.

I fili animati ESAB fabbricati con lanuova tecnologia NSW sono il nuovopunto di riferimento per la qualità deimateriali di consumo per saldatura.

ESAB Saldatura S.p.A.Via Mattei 24, 20010 Mesero (MI)Tel. 02 97968.1 - Fax 02 97289300e-mail: [email protected]


Dalle Aziende

Air Liquide Welding e OTC-DAIHENannunciano il lancio di TOPWAVEuna soluzione innovativa per miglio-rare qualità e produttività nellasaldatura robotizzata

Frutto della collaborazione con OTC-DAIHEN, Air Liquide Welding lanciaTOPWAVE sul mercato europeo. Questedue società partner hanno condiviso illoro know-how nel settore della salda-tura per sviluppare questa soluzioneparticolarmente innovativa. In effetti, la semplicità di programma-zione e il risparmio di tempo per l’ope-ratore sono tra i principali vantaggi diTOPWAVE garantiti da un’interfaccia dicomunicazione intelligente tra il robot ela sorgente di saldatura. La qualità di saldatura e la produttivitàsono garantiti dalla nuova generazionedi saldatrici a tecnologia inverter aregolazione numerica DIGI@WAVE eCITOWAVE, i generatori multifunzionesviluppati per rispondere alle nuoveesigenze industriali per la saldatura dispessori sottili o più spessi e lanciati congrande successo commerciale durante lafiera Schweissen und Schneiden diEssen nel mese di Settembre 2005. L’affidabilità degli impianti è il prin-cipio chiave di Air Liquide Welding eOTC-DAIHEN.Una connessione “can bus” sostituisceil cablaggio classico per garantire unacomunicazione ottimale tra il robot, ilgeneratore e le altre periferiche. Nel 2006, Air Liquide Welding ha ancheintrodotto sul mercato con successoTOPTIG, una nuova soluzione di salda-tura TIG robotizzata. Air LiquideWelding e OTC-DAIHEN puntano suTOPWAVE per proseguire la lorocrescita sul mercato della saldaturarobotizzata in Europa proponendo solu-zioni innovative che migliorano laproduttività, la qualità e la funzionalità.

AIR LIQUIDE Welding ItalyVia Torricelli, 15/A - 37135 VeronaTel. 045 8291557 - Fax 045 8291634e-mail: [email protected]

DuPont Personal Protection -Disponibile gratuitamente il nuovocatalogo prodotti

DuPont Personal Protection è specializ-zata nel coniugare l’innovazione scienti-fica con il proprio know-how manifattu-riero allo scopo di mettere adisposizione di svariati settori indu-striali un ventaglio completo di eccel-lenti indumenti protettivi.Uno dei fattori essenziali per garantirela sicurezza dei lavoratori è fornire lorol’indumento protettivo adatto. Unaprotezione adeguata infatti non servesolamente a prevenire gli infortuni, mapermette anche di evitare le malattieprofessionali a lungo termine.Per questo motivo DuPont lavora instretta collaborazione con il mondoindustriale in modo da avere la certezzache la gamma di prodotti soddisfi lespecifiche esigenze degli utenti finali.Ma l’impegno in tema di sicurezza nonsi esaurisce qui: DuPont PersonalProtection propone anche un servizio diassistenza completo sulle specifichetecniche degli indumenti e corsi diformazione sulla corretta gestione degliindumenti protettivi per garantire chevengano indossati nelle migliori condi-zioni di sicurezza.In questo senso va la decisione dieditare un nuovo Catalogo, completo edesauriente, in grado di affrontare neldettaglio i diversi aspetti della prote-zione personale. Sfogliando le 48 paginesi possono così trovare informazioni suifattori da prendere in considerazionenella selezione dell’indumento protettivoadeguato; indicazioni sulla definizionedella marcatura CE; definizione deimodelli di indumenti protettivi; informa-zioni sull’utilizzo di indumenti protettiviin zone potenzialmente esplosive;consigli pratici per individuare i capipiù idonei per ciascuna esigenza;presentazione dei livelli di protezioneforniti dall’intera gamma di indumentiprotettivi DuPont Personal Protection;dettagliate descrizioni di ogni singolomodello dell’intera gamma di produ-zione:

Tychem®: la gamma Tychem® offreleggerezza e protezione contro un ampioventaglio di sostanze, dagli agentichimici poco tossici ai gas altamentetossici, nonché contro i rischi biologici.Tyvek®: la gamma Tyvek® offre prote-zione da numerosi agenti chimici liquidio solidi, ma anche dalla polvere e dallefibre.Proshield®: la gamma di prodotti Pros-hield® offre una soluzione di protezioneidonea alle esposizioni di Tipo 5 e 6,meno esigenti in termini di barrieraprotettiva.Il catalogo contiene anche brevi infor-mazioni riguardo:Nomex®: il prodotto per eccellenza perlavori che presentano un rischio di espo-sizione alle fiamme, alle esplosioni oagli archi elettrici.Kevlar® Armor, Kevlar® Comfort,Kevlar® Clean: le ultime innovazionidella gamma che offre una combina-zione ideale di elevata resistenza altaglio, elasticità, leggerezza e comfort.Il Catalogo, del tutto gratuito, puòessere richiesto registrandosi sul sitoInternet www.dpp-europe.com o contat-tando direttamente il Servizio Clienti alnumero verde 00800.3666.6666.

DuPont Personal ProtectionL-2984 LuxembourgTel. +352 36665664 - Fax +35236665071e-mail: [email protected]

TechFLUID, prima fieradell’industria petrolifera,petrolchimica e dell’energia

Si svolgerà dal 10 al 12 Maggio 2007presso il polo fieristico PiacenzaExpo, aPiacenza, la prima edizione della fierainternazionale delle soluzioni tecnolo-giche della subfornitura meccanica, deimetalli e materiali innovativi destinatiall’industria petrolifera, petrolchimica edell’energia, in collaborazione traPiacenzaExpo, leader nella organizza-zione di manifestazioni industriali dinicchia, ed Edimet, network multime-diale del mondo dei metalli, è nata Tech-FLUID.TechFLUID, iniziativa fieristica unica inItalia, è una manifestazione ad altaspecializzazione, che dedicherà partico-lare attenzione ai materiali innovativi e

forme off-shore,gasdotti, impiantidi trasformazione eraffinazione);

• impiantistica perl’industria petrol-chimica (impianticome sopra contutti i derivati daquella petrolifera);

• p r o d u t t o r i d iveicoli operativispeciali, macchinecomplete, impianti completi gruppie sottogruppi meccanici (pompeoleodimaniche, valvole assiemate,rubinetteria tecnica, componentielettromeccanici, parti e ricambifiniti per tutte le suddette applica-zioni).

TechFLUID sarà un momento diconfronto importante per il comparto, incui alla parte espositiva si affiancheràuna serie di sessioni tecniche specializ-zate. Fortemente strategica la scelta diPiacenza quale sede dell’evento, alcentro dell’area italiana maggiormenteindustrializzata e con un bacino


Dalle Aziende

alla subfornitura di lavorazioni qualifi-cate, per un settore industriale - quellodel petrolifero e petrolchimico - caratte-rizzato da forte ricerca e innovazionetecnologica.Queste le categorie di espositori a cui lamostra è destinata: produttori di compo-nenti in alluminio, acciai speciali, acciaiinossidabili, titanio, ottone, rame;produttori di tubi; produttori di getti difonderia di metalli ferrosi e non ferrosi;produttori di elastomeri, polimeri, mate-riali compositi; aziende di prototipa-zione e progettazione; aziende che effet-tuano lavorazioni conto terzi.Destinatari dell’evento, in qualità divisitatori, direttori generali, direttoriacquisti, direttori ricerca e sviluppo,dirigenti tecnici, responsabili qualità,progettisti strutturali, consulenti azien-dali, liberi professionisti, titolari dia z i e n d e a p p a r t e n e n t i a q u a t t romacroaree:• perforazione e trivellazione sotter-

ranea (applicata a qualsiasi tipo difluido e di gas);

• impiantistica per l’industria petroli-fera (impianti di estrazione, piatta-

d’utenza dal forte tessuto imprendito-riale.Importante infine ricordare le sinergiedi TechFLUID con GeoFluid, manifesta-zione biennale giunta alla 16° edizione,la principale a livello europeo nelsettore delle tecnologie ed attrezzatureper la ricerca, estrazione e trasporto deifluidi sotterranei.

