Numero 1 2007 - IIS

Istituto Italiano della Saldatura - Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova (Italia) - Tariffa R.O.C.: "Poste Italiane SpA- Sped. A.P.-D.L.353/2003 (conv. in L. 27/02/2004 n.46) art.1 comma 1, DCB Genova" Tassa Pagata - Taxe Perçue ordinario - Contiene IP Bimestrale Gennaio-Febbraio 2007 ISSN:0035-6794
Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LIX - N. 1 * 2007
In questo numero:
Origine delle tensioni residue
in saldatura, metodologie tradizionali
di misura, precauzioni e rimedi
Saldatura per diffusione,
un esempio di rapid tooling
Agenti fisici (rumore, radiazioni
e microclima) e salute in saldatura
Didattica
Applicazione del controllo
ultrasonoro ai giunti saldati
Tecnologia ESAB
SAW Tandem Twin
per saldatura
ad alta produttività
Numero 1
2007

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Una riflessione
scomoda…
F
Editoriale
orse non molti sono al corrente che
nel nostro amato Paese, la quantità di
energia necessaria al funzionamento di
tutti i dispositivi elettrici, utilizzati nella
nostra vita quotidiana (televisore,
computer, frigorifero, illuminazione,
ecc.), è per l’84% (ottantaquattro!) di
importazione dall’estero: 49% in forma
di petrolio e 35% di gas naturale. Va
aggiunto che sia il petrolio che il gas
naturale vengono approvvigionati da
paesi con stabilità politica non sempre
certa, ma comunque con un’industria in
espansione.
Ciò significa che, prima o poi, queste
risorse serviranno a loro o, quanto meno,
verranno gestite in modo coercitivo nei
confronti degli acquirenti più deboli.
L’Italia, dal punto di vista energetico, è
certamente il Paese più debole nel
contesto europeo. Lo abbiamo verificato
l’inverno scorso, con la diatriba tra
Russia ed Ucraina e le restrizioni delle
quote del gas allocate al nostro Paese.
L’ultimo piano energetico nazionale
risale al 1988, esattamente un anno dopo
il referendum - commedia (delle parti)
20 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
sul nucleare, con cui una classe politica
poco previdente ha consegnato un argomento
così delicato, come il futuro energetico
della nazione, ad una consulta
popolare, presentandolo con immagini
da Hiroshima e Nagasaki.
Anche oggi appare assurdo che le scelte
in materia energetica debbano essere
condizionate dagli umori di gruppi
ecologisti con idee antiche e abbastanza
confuse. Come dimostrano le lotte a
favore dell’istallazione di torri eoliche e
le battaglie successive per la loro eliminazione,
per presunta deturpazione del
paesaggio!
Le stime più accreditate a livello
mondiale, ci informano che la diminuzione
della produzione di greggio
inizierà tra il 2010 ed il 2020, è da
pensare, quindi, che nel nostro futuro
italiano, un mestiere emergente potrà
essere quello della fabbricazione di
candele di cera (e non solo quelle da
chiesa!).
Ma noi, popolo della saldatura, perché
mai dobbiamo occuparci di questi argomenti?
Il 99% delle saldature vede l’energia
elettrica quale protagonista indiscussa.
È un uso dell’energia elettrica con
bassissima efficienza, in quanto buona
parte del calore non si traduce in metallo
fuso, ma viene disperso nell’ambiente.
Anche nei processi di saldatura, dunque,
il nostro Paese si permette di “bruciare”
energia acquisita a così caro prezzo
dall’estero; e ciò, nel contesto di un’economia
non proprio brillante, dove fisco e
burocrazia restano i riferimenti principali.
Quindi, saldare sarà sempre più costoso
(magari si dovrà saldare di notte in modo
da garantire energia nelle ore diurne, per
i servizi essenziali).
Cosa fare, dunque?
Innanzitutto si dovrà pensare la saldatura
sotto una nuova ottica, ovvero quella di
“giunto minimo” indispensabile ad
adempiente ai requisiti di progetto: cianfrini
stretti, diluizioni ridotte, sovrammetallo
nullo o quasi, messa a punto di
processi di saldatura con parametri elettrici
contenuti, aumento dell’efficienza
delle macchine con eliminazione delle
dispersioni di energia, impiego di metodologie
ad apporto termico intrinsecamente
basso (come, ad esempio, la
saldatura plasma a polvere, la saldatura
laser e la “friction stir welding”).
Converge verso lo stesso proposito un
uso razionale dei materiali di costruzione,
ovvero, ad esempio, la scelta di
materiali altoresistenziali che permettono
una riduzione delle sezioni resistenti
e quindi l’esecuzione di giunti di
minori dimensioni.
È praticamente obbligatorio inoltre
rivedere tutti quegli impieghi della
saldatura, comunque sostituibili con altri
metodi di giunzione a minore consumo
elettrico: rivettatura, graffatura, incollaggio
strutturale mediante adesivi, ecc..
La nostra posizione, di popolo della
saldatura, può diventare, dunque, quella
di pionieri in questo cambio di mentalità,
suggerendo soluzioni interessanti,
non solo tecniche ma anche organizzative
(maggiore integrazione della saldatura
nel processo globale di fabbricazione),
nel confronto quotidiano con chi
progetta e costruisce strutture saldate.
Tutto ciò perché vorremmo che questo
Paese continuasse a vivere anche di
industria e non si affidasse soltanto a
“mandolino e maccheroni”.
Dott. L.M. Volpone (IIS)

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 Ufficiale
dell'Istituto Italiano della Saldatura
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Registrazione al ROC n° 5042 - Tariffa R.O.C.: “Poste
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D.L. 353/2003 (conv. in L. 27/02/2004 n° 46) art. 1
comma 1, DCB Genova” - Fine Stampa Febbraio 2007
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pubblicazione e ad eventuali comunicazioni ad esse correlate.
ANNO LIX
Gennaio-Febbraio 2007
Sommario
Articoli
23 Origine delle tensioni residue in saldatura, metodologie tradizionali
di 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 in
saldatura - 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-walled
aluminium structures using FITNET procedure - E. SEIB, M. KOÇAK
IIS Didattica
105 Applicazione del controllo ultrasonoro ai giunti saldati
Rubriche
113 Scienza e Tecnica
Comportamento in regime di scorrimento viscoso di giunti saldati dissimili -
M. SCASSO
115 IIS News
Comitato Direttivo
Effettuato a Genova dall’IIS il primo Corso per il rilascio della certificazione
a Saldatore Subacqueo
117 Formazione
Obblighi formativi sempre riferiti ai rischi specifici - T. LIMARDO
119 Salute, Sicurezza e Ambiente
Le particelle dei fumi ci appaiono sempre più piccole - T. VALENTE
121 Dalle Aziende
127 Notiziario
Letteratura tecnica
Codici e norme
Corsi
Mostre e convegni
139 Ricerche bibliografiche da IIS-Data
Resistenza a fatica di giunti saldati in leghe di alluminio
145 Elenco degli Inserzionisti
1
In copertina
Tecnologia ESAB SAW Tandem Twin per saldatura ad alta produttività
Il procedimento di saldatura ad arco sommerso può depositare una considerevole quantità di
metallo saldato di alta qualità ad un basso costo totale di saldatura in una vasta gamma di applicazioni.
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spessore 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 saldatura
Tandem Twin. Impianti di questo tipo impiegati per la saldatura di torri eoliche