EDIMET S.p.A.Via Corfù, 102 - 25124 BresciaTel. 030 2421043 - Fax 030 223802e-mail: [email protected]

SCHEDA TECHFLUID 2007

Sede: PiacenzaExpo

Data: da Giovedì 10 a Sabato 12 Maggio 2007

Orario: 9.30-18.00

Organizzatori: Edimet e PiacenzaExpo

Ingresso: gratuito, previa registrazione all’in-gresso o con biglietto offerto dalle ditteespositrici - possibile la preregistra-zione on line su www.techfluid.it

Fattori che influenzano l’alto costo del petrolio Espansione economica globale Scarsa capacità di produzione Fattore insicurezza (Paura) Instabilità politica nei Paesi produttori di greggio Ritardo dei progetti dovuto all’aumento del costo delle

materie prime Vincoli ingegneristici Tempo atmosferico

Riserve di idrocarburi al 31 Dicembre 2006 Indice di vita riserve petrolio : ca. 17 anni* Indice di vita riserve gas: ca. 14 anni*

Riserve Gas (GSmc)

Petrolio (Mbbl)

Prodotte * Rimanenti recuperabili *

715 * 154 *

1050 * 683 *

Riserve potenziali** 120-200** 400-1000** * Rapporto MAP-UNMIG, Maggio 2006 (riserve certe+possibili+probabili) ** Rapporto Enterprise ENIin “Oil Gas Investors& Energy Markets” Special Issue, July 2001 Tratto da: Relazione Oil and Gas Industry 2007 forecast by Gulf Publishing Company

International Institute of Welding

Future IIW Annual Assemblies

Dubrovnik (Croatia) 2007 Graz (Austria) 2008 Singapore 2009 Kiev (Ukraina) 2010 Mumbai (India) 2011

Sidney (Australia) 2007 Mexico 2007 Brazil 2008 India 2008 China 2008 Iran 2009 Israel 2010

Future IIW International Congresses

Per maggiori informazioni: www.iiw-iis.org


Notiziario

ASM Handbook, Volume 13B -Corrosion: Materials

Cramer S.D. e Covino B.S. Jr., MaterialsPark, (OH-USA) 2005, 210x297 mm,703 pagine, ISBN: 978-0-87170-707-9,$ 229,00 (€ 176.53).

Questo manuale, consacrato allo studiodei fenomeni di corrosione dei materiali,è il secondo di un’opera in tre nuovaedizione, completamente rielaborata edaggiornata, del “Corrosion - Volume 13”della nona edizione del “ASM-MetalsHandook”. Il primo volume 13A:“Corrosion: Fundamentals, Testing, andProtection” pubblicato nel 2003,presenta i fenomeni di corrosione, lerelative prove e le tecniche di prote-zione, mentre il terzo ed ultimo editorecentemente, 13C: “Corrosion: Envi-ronments and Industries” descrive lacorrosione nei diversi settori industriali.Scopo principale dell’opera è quella dipresentare lo stato attuale delle cono-scenze e le prospettive future nell’analisidei fenomeni di corrosione e nello studiodelle tecniche di protezione e prevenzione.Nel manuale i materiali principalmentepresi in esame sono i metallici, anche sela trattazione di quelli non metallicioccupa una parte prominente, riflettendoil loro ormai largo ed efficace impiegoper risolvere alcuni gravi problemi dicorrosione ed il loro frequente utilizzo

Letteratura Tecnica con i metallici in complessi sistemi diingegneria. La corrosione in ambienteumido rimane l’argomento prominentedella collana, ma la corrosione ad altatemperatura in ambiente gassoso è pureampiamente considerata.Il volume 13B, organizzato in tresezioni, include una vasta gamma dimateriali, analizza il loro impiego neidiversi settori industriali ed il lorocomportamento in relazione alle proba-bili condizioni di servizio.La prima parte illustra il comportamentoalla corrosione dei metalli ferrosi,comprendendo: gli acciai al carbonio,quelli basso-legati, gli acciai resistentiagli agenti atmosferici, gli acciai rivestiticon materiali metalli ed organici, laghisa, i getti in ghisa ed in acciai basso-legati, gli acciai inossidabili ed i getti inacciai inossidabili. La corrosione deimateriali non metallici e speciali è l’ar-gomento della seconda parte, in cui sonotrattati: l’allumino e le sue leghe, il ramee le sue leghe, il cobalto e le sue leghe, imetalli e le leghe a basso punto difusione, il magnesio e le sue leghe, imetalli e le leghe refrattari, i metalli e leleghe preziosi, lo zinco e le sue leghe.Inoltre un unico capitolo è dedicato allacorrosione di prodotti speciali quali: legiunzioni brasate, i rivestimenti spruz-zati, i metalli placcati, i metalli amorfi,quelli intermetallici, i carburi ed i mate-riali compositi a matrice metallica.Infine la terza ed ultima parte, è indiriz-zata alla descrizione del comportamento

di materiali non metallici in diversecondizioni ambientali aggressive,include i materiali refrattari, quelli cera-mici, i rivestimenti protettivi, gli elasto-meri, le resine termoindurenti ed i mate-riali compositi.

ASM International, 9639 Kinsman Road.Materials Park, OH 44073-0002 (USA).Telefax +1 440 3384634.http://www.asm-intl.org/

Processes and mechanisms ofwelding residual stress anddistortion

Feng Z., Cambridge (Inghilterra) 2005,234 x 156mm mm, 350 pagine, ISBN: 13:978 1 85573 771 6, £ 140.00- $ 265.00(€ 205.00).

Questo testo, dedicato allo studio edall’analisi dell’origine dei processi e deimeccanismi di formazione delle tensioniresidue e delle deformazioni in salda-tura, mette in evidenza la loro influenzae la loro pericolosità sull’affidabilità esul comportamento in servizio deicomponenti e delle strutture saldate.Il volume, diviso principalmente in dueparti, fornisce una rassegna aggiornata ecompleta sugli sviluppi più recenti nelcampo; in particolare descrive nellaprima parte relativa ai principi: i processied i meccanismi di formazione, gli effettidei cicli termici di saldatura, le intera-zioni termiche/metallurgiche/mecca-


Notiziario

niche dovute ai processi di saldatura, lamisura della distribuzione della tempera-tura, la costruzione di modelli riguar-danti gli effetti dei processi di saldatura.La seconda parte rivolta alle applica-zioni illustra: la determinazione e lamisura delle deformazioni, l’applica-zione pratica di modelli per la verificadelle tensioni residue e delle deforma-zioni, le tecniche ed i metodi per ridurregli effetti, il controllo degli imbozza-menti e delle deformazioni nel caso dilamiere e di serbatoi saldati.

CRC Press, LLC 6000 Broken SoundParkway, NW, (Suite 300) Boca Raton,FL 33487, (USA). Woodhead PublishingLimited, Abington Hall, Abington,Cambridge, CB1 6AH, (Inghilterra).Telefax +44 1223 893694http://www.woodheadpublishing.com/en

Norme nazionali

Italia

UNI EN 1011-8 - Raccomandazioni perla saldatura di materiali metallici - Parte8: Saldatura della ghisa (2006).

UNI EN 1991-1-7 - Azioni sulle strut-ture - Parte 1-7: Azioni in generale -Azioni eccezionali (2006).

UNI EN 1993-1-4 - Progettazione dellestrutture di acciaio - Parte 1-4: Regolegenerali - Regole supplementari peracciai inossidabili (2007).

UNI EN 1993-1-5 - Progettazione dellestrutture di acciaio - Parte 1-5: Elementistrutturali a lastra (2007).

UNI EN 1993-3-1 - Progettazione dellestrutture di acciaio - Parte 3-1: Torri, palie ciminiere - Torri e pali (2007).

UNI EN 1993-3-2 - Progettazione dellestrutture di acciaio - Parte 3-2: Torri, palie ciminiere - Ciminiere (2007).

UNI EN 1998-4 - Progettazione dellestrutture per la resistenza sismica - Parte4: Silos, serbatoi e condotte (2006).

UNI EN ISO 3452-2 - Prove nondistruttive - Esame con liquidi penetranti- Parte 2: Prove dei materiali utilizzatinell'esame con liquidi penetranti (2006).

Codici e Norme

UNI EN ISO 9227 - Prove di corrosionein atmosfere artificiali - Prove di nebbiasalina (2006).

UNI EN 10089 - Acciai laminati a caldoper molle bonificate - Condizionitecniche di fornitura (2006).

UNI EN 10140 - Nastri stretti di acciaiolaminati a freddo - Tolleranze sulledimensioni e sulla forma (2006).

UNI EN 10143 - Lamiere sottili e nastridi acciaio con rivestimento applicato perimmersione a caldo in continuo - Tolle-ranze sulla dimensione e sulla forma(2006).

UNI EN 10162 - Profilati di acciaiolaminati a freddo - Condizioni tecnichedi fornitura - Tolleranze dimensionali esulla sezione trasversale (2006).

UNI EN 10325 - Acciaio - Determina-zione dell’aumento della resistenza allosnervamento per effetto del trattamentotermico (2006).

UNI EN 10341 - Nastri e lamieremagnetici di acciaio non legato e legatolaminati a freddo e forniti allo statosemifinito (2006).

UNI EN 12560-6 - Flange e loro giun-zioni - Guarnizioni per flange designatemediante Classe - Parte 6: Guarnizionimetalliche striate rivestite da utilizzarecon flange di acciaio (2007).

UNI EN 13445-8 - Recipienti a pres-sione non esposti a fiamma - Parte 8:Requisiti aggiuntivi per i recipenti apressione di alluminio e leghe di allu-minio (2007).

UNI EN 13835 - Fonderia - Ghise auste-nitiche (2006)

UNI EN 14620-1 - Progettazione efabbricazione di serbatoi di acciaio verti-cali, cilindrici, a fondo piatto, costruiti insito, per lo stoccaggio di gas liquefattirefrigerati operanti a temperature tra 0°C e -165 °C - Parte 1: Generalità (2006).

UNI EN 14620-2 - Progettazione efabbricazione di serbatoi di acciaioverticali, cilindrici, a fondo piatto,costruiti in sito, per lo stoccaggio di gasliquefatti refrigerati operanti a tempera-ture tra 0 °C e -165 °C - Parte 2: Compo-nenti metallici (2006).

USA

AASHTO LRFDUS - Bridge designspecifications (2007).

ASTM A 513 - Standard specificationfor electric-resistance-welded carbon andalloy steel mechanical tubing (2006).

AWS C5.7 - Recommended practicesfor electrogas welding (2006).

AWS D10.11M/D10.11 - Guide for rootpass welding of pipe without backing(2007).

AWS D16.2M/D16.2 - Guide forcomponents of robotic and automatic arcwelding installations (2007).

Norme europee

EN

EN ISO 7500-2 - Metallic materials -Verification of static uniaxial testingmachines - Part 2: Tension creep testingmachines - Verification of the appliedforce (2006).

EN 10130 - Cold rolled low carbon steelflat products for cold forming - Tech-nical delivery conditions (2006).

CEN/TR 15481 - Welding of reinforcingsteel - Tack weldability - Test methodsand performance requirements (2006).

CEN/TS 15379 - Building management -Terminology and scope of services (2006).

Norme internazionali

ISO

ISO 7500-2 - Metallic materials - Verifi-cation of static uniaxial testing machines- Part 2: Tension creep testing machines -Verification of the applied force (2006).

ISO 22391-2 - Plastics piping systemsfor hot and cold water installations -Polyethylene of raised temperatureresistance (PE-RT) - Part 2: Pipes (2007).

ISO 22391-3 - Plastics piping systems forhot and cold water installations - Polyeth-ylene of raised temperature resistance(PE-RT) - Part 3: Fittings (2007).

ISO 22391-5 - Plastics piping systemsfor hot and cold water installations -Polyethylene of raised temperatureresistance (PE-RT) - Part 5: Fitness forpurpose of the system (2007).


Notiziario

Luogo Data Titolo Ore Organizzatore

Genova Marzo-Giugno2007

Corso per International Welding Engineer - Parti I e II -Corso di Specializzazione 140

Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FORLungobisagno Istria, 15 - 16141 GenovaTel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - [email protected]

Legnano (MI) Marzo-Giugno2007


Mogliano Veneto(TV)

Marzo-Giugno2007


Genova Marzo-Giugno2007

Corso per International Welding Technologist - Parti I e II -Corso di Specializzazione 140

Legnano (MI) Marzo-Giugno2007


Mogliano Veneto(TV)

Marzo-Giugno2007


Genova 19-23/3/2007 Corso per International Welding Engineer - Parte II 60

Genova 19-23/3/2007 Corso per International Welding Technologist - Parte II 60

Messina 2-5/4/2007 Corso propedeutico alla certificazione dei saldatori di tubi eraccordi di PE secondo UNI 9737 per il convogliamento di gas,acqua ed altri fluidi. Processi ad elemento termico e adelettrofusione

28

Genova2-6/4/20077-11/5/20074-8/6/2007

Corso modulare per la qualificazione ad International WeldingInspector - Comprehensive - Tecnologia della saldatura

121

Genova 11-12/4/2007 Corso avanzato - Meccanica della frattura 16

Genova 16-19/4/2007

Corso propedeutico alla certificazione dei saldatori di tubi eraccordi di PE secondo UNI 9737 per il convogliamento di gas,acqua ed altri fluidi. Processi ad elemento termico e adelettrofusione

28

Genova16-20/4/200718-20/6/2007

Corso per International Welding Engineer - Parte III -Tecnologia della saldatura

58

Genova 16-20/4/2007Corso per International Welding Technologist - Parte III -Tecnologia della saldatura

43

Genova16-20/4/200721-25/5/2007

Corso modulare per la qualificazione ad International WeldingInspector - Basic - Tecnologia della saldatura

66

Mogliano Veneto(TV)

7-9/5/2007Corso sull’applicazione dei sistemi di gestione per la qualità insaldatura ISO 9001

24

Mogliano Veneto(TV)

7-10/5/2007

Corso propedeutico alla certificazione dei saldatori di tubi eraccordi di PE secondo UNI 9737 per il convogliamento di gas,acqua ed altri fluidi. Processi ad elemento termico e adelettrofusione

28

Legnano (MI) 8-10/5/2007Progettazione, fabbricazione e collaudo di apparecchi e sistemidi tubazioni di PRFV

24

Corsi IIS


Notiziario

Luogo Data Titolo Ore Organizzatore

Mogliano Veneto(TV)

10-11/5/2007 Corso sull’applicazione dei sistemi di gestione del processospeciale saldatura EN 729/ISO 3834 16

Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FORLungobisagno Istria, 15 - 16141 GenovaTel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - [email protected]

Mogliano Veneto(TV)

14-15/5/2007 Corso sull’applicazione dei sistemi di gestione ambientale ISO14001

16

Genova 14-17/5/2007 Corso propedeutico alla certificazione dei saldatori di tubi eraccordi di PE secondo UNI 9737 per il convogliamento di gas,acqua ed altri fluidi. Processi ad elemento termico e adelettrofusione

28

Genova 14-18/5/2007 Corso per International Welding Specialist - Parte I36

Genova 14-18/5/2007 Corso per International Welding Practitioner - Parte I26

Genova 16-17/5/2007 Corso avanzato - Failure analysis16

Genova 21-23/5/2007 Corso di qualificazione e certificazione nella microsaldatura inelettronica approvato dall’ESA per Ispettore per tecnologia a“foro passante” in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-08

24

Legnano (MI) 21-24/5/2007 Corso propedeutico alla certificazione dei saldatori di tubi eraccordi di PE secondo UNI 9737 per il convogliamento di gas,acqua ed altri fluidi. Processi ad elemento termico e adelettrofusione

28

Genova 21-25/5/200720-22/6/2007

Corso per International Welding Engineer - Parte III -Metallurgia e saldabilità

72

Genova 21-25/5/2007 Corso per International Welding Technologist - Parte III -Metallurgia e saldabilità

43

Genova 21-25/5/2007 Corso di qualificazione e certificazione nella microsaldatura inelettronica approvato dall’ESA per Operatore per tecnologia a“foro passante” in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-08

40

Genova 22-23/5/2007 Corso di ricertificazione approvato dall’ESA perOperatore/Ispettore per tecnologia a “foro passante” in accordoalla Specifica ECSS-Q-70-08

16

Genova 28/5-1/6/2007 Corso di qualificazione e certificazione nella microsaldatura inelettronica approvato dall’ESA per Operatore per tecnologiaSMT in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-38

36 (*)

Genova 28/5-1/6/2007 Corso di qualificazione e certificazione nella microsaldatura inelettronica approvato dall’ESA per Ispettore per tecnologiaSMT in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-38

36 (*)

Genova 29-30/5/2007 Corso di ricertificazione approvato dall’ESA perOperatore/Ispettore per tecnologia SMT in accordo allaSpecifica ECSS-Q-70-08

16

Corsi IIS (segue)

(*) Si tratta del totale delle ore per coloro che non abbiano già frequentato il corso da Operatore e/o Ispettore per tecnologia aforo passante. Per coloro in possesso di tale certificato il corso può essere ridotto fino alla durata di 24 ore.


Notiziario

Particelle magnetiche (MT)

Genova 3-6/4/2007 per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712

MoglianoVeneto (TV)

17-20/4/2007 per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712

Esame visivo (VT)

Legnano (MI) 14-18/5/2007 per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712

Liquidi penetranti (PT)

MoglianoVeneto (TV)

27-30/3/2007 per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712

Legnano (MI) 17-20/4/2007 per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712

Priolo (SR) 8-11/5/2007 per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712

Esame radiografico (RT) (La prima settimana di ognicorso è limitata alla qualifica per la sola interpretazione film)

Genova7-11 e

14-18/5/2007per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712

Esame ultrasonoro (UT) (La prima settimana di ognicorso è limitata alla qualifica per la sola misurazione spessori)

MoglianoVeneto (TV)

2-6 e16-20/4/2007

per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712

Legnano (MI)21-25 e

28/5-1/6/2007per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712

Corsi di qualificazione al livello 2 UNI EN 473/ISO 9712

Corsi di altre SocietàLuogo Data Titolo Organizzatore

Napoli 20/3/20078/5/2007

Corso base sul D. Lgs.626/94 per addetti,responsabili della sicurezza e rappresentanti deilavoratori per la sicurezza

AICQ-M (Napoli)Tel. 081 2396503; fax 081 [email protected]

Milano 21-23/3/2007 Corso di formazione per valutatori interni delsistema di Gestione per la Qualità (in accordocon la norma ISO 19011)

AICQ Centro Nord (Milano)Tel. 02 67382158; fax 02 [email protected]

Roma 22-28/3/2007 Valutatori Sistema di Gestione per la Qualità AICQ-CI (Roma)Tel. 06 4464132; fax 06 [email protected]

Torino 26/3/2007 Nuovo corso di formazione auditor Sistemi diGestione Ambientale

AICQ Piemonte (Torino)Tel. 011 5627271; fax 011 [email protected]

Milano 27/3/2007 ISO 9001:2000 - La gestione per la qualità nelsettore delle costruzioni

Centro Formazione UNI (Milano)Tel. 02 70024379; fax 02 [email protected]

Mestre (VE) 27-28/3/2007 Il Sistema di Gestione Ambientale secondo lenorme ISO 14000

AICQ Triveneta (Mestre – VE)Tel. 041 951795; fax 041 [email protected]

Mestre (VE) 29/3/2007 L’approccio basato sui processi secondo l’ISO9000:2000

AICQ Triveneta (Mestre – VE)Tel. 041 951795; fax 041 [email protected]


Notiziario

Luogo Data Titolo Organizzatore

Napoli 29-30/3/2007 Misure meccaniche e termiche: strumentazione,tecniche e metodologie


Milano 2-5/4/20077-10/5/2007

Corso di specializzazione per RSPP.Le competenze relazionali, gestionali e psicoso-ciali (Modulo C)

AICQ Centro Nord (Milano)Tel. 02 67382158; fax 02 [email protected]

PotenzaNapoli

3-5/4/200715-17/5/2007

I Sistemi di Gestione Ambientale: le norme UNIEN ISO 14000


Napoli 4-6/4/2007 Corso Base per la conduzione delle VerificheIspettive Interne Ambientali secondo le normeISO 19011 e ISO 14001


Milano 5/4/2007 Esercitazioni per la stima dell’incertezza di misura AICQ Centro Nord (Milano)Tel. 02 67382158; fax 02 [email protected]

Monopoli (BA) 10-12/4/2007 Il Responsabile Qualità: gli elementi normativi e lecompetenze tecniche per un’efficace applicazionedelle ISO 9000: 2000 alla propria realtà aziendale

CERMET - Ufficio Commerciale Puglia (Monopoli - BA)Tel. 080 9371458; fax 080 [email protected]

MilanoRoma

16-17/4/200710-11/5/2007

Redazione del manuale qualità e delle proceduresecondo la norma ISO 9001:2000


MilanoRoma

18/4/20077/5/2007

La comunicazione nei sistemi di gestioneambientale

Centro Formazione UNI (Milano)Tel. 02 70024464; fax 02 [email protected] (Roma)Tel. 06 69923074; fax 06 [email protected]

MilanoRoma

19/4/20078/5/2007

Risk management ambientale Centro Formazione UNI (Milano)Tel. 02 700244464; fax 02 [email protected] (Roma)Tel. 06 69923074; fax 06 [email protected]

Roma 2-4/5/2007 Le ISO 9000:2000. Introduzione ai Sistemi diGestione per la Qualità

AICQ-CI (Roma)Tel. 06 4464132; fax 06 [email protected]

Torino 8/5/2007 Qualificazione auditor interni Sistemi GestioneAmbiente e Sicurezza - ISO 14001. Specificatecnica OHSAS 18001. Linee guida ISO 129011.Audit ambiente e sicurezza

AICQ Piemonte (Torino)Tel. 011 5627271; fax 011 [email protected]

Milano 9/5/2007 Marcatura CE per i prodotti da costruzione -Direttiva 89/106/CEE


Mestre (VE) 22/5/2007 Le verifiche ispettive secondo la norma ISO19011 AICQ Triveneta (Mestre - VE)Tel. 041 951795; fax 041 [email protected]

Napoli 23-24/5/2007 Trattamenti superficiali dei metalli, prove dilaboratorio e di accettazione


Roma 28-30/5/2007 Il processo di audit del Sistema di Gestione per laQualità nei laboratori

AICQ-CI (Roma)Tel. 06 4464132; fax 06 [email protected]

Milano 28-30/5/2007 Auditor ambientale interno Centro Formazione UNI (Milano)Tel. 02 70024464; fax 02 [email protected]

Corsi di altre Società (segue)


Notiziario

Mostre e ConvegniLuogo Data Titolo Organizzatore

Firenze 15/3/2007 Il controllo del processo di fabbricazione mediantesaldatura e la conformità alle Direttive europee.Lo schema EWF per la certificazione dei Costrut-tori per: Railway vehicles and components

Istituto Italiano della Saldatura (Genova)Tel. 010 8341331; fax 010 [email protected]

Montichiari (BS) 16-19/3/2007 MU&AP - Rassegna della Produzione per l'Indu-stria Meccanica

STAFF SERVICE - Segreteria Organizzativa (Brescia)Tel. 030 226425; fax 030 [email protected]

Barcellona(Spagna)

20-24/3/2007 MAQUITEC 2007 - La Feria Industrial FIRA BARCELONA (Barcellona - E)Tel. + 34 93 233200; fax + 34 93 23321 [email protected]

Oxford(Inghilterra)

22-23/3/2007 6th International Conference 2007 “Quality, relia-bility and maintenance”

R A Thomas c/o QRM Ltd, (Swansea - UK)Tel./fax +44 1792 [email protected]

Parma 22-24/3/2006 Fiera Mec-Spe - 5º Salone della meccanica specia-lizzata

SENAF (Milano)Tel. 02 3320391; fax 02 [email protected]

Parma 22-24/3/2007 6^ Edizione Control Italy - Fiera specializzata perl’assicurazione della qualità


Parma 22-24/3/2007 Subfornitura - Salone delle lavorazioni industrialiper conto terzi


Parma 22-24/3/2007 Eurostampi - Fiera internazionale del mondo deglistampi


Parma 22-24/3/2007 PlastikExpo - Fiera specializzata per la lavora-zione delle materie plastiche


Parma 22-24/3/2007 Motek Italy - Fiera specializzata per la tecnologiadi montaggio, assemblaggio e manipolazione


Parma 23/3/2007 Risk Management nella fabbricazione mediantesaldatura


Mogliano Veneto (TV)CagliariTarantoSiracusa

23/3/200719/4/200724/5/200721/6/2007

Guida alla stesura e alla qualificazione delle WPSper riporti di saldatura e per saldature tubo-piastratubiera, secondo Pr EN ISO 15614-7 e EN ISO15614-8


Cambridge(Inghilterra)

26-28/3/2007 Fatigue 2007 - The 6th Engineering IntegritySociety International Conference “Durability andfatigue”

Engineering Integrity Society (Sheffield -UK)Tel. +44 114 2621155; fax +44 114 [email protected]

Orlando(Florida - USA)

26-30/3/2007 16th ASNT - Annual Research Symposium Conference Department ASNT (Columbus, OH - USA)Tel. + 1 614 2746003; fax +1 614 [email protected]

Monaco(Germania)

27-29/3/2007 Aerospace Testing Expo 2007 Europe UKIP Media & Events (Dorking, Surrey - UK)Tel. +44 1306 743744; fax +44 1306 [email protected]

Ravenna 28-30/3/2007 OMC 2007 - 8th Offshore Mediterranean Confe-rence & Exhibition

OMC (Ravenna)Tel. 0544 219418; fax 0544 [email protected]


Notiziario

Mostre e Convegni (segue)


Porto(Portogallo)

1-4/4/2007 Materials 2007 - Global materials for the XXICentury: Challenges to academia and industry

Faculdade de Engenharia da Universidade do Porto (Porto - PT)Tel.+351 225 081716; fax +351 225 [email protected]

Stuttgart (Germania) 2-4/4/2007 ETNDT 4 - 4th International Conference “Emer-ging technologies in non-destructive testing andtechnology transfer and business partnershipevent”

ETECH-NDT (Brussels - B)Tel. +32 2 6292922 Fax +32 2 62929 [email protected]

Verona 3/4/2007 Il controllo del processo di fabbricazione mediantesaldatura e la conformità alle Direttive europee.Lo schema EWF per la certificazione dei Costrut-tori per: Steel structures


Mosca(Russia)

10-12/4/2007 ExpoCoating 2007 - 4th International Exhibitionand Conference “Coatings and surface treatment”

PRIMEXPO (St. Petersburg - RU)Tel. +7 812 3806017 fax +7 812 [email protected]

Roma 10-14/4/2007 ICRA'07 - International Conference “Robotics andautomation”

FASI (Roma)Tel. 06 97605610; fax 06 [email protected]

Detroit(Michigan, USA)

16-19/4/2007 SAE 2007 - World Congress - Engineering forGlobal Sustainable Mobility-It's Up to Us

SAE Automotive Headquarters (Troy, MI - USA)Tel. +1 248 2732474; fax +1 248 [email protected]

Dubai (Emirati ArabiRiuniti)

22-24/4/2007 ALUMEX 2007 - IV Conferenza Internazionale“Tecnologie per l’alluminio”

EDIMET (Brescia)Tel. 30 2421043; fax 030 [email protected]

Londra(Inghilterra)

24-26/4/2007 3rd International Conference “Integrity of hightemperature welds”

IOM Communications (London - UK)Tel. +44 20 74517302; fax +44 20 [email protected]

Berlino(Germania)

25-27/4/2007 5th International and European Conference “Heattreatment 2007 - Quenching and control of distor-tion”

AWT-Geschäftsstelle (Bremen·- D)Tel. +49 421 5229339; fax +49 421 [email protected]

Helsingor (Danimarca) 29/4-2/5/2007 JOM-14 - 14th International Conference “Thejoining of materials & the 5th International Confe-rence “Education in welding”

JOM - INSTITUTE (Gilleleje.- DK)Tel. +45 [email protected]

Sinsheim (Germania) 8-11/5/2007 CONTROL 2007 - 21st International Trade Fairfor Quality Assurance

P.E. Schall GmbH (Frickenhausen - D)Tel. +49 7025 92060; fax: +49 7025 [email protected]

Venezia 9-11/5/2007 MEC - XI International Utilities Forum CENACOLO (Piacenza)Tel. 0523 590372; fax 0523 [email protected]

Verona 10-12/5/2007 SALDAT 2007 - Mostra Convegno della saldaturae taglio

ANASTA (Milano)Tel. 02 7002534; fax 02 [email protected]

Piacenza 10-12/5/2007 TechFLUID - Mostra Convegno delle soluzionitecnologiche, della subfornitura, dei metalli emateriali innovativi per l’industria petrolifera,petrolchimica e dell’energia

EDIMET (Brescia)Tel. 030 2421043; fax 030 [email protected]

Bahrain 13-16/5/2007 12th World Aluminium conference CRU Events (London - UK)Tel. +44 20 79032402; fax +44 20 [email protected]

Beijing (Cina) 14-16/5/2007 ITSC 2007 - International Thermal Spray Confe-rence and Exposition

ASM Customer Service (Materials Park, Ohio - USA)Tel. +1 440 33851516; fax +1 440 [email protected]


Notiziario

Mostre e Convegni (segue)


Montreal(Quebec - Canada)

15-17/5/2007 SOUDAGE QUÉBEC - Foire commercialed’équipement, de machinerie, de produits etservices de soudage

Place Bonaventure (Montréal - Québec - CND) Tel. +1 514 3972222 ; fax+1 514 [email protected]

Mosca(Russia)

15-18/5/2007 NDT Russia 2007 - The 6th International Exhibi-tion and Conference for non-destructive testingand technical diagnostics

PRIMEXPO (St.Petersburg - RU)Tel. +7 812 3806017 fax +7 812 [email protected]

Milano 16/5/2007 Il controllo del processo di fabbricazione mediantesaldatura e la conformità alle Direttive europee.Lo schema EWF per la certificazione dei Costrut-tori per: Pressure equipment


Busan(Corea)

27-31/5/2007 10th International Conference “The mechanicalbehavior of materials”

JC International (Seou l- Korea)Tel. +82 2 5712724; fax +82 2 [email protected]

Mosca(Russia)

28-31/5/2007 International Trade Fair Joining Cutting Surface MESSE ESSEN GmbH (Essen - D)Tel. +49 201 72440; fax +49 201 [email protected]

Tariffe Pubblicitarie 2007

* Gli inserti (formato A4, già stampati fronte / retro) dovranno essere forniti alla Redazione in 3500 copie ad uscita;* Per gli inserti di più pagine il prezzo sarà concordato caso per caso;

* Sulle tariffe indicate si applica lo sconto del 10% per le Società associate all’Istituto Italiano della Saldatura;* Sono previsti sconti per quantità (minimo 12 pagine annuali).

Per informazioni e prenotazioni: Franco Ricciardi / Promozione IISTel. 010 8341.389 - fax 010 8341.399 - E-mail: [email protected]

TIPO DI INSERZIONE Euro

- Pagina a colori: 1100,00- Pagina B + N: 700,00- 1/2 pagina B + N: 450,00- 1/4 pagina B + N: 350,00- Ogni colore in più: 220,00- Copertina: 2500,00- 2a di Copertina: 1400,00- 3a di Copertina: 1400,00- 4a di Copertina: 1900,00- Risguardo 2a e 3a Cop.: 1150,00- Risguardo al Sommario: 1150,00- Inserto cucito o volante: 1400,00- Inserto di diverso formato: 1500,00- Inserto di diverso peso: 1500,00- Posizione destra o fissa: + 20%- ABBONAMENTO: 90,00- ABB.TO ESTERO: 155,00- COPIA SINGOLA: 20,00- COPIA SING. ESTERO: 30,00


RicercheBibliografiche

Criteri di progettazione di strutture in leghe d’alluminio diATZORI B. «Riv. Sald.», Gennaio-Febbraio 2000, P. 27-30, F. 3, B. 21.Giunti saldati; Leghe d’alluminio; Norme; Progettazione,concezione; Resistenza a fatica.

Ultrasonic attenuation peak in steel and aluminium alloyduring rotating bending fatigue di OGI H. et al. «Met. Trans.»,Aprile 2000, P. 1121-1128, F. 13, T. 1, B. 24.Controllo ultrasonoro; Cricche di fatica; Leghe Al-Mg; Leghed’alluminio; Microstruttura; Resistenza a fatica; Vita residua.

Influence of spot welding on fracture behaviour of Al-6.6Mgalloy di JIANG D.M. e et.al. «Weld. Join.», Maggio-Giugno2000, P. 183-188, F. 7, T. 1, B. 14.Frattografia; Lamierini; Leghe Al-Mg; Leghe d’alluminio;Meccanica della frattura; Microstruttura; Porosità; Proprietàmeccaniche; Resistenza a fatica; Saldatura a resistenza a punti.

Application des calculs aux éléments finis pour définir etvalider des modéles analytiques de calcul de contrainte surun assemblage bout à bout en alliage d’aluminium diCOLCHEN D. «Soud. Tecn. Con.», Marzo-Aprile 2000, P. 3-16,F. 15, T. 15, B. 3.Analisi con elementi finiti; Leghe d’alluminio; Resistenza afatica; Saldature testa a testa.

Dimensione della zona plastica al piede dei cordoni in giuntisaldati in acciaio e lega leggera di LAZZARIN P. e LIVIERI P.«Riv. Sald.», Luglio-Agosto 2000, P. 431-437, F. 6, T. 3, B. 20.Acciai da costruzione; Analisi con elementi finiti; Durata dellavita; Giunti a croce; Leghe d’alluminio; Resistenza a fatica.

Fatigue and damage tolerance of aging aircraft structures diNESTERENKO G. I. «Giornale PND», Luglio-Settembre 2000,P. 20-28, F. 27, B. 18.Aerei; Cricche di fatica; Durata della vita; Leghe Al-Cu; LegheAl-Zn-Mg; Leghe d’alluminio; Propagazione delle cricche; Resi-stenza a fatica; Russia; Tolleranze.

Microstructure and mechanical properties of friction stirwelded aluminium alloys with special reference to AA 5083and AA 6082 di SVENSSON L.E. et al. «Weld. Join.»,Settembre-Ottobre 2000, P. 285-296, F. 15, T. 3, B. 22.Durezza; Leghe Al-Mg; Leghe Al-Mg-Si; Leghe d’alluminio;Microstruttura; Proprietà meccaniche; Resistenza a fatica;Saldatura ad attrito con utensile in movimento.

Amélioration du comportement en fatigue des structuresmécanosoudées en alliages d’aluminium di HUTHER I. et al.«Soud. Tecn. Con.», Luglio-Agosto 2000, P. 28-38.Fusione; Leghe Al-Mg-Si; Leghe Al-Si; Leghe d’alluminio; Resi-stenza a fatica; Saldatura TIG; Tensioni residue.

Structural integrity analysis di RAGHUPATHY V.P. et al.«WRI J.», Ottobre-Dicembre 2000, P. 62-67.Acciai basso-legati; Acciai bonificati; Alto; Analisi strutturale;COD: prove; Fattori di sicurezza; Gru; Leghe d’alluminio;Microstruttura; Resistenza a fatica; Resistenza meccanica;Saldatura ad arco sommerso; Saldatura ad elettrogas; Saldaturacon piccola distanza tra i lembi; Tenacità alla rottura; Travi.

Influence of casting technique and hot isostatic pressing onthe fatigue of an Al-7Si-Mg alloy di NYAHUMWA C. et al.«Met. Trans.», Febbraio 2001, P. 349-358.Automobili; Cricche di fatica; Durata della vita; Lavorazionedei metalli; Leghe Al-Mg-Si; Leghe d’alluminio; Microstruttura;Pezzi fusi; Resistenza a fatica; Strutture aerospaziali.

Low-cycle fatigue of welded butt joints made from alloyAMg6 in inert atmosphere di SHONIN V.A. e POKLYATSKYA.G. «Paton Weld. J.», Marzo 2001, P. 18-22.Fatica a basso numero di cicli; Giunti testa a testa; Leghe Al-Mg; Leghe d’alluminio; Resistenza a fatica; Saldatura MIG;Saldatura TIG.

Resistenza a fatica di giunti saldati in leghe dialluminio (2000-2006)

Dati IIS-Data


Ricerche Bibliografiche

Valutazione della resistenza a fatica di giunti saldati in legaleggera mediante l’analisi di un intaglio equivalente diATZORI B. et al. «Riv. Sald.», Maggio-Giugno 2001, P. 295-303.Calcolo; Cricche di fatica; Durata della vita; Effetto d’intaglio;Leghe d’alluminio; Meccanica della frattura; Previsione;Raccordi di saldatura; Resistenza a fatica.

Resistenza a fatica di giunzioni incollate di QUARESIMIN M.et al. «Lamiera», Agosto 2001, P. 72-83.Acciai da costruzione; Cricche di fatica; Incollaggio; Leghed’alluminio; Resistenza a fatica; Rotture di fatica.

Application of high-frequency peening to improve the fatigueresistance of butt welded joints in aluminium alloys di TRUF-YAKOV V.I. et al. «Paton Weld. J.», Luglio 2001, P. 6-10.Alta frequenza; Giunti saldati; Giunti testa a testa; Leghe d’al-luminio; Martellatura; Resistenza a fatica.

Software development for the fatigue life prediction of structuralcomponents (IIW-1509-00 ex-doc. XIII-1801-99) di DE JESUSA.M.P. et al. «Weld. World», Novembre-Dicembre 2001, P. 3-7.Acciai; Calcolo; Cricche di fatica; Deformazioni; Durata dellavita; Fattore KIC; Giunti saldati; Innesco delle cricche; Inta-glio; Leghe d’alluminio; Meccanica della frattura; Previsione;Programma di elaboratori; Propagazione delle cricche;Proprietà meccaniche; Raccordi di saldatura; Resistenza afatica; Rotture di fatica; Tensioni.

Behaviour of oxides during friction stir welding of alumi-nium alloy and their effect on its mechanical properties diOKAMURA H. et al. «Weld. Int.», Aprile 2002, P. 266-275.Fattori di influenza; Leghe Al-Mg; Leghe d’alluminio; Metallo-grafia; Microstruttura; Ossidi; Proprietà meccaniche; Resi-stenza a fatica; Saldatura ad attrito con utensile in movimento.

Caratterizzazione di giunzioni in lega leggera 6082- T6realizzate mediante “Friction Stir Welding” di LANCIOTTIA. e VITALI P. «Riv. Sald.», Luglio-Agosto 2002, P. 467-474.Confronti; Leghe Al-Mg-Si; Leghe d’alluminio; Proprietà mecca-niche; Resistenza a fatica; Saldatura ad attrito con utensile inmovimento; Saldatura MIG; Tensioni residue; Tensocorrosione.

Une perspective d’analyse locale de l’amorçage et de lapropagation des fissures de fatigue-corrosion di OLIVE J.M.«Revue Met. CIT», Maggio 2002, P. 433-439.Corrosione; Corrosione per vaiolatura; Effetti locali; Innescodelle cricche; Leghe d’alluminio; Propagazione delle cricche;Resistenza a fatica; Simulazione; Tensocorrosione.

Effect of electron beam surfacing on the structure andproperties of cast aluminium alloys di BEZBORODOV V.P. etal. «Weld. Int.», Marzo 2003, P. 226-228.Componenti; Estensione della vita in servizio; Leghe d’allu-minio; Motori; Pezzi fusi; Placcatura con saldatura; Resistenzaa fatica; Resistenza all’usura; Saldatura a fascio elettronico.

Lightweight design through optimised joining technology(IIW-1565-02 ex-doc. III-1224-02) di SINGH S. et al. «Weld.World», Settembre-Ottobre 2002, P. 10-18.Acciai; Allungamento; Carico; Carico di snervamento;Confronti; Elemento portante; Fattori di influenza; Formageometrica; Giunti non saldati; Giunti saldati; Leghe d’allu-minio; Ottimizzazione; Peso; Procedimenti combinati; Progetta-zione, concezione; Proprietà meccaniche; Resistenza a fatica;Resistenza a taglio; Rivetti; Saldatura a punti con adesivi;Saldatura a resistenza a punti; Scelta; Scelta dei procedimenti;Sollecitazione di taglio; Spessore; Strutture di carpenteria.

Una sintesi della resistenza a fatica di giunti saldati in acciaoe in lega leggera in funzione dell’energia di deformazione alpiede e alla radice dei cordoni (traduzione inglese Weld. Int.,N. 9/2004, pp. 709-715) di LAZZARIN P. e LIVERI P. «Riv.Sald.», Settembre-Ottobre 2003, P. 627-634.Acciai da costruzione; Effetto d’intaglio; Fattore KIC; Giuntisaldati; Leghe d’alluminio; Meccanica della frattura; Passata difondo; Raccordi di saldatura; Resistenza a fatica.

Improvement of fatigue resistance of tee welded joints insheet aluminium alloy AMg6 di SHONIN V.A. et al. «PatonWeld. J.», Luglio 2003, P. 7-10.Giunti a T; Giunti saldati; Lamierini; Leghe Al-Mg; Leghe d’al-luminio; Martellatura; Resistenza a fatica; Saldatura da un sololato; Saldatura MIG.

Application of aluminium alloys to bridges and joining tech-nologies di OKURA I. «Weld. Int.», Ottobre 2003, P. 781-785.Confronti; Costruzioni civili; Elementi costruttivi; Leghe Al-Mg-Si; Leghe d’alluminio; Ponti; Resistenza a fatica; Saldatura adattrito con utensile in movimento; Saldatura MIG; SaldaturaTIG.

Influence of the weld preparation and weld execution of thefatigue strength of high-quality aluminium structures diZENNER H. e GRZESIUK J. «Welding and Cutting», Luglio-Agosto 2004, P. 224-227.Analisi delle tensioni; Fattori di influenza; Leghe Al-Mg-Si;Leghe Al-Mn; Leghe d’alluminio; Preparazione dei giunti; Resi-stenza a fatica; Saldature testa a testa.

Étude expérimentale du caractère tridimensionnel desfissures courtes de fatigue dans un alliage d’aluminium depulage di BUFFIÈRE J.-Y. «Revue Met. CIT», Settembre 2004,P. 623-635.Cricche di fatica; Innesco delle cricche; Leghe d’alluminio;Pezzi fusi; Propagazione delle cricche; Resistenza a fatica;Studi teorici.

Prise en compte de la qualité et des défauts de réalisationdans les assemblage bout-à-bout en alliage d’aluminium solli-cités en fatigue: étude numérique et résultats exprimentaux -1re partie di COLCHEN D. «Soud. Tecn. Con.», Settembre-Ottobre 2004, P. 27-34.Analisi con elementi finiti; Confronti; Leghe d’alluminio;Modelli di calcolo; Raccordi di saldatura; Resistenza a fatica;Saldature testa a testa.

Assemblages bout-à-bout en alliage d’alluminium: quels sontles effets des defauts de soudage ou de fabrication sur leurtenue a la fatigue? (Résultants expérimentaux - 2e partie) diCOLCHEN D. «Soud. Tecn. Con.», Gennaio-Febbraio 2005,P. 32-38.Analisi con elementi finiti; Difetti; Giunti testa a testa; Leghed’alluminio; Resistenza a fatica; Saldatura ad arco ad impulsi;Saldatura MIG.

Mechanical properties of aluminium die castings welded byNd:YAG laser beams di TSUSHIMA K. et al. «Weld. Int.»,Marzo 2005, P. 193-198.Durata della vita a fatica; Durezza; Industria automobilistica;Infragilimento da idrogeno; Leghe d’alluminio; Pezzi fusi; Poro-sità; Proprietà meccaniche; Resistenza a fatica; Saldabilità;Saldatura laser.


Ricerche Bibliografiche

Influence of the dimensions of a specimen of aluminium alloywelded joint on the residual stressed state and fatigue resi-stance di SHONIN V.A. et al. «Paton Weld. J.», Febbraio 2005,P. 18-28.Durata della vita a fatica; Forma geometrica; Leghe Al-Mg-Si;Leghe d’alluminio; Provini, saggi; Resistenza a fatica; Salda-tura MIG; Saldatura TIG; Saldature testa a testa; Tensioniresidue.

On the fatigue behavior of friction stir welded AlSi 10 Mg diALBUQUERQUE J.M.et al. «Rev. Met.», Marzo-Aprile 2005,P. 126-132.Cricche di fatica; Leghe Al-Si; Leghe d’alluminio; Microstrut-tura; Proprietà meccaniche; Prove di fatica; Prove di trazione;Resistenza a fatica; Saldatura ad attrito; Saldatura ad attritocon utensile in movimento; Tensioni residue.

Improvement of the fatigue strength of aluminium alloywelded joints by high hardness and large specific gravityshot peening di HASEGAWA M. e SUZUKI H. «Weld. Int.»,Agosto 2005, P. 600-607.Condizioni superficiali; Durezza; Fattori di influenza; Giuntisaldati; Leghe Al-Mg; Leghe d’alluminio; Martellatura; Resi-stenza a fatica; Rugosità; Saldatura con filo fusibile in gasprotettivo; Tensioni residue.

Acquisizione su strada dei carichi al tubo reggisella di telatidi MTB biammortizze verifica a fatica ad ampiezza variabiledi FRANCH V. e PETRONE N. «Riv. Sald.», Marzo-Aprile2006, P. 227-237.Biciclette; Carico di fatica; Cricche di fatica; Leghe Al-Zn-Mg;Leghe d’alluminio; Prove di fatica; Resistenza a fatica; Salda-tura TIG; Telai.

Recommandations pour des assemblages soudés bout-à-bouten alliage d’aluminium di COLCHEN D. «Soud. Tecn. Con.»,Gennaio-Febbraio 2006, P. 34-38.Giunti saldati; Giunti testa a testa; Leghe d’alluminio; Mecca-nica della frattura; Resistenza a fatica; Saldatura ad arco adimpulsi; Saldatura MIG; Saldatura TIG.

Laser shock peening improves fatigue life of lightweightalloys di TRAN K.N. et al. «Wdg. J.», Ottobre 2006, P. 28-31.Acciai inossidabili austenitici; Alto; Costruzioni navali; Cricchedi fatica; Distensione delle tensioni; Durata della vita a fatica;Leghe d’alluminio; Leghe di titanio; Martellatura laser; Metallileggeri; Prove di fatica; Resistenza a fatica; Resistenza mecca-nica; Saldatura TIG; Tensioni residue.

Fatigue behaviour of 7075-T6 aluminium alloy coated withWC-12Co alloy deposited by plasma spray di PUCHI-CABRERA E.S. et al. «Surface», Luglio-Agosto 2006,P. 253-262.Aerei; Corrosione; Cromo; Durata della vita a fatica; Durezza;Leghe Al-Zn-Mg; Leghe d’alluminio; Leghe di cobalto; Mecca-nica della frattura; Proprietà meccaniche; Prove di corrosione;Resistenza a fatica; Rivestimenti spruzzati; Spruzzatura alplasma; Tipi di rotture.

Comportamento a fatica multiassiale di unioni saldate inacciaio e lega leggera in funzione dell’energia di deforma-zione locale di LAZZARIN P. et al. «Riv. Sald.», Luglio-Agosto2006, P. 537-544.Acciai al C; Effetti locali; Effetto d’intaglio; Giunti saldati;Leghe d’alluminio; Metalli leggeri; Prove di fatica; Raccordi disaldatura; Resistenza a fatica; Saldatura MAG; Saldaturamanuale con elettrodi rivestiti.

I NUMERI DEL 2006

Numero Editoriali Articoli Rubriche Pagine totali

1 1 8 9 142 2 1 8 7 171 3 1 8 8 143 4 1 8 9 152 5 1 8 8 151 6 1 8 7 155

Totale 6 48 48 914

II nnuummeerrii ddeell ppiiaannoo eeddiittoorriiaallee

22000066


Acciaio AcciaioAdvanced Materials Processes Mat. ProcessesAlluminio e Leghe ALAlluminio Magazine AlluminioAmbiente e Sicurezza sul Lavoro Sicurezza Lav.Analysis Europa AnalysisAnticorrosione AnticorrosioneASTM Standardization News ASTM Std.ATA Ingegneria Automobilistica ATAAustralasian Welding Journal Austr. Wdg. J.Australian Welding Research Austr. Wdg. Res.Automatic Welding Aut. Weld.Automazione Energia Informazione AEIAvtomaticheskaya Svarka Aut. SvarkaBefa - Mitteilungen Befa Mitt.BID-ISIM BID-ISIMBiuletyn ISG BiuletynBoletin Tecnico Conarco ConarcoBollettino Tecnico Finsider FinsiderBollettino Tecnico RTM RTMBrazing and Soldering Braz. Sold.Bridge Design & Engineering BridgeBritish Corrosion Journal Br. Corr. J.China Welding China Weld.Chromium Review ChomiumConstructia De Masini Constr. MasiniCostruzioni Metalliche Costr. Met.Czechoslovak Heavy Industry Czech. HeavyDe Qualitate QualitateDeformazione DeformazioneDer Praktiker PraktikerElettronica Oggi ElettronicaElin Zeitschrift ElinEnergia Ambiente Innovazione Enea E.A.I.Energia e Calore EnergiaEnergia e Materie Prime EnergiaEPE International EPEEsa Bulletin Esa BulletinEurotest Technical Bulletin EurotestFogli d’Informazione Ispesl ISPESLFonderia FonderiaFWP Journal FWP J.GEP GEPGiornale del Genio Civile Giornale G.C.Heron HeronHightech HightechHitsaustekniikka Hitsaust.Hybrid Circuits HybridIabse Periodica IABSEIl Filo Metallico Filo MetallicoIl Giornale delle Prove non Distruttive Giornale PNDIl Giornale delle Scienze Applicate Scienze Applic.Il Perito Industriale Perito Ind.Il Saldatore Castolin CastolinIlva Quaderni IlvaIndustrial Laser Rewiew Ind. LaserIngegneria Ambientale I.A.Ingegneria Ferroviaria Ing. Ferr.Inossidabile InossidabileInsight InsightInternational Construction Int. Const.Interplastics InterplasticsIPE International IPEISO Bulletin ISOJ. of Offshore and Polar Engineering OffshoreJoining & Materials JoiningJoining of Materials JOMJoining Sciences Join. SciencesJournal of Bridge Engineering Jour. BridgeJournal of the Japan Welding Society Journal JWSKunststoffe KunststoffeL’Acciaio Inossidabile Acc. Inoss.

Titolo Abbreviaz. Titolo Abbreviaz. Titolo Abbreviaz.

L’Allestimento AllestimentoL’Elettrotecnica Elettr.L’Industria Meccanica Ind. Mecc.L’Installatore Tecnico InstallatoreLa Meccanica Italiana Mecc. Ital.La Metallurgia Italiana Met. Ital.La Termotecnica TermotecnicaLamiera LamieraLaser LaserLastechniek Lastech.Lavoro Sicuro Lav. Sic.Lo Stagno ed i suoi Impieghi StagnoMacchine & Giornale dell’Officina OfficinaMacplas MacplasManutenzione: Tecnica e Management ManutenzioneMaterialprüfung Materialprüf.Material and Corrosion Mat. Cor.Materials Evaluation Mat. Eval.Materials Performance MPMeccanica & Automazione Mec. & Aut.Meccanica & Macchine di Qualità Mecc. & MacchineMeccanica Moderna Mecc. ModernaMeccanica Oggi MeccanicaMechanical Engineering Mech. Eng.Metal Construction Met. Con.Metalli MetalliMetallurgical and Materials Transactions Met. Trans.Metallurgical B Metallurgical BMetallurgical Reports CRM Met. Rep.Metallurgical Transactions Metallurgical TMetalurgia & Materiais Met. MateriaisMetalurgia International MetalurgiaModern Plastics International Plastics Int.Modern Steel Construction Steel Constr.NDT & E International NDT & E Int.NDT & E International UK NDT & E Int.NDT International NDT Int.Notagil S.I. NotagilNotiziario dell’ENEA Energia e Innovazione ENEA E.I.Notiziario dell’ENEA Sic. e Prot. ENEA-DISP.Notiziario Tecnico AMMA AMMANRIM Research Activities NRIM ResearchNT Tecnica e Tecnologia AMMA NT AMMAOerlikon Schweissmitteilungen OerlikonPCB Magazine PCBPerito Industriale Perito Ind.Petrolieri d’Italia Petrolieri I.Pianeta Inossidabili InoxPlastic Pipes Fittings PlasticsPrevenzione Oggi PrevenzioneProduttronica ProduttronicaProtective Coatings Europe PCEPrzeglad Spawalnictwa Pr. Spawal.Quaderni Pignone PignoneQualificazione Industriale QualificazioneQualità QualitàRame e Leghe CURame Notizie RameResearch in Nondestructive Evaluation Research NDERevista de Los Trat. Ter. y de Superficie TratersupRevista de Metalurgia Rev. Met.Revista de Soldadura Rev. SoldaduraRevue de la Soudure Rev. Soud.Revue de Metallurgie CIT Revue Met. CITRevue de Metallurgie MES Revue Met. MESRicerca e Innovazione Ric. Inn.Riv. Infortuni e Malattie Professionali Riv. Inf.Rivista di Meccanica Riv. Mecc.Rivista di Meccanica Oggi Riv. Mecc. OggiRivista di Meccanica International Riv. Mecc. Inter.Rivista Finsider Riv. FinsiderRivista Italiana della Saldatura Riv. Sald.

Schweissen & Pruftechnik Sch. Pruf. Schweissen und Schneiden Schw. Schn.Schweisstechnik Schweisst.Schweisstechnik Sch. Tec.Science and Technology of W and J Weld. Join.Seleplast SeleplastSicurezza e Prevenzione SicurezzaSkoda Review SkodaSoldadura e Construcao Metalica SoldaduraSoldadura y Tecnologias de Union Sold. Tec.Soldagem & Inspecao InspecaoSoldagem & Materiais SoldagemSoldering & Surface Mount Technology SolderingSoudage et Techniques Connexes Soud. Tecn. Con.Souder SouderStahlbau StahlhauStainless Steel Europe Stainless Eu.Stainless Steel World Stainless WorldStainless Today Stainless Steel Research SteelStructural Engineering International EngineeringSudura SuduraSurface Engineering SurfaceSvarochnoe Proizvodstvo Svar. Proiz.Sveiseteknikk SveiseteknikkSvetsaren SvetsarenSvetsen SvetsenTechnica/Soudure Tech. Soud.Technical Diagnostics and NDT Testing NDT TestingTechnical Review Tech. Rev.Technische Uberwachung Techn. Uberw.Tecnologia Qualidade QualidadeTecnologie e Trasporti per il Mare Tec. Tra. MareTecnologie per il Mare Tec. MareTeknos TeknosThe Brithis Journal of NDT Br. Nondestr.The European Journal of NDT European NDTThe International Journal of PVP Journal PVPThe Journal of S. and E. Corrosion CorrosionThe Paton Welding Journal Paton Weld. J.The TWI Journal TWI JournalThe Welding Innovation Quarterly Weld. InnovationTin and Its Uses TINTransactions of JWRI Trans. JWRITransactions of JWS Trans. JWSTransactions of NRIM Trans. NRIMUltrasonics UltrasonicsUnificazione e Certificazione UnificazioneUniversità Ricerca UniversitàUnsider Notizie di Normazione UnsiderVarilna Tehnika Var. Teh.Westnik Maschinostroeniya –Welding & Joining Weld. JoiningWelding & Joining Europe Weld. J. EuropeWelding and Metal Fabrication WeldingWelding Design and Fabrication Weld. Des.Welding in the World Weld. WorldWelding International Weld. Int.Welding Journal Wdg. J.Welding Production Weld. Prod.Welding Review International Weld. Rev.WRC Bulletin WRC BulletinWRI Journal WRI J.Zavarivac ZavarivacZavarivanje ZavarivanjeZavarivanje I Zavariv.Zincatura a caldo ZincaturaZis Mitteilungen ZISZis Report ZisZvaracske Spravy ZvaracskeZváranie Zváranie

Fonti dei riferimenti bibliograficiRiviste italiane e straniere analizzate per la Banca Dati IIS-Data

Elenco degliInserzionisti13 3 M ITALIA Via S. Bovio, 3 - Località San Felice - 20090 SEGRATE (MI)-- ABB FLEXIBLE AUTOMATION Via Edison, 20 - 20099 SESTO SAN GIOVANNI (MI)-- ACCADUEO Via Calzoni, 6/d - 40128 BOLOGNA

17-18 AEC TECHNOLOGY Via Leonardo Da Vinci, 17 - 26013 CAMPAGNOLA CREMASCA (CR) -- AIPND Via A. Foresti, 5 - 25127 BRESCIA-- ALUMOTIVE Via della Mercanzia, 119 Centergross - 40050 FUNO DI ARGELATO (BO)

80 ANASTA Via G. Tarra, 5 - 20125 MILANO90 ANCCP Via Rombon, 11 - 20134 MILANO-- ANDIT AUTOMAZIONE Via Privata Casiraghi, 526 - 20099 SESTO S. GIOVANNI (MI)

138 ASPIRMIG Via Podi, 10 - 10060 VIRLE P.TE (TO)-- ASSOCOMAPLAST Centro Direzionale Milanofiori - Palazzo F/3 - 20090 ASSAGO (MI)9 BOHLER THYSSEN SALDATURA Via Palizzi, 90 - 20157 MILANO

103 CARPANETO - SATI Via Ferrero, 10 - 10090 RIVOLI/CASCINE VICA (TO)42 CEA Corso E. Filiberto, 27 - 23900 LECCO -- CEBORA Via A. Costa - 40057 CADRIANO (BO)-- COFILI Via Friuli, 5 - 20046 BIASSONO (MI)

40-41 CGM TECHNOLOGY Via Adda, 21 - 20090 OPERA (MI)16 COM-MEDIA Via Serio, 16 - 20139 MILANO

1 COMMERSALD Via Bottego, 245 - 41010 COGNENTO (MO)-- DI-NO Via Provinciale Francesca Nord, 44/3 - 56020 SANTA MARIA A MONTE (PI)7 DRAHTZUG STEIN 67317 Altleiningen Drahtzug - Germania6 DVC - DELVIGO COMMERCIALE Località Cerri - 19020 CEPARANA DI FOLLO (SP)

14 EDIBIT Via Cà dell’Orbo, 60 - 40055 CASTENASO (BO143 EDIMET Via Corfù, 102 - 25124 BRESCIA

-- Edizioni PEI Strada Naviglio Alto, 48 - 43100 PARMA19 ETC OERLIKON Via Vò di Placca, 56 - 35020 DUE CARRARE (PD)

4^cop ESAB SALDATURA Via Mattei, 24 - 20010 MESERO (MI)-- ESARC Via Cadibona, 15 - 20137 MILANO-- EVEREST VIT Via Paracelso, 16 - 20041 AGRATE BRIANZA (MI)-- FIERA BIAS F & M - Fiere e Mostre - Via Caldera, 21 C - 20153 MILANO

104 FIERA BIMEC c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)-- FIERA BI.MU-MED c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)

12 FIERA EXPOLASER c/o Piacenza Expo - S.S. 10 Frazione Le Mose - 29100 PIACENZA -- FIERA LAMIERA c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)-- FIERA MAQUITEC c/o EXPO Consulting - Via Riva Reno, 56 - 40122 BOLOGNA

52 FIERA MEC c/o Cenacolo - Via Coppalati, 6 - 29100 PIACENZA74 FIERA PLASTECH c/o E.R.F. - Regione Marche - Largo Fiera della Pesca, 11 - 60125 ANCONA-- FIERA SEATEC c/o CARRARAFIERE - Viale Galileo Galilei, 133 - 54036 MARINA DI CARRARA (MS)

144 FIERA SUBFORNITURA c/o SENAF - Via Eritrea, 21/a - 20157 MILANO112 FIERA VENMEC c/o PadovaFiere - Via N. Tommaseo, 59 - 35131 PADOVA64 FIERA TECHFLUID c/o EDIMET - Via Corfù, 102 - 25124 BRESCIA-- FRONIUS Via Monte Pasubio, 137 - 36010 ZANE’ (VI)

111 G.B.C. INDUSTRIAL TOOLS Via Artigiani, 17 - 25030 TORBIATO DI ADRO (BS) -- G.E.INSPECTION TECHNOLOGIES Via Grosio, 10/4 - 20151 MILANO-- G. FISCHER Via Sondrio, 1 - 20063 CERNUSCO S/N (MI)4 GILARDONI Via A. Gilardoni, 1 - 23826 MANDELLO DEL LARIO (LC)-- HYPERTHERM Via Torino, 2 - 20123 MILANO2 IGUS Via delle Rovedine, 4 - 23899 ROBBIATE (LC)

126 INE Via Facca, 10 - 35013 CITTADELLA (PD)-- IPM Via A. Tadino, 19/A - 20124 MILANO-- ITALARGON Via S. Bernardino, 92 - 24126 BERGAMO

51 ITW Via Privata Iseo, 6/E - 20098 S. GIULIANO MILANESE (MI) 11 LASTEK Viale dello Sport, 22 - 21026 GAVIRATE (VA)-- LANSEC ITALIA Via Bizet, 36/N - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)3 LINCOLN ELECTRIC ITALIA Via Fratelli Canepa, 8 - 16010 SERRA RICCO’ (GE)-- MCM DAYS c/o EIOM - Viale Premuda, 2 - 20129 MILANO-- NDT ITALIANA Via del Lavoro, 28 - 20049 CONCOREZZO (MI)-- OBIETTIVO ENERGIA c/o NOEMA - Via Orefici, 4 - 40124 BOLOGNA

2^ cop OGET Via Torino, 216 - 10040 LEINI’ (TO)5 ORBITALUM ITALIA Via degli Alghisi, 39/D - 25038 ROVATO (BS)-- OXYTURBO Via Serio, 4/6 - 25015 DESENZANO (BS)-- PARODI SALDATURA Via Delle Industrie, 228/A - 17012 ALBISSOLA MARE (SV)-- RIVISTA MECCANICA & AUTOMAZIONE Via Rosellini, 12 - 20124 MILANO

133 RIVISTA U & C c/o the C’ comunicazione -Via Orti, 14 - 20122 MILANO-- RIVOIRA Via C. Massaia, 75L - 10147 TORINO-- RTM Regione Lime, 100 - 10080 VICO CANAVESE (TO)

120 SACIT Via Lomellina, 16/b - 20090 BUCCINASCO (MI)3^ cop SAF - FRO Via Torricelli, 15/A - 37135 VERONA

-- SALTECO Via S.P. Rivoltana, 35/b - 20090 LIMITO DI PIOLTELLO (MI)-- SANDVIK ITALIA Via Varesina, 184 - 20156 MILANO-- SELCO Via Palladio, 19 - 35010 ONARA DI TOMBOLO (PD)-- SEMAT CARPENTERIA Via Fornaci, 45/47 - 25040 ARTOGNE (BS)

134 SEMAT ITALIA Via Monte Bianco, 30/3 - 20043 ARCORE (Ml)10 SIAD Via S. Bernardino, 92 - 24126 BERGAMO-- SOGES Via Rivarolo, 61 - 16161 GENOVA

15+88+89 SOL WELDING Via Meucci, 26 - 36030 COSTABISSARA (VI)-- TECNEDIT Via Tortona, 74 - 20144 MILANO 8 TELWIN Via della Tecnica, 3 - 36030 VILLAVERLA (VI) -- THERMIT ITALIANA Piazzale Santorre di Santarosa, 9 - 20156 MILANO

IInn qquueess ttoo nnuummeerroo::

OOrr iigg iinnee ddeell llee tteennss iioonnii rreess iidduueeiinn ssaallddaattuurraa,, mmeettooddoollooggiiee ttrraaddiizz iioonnaall iiddii mmiissuurraa,, pprreeccaauuzziioonnii ee rr iimmeeddii

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r1_2007[1]

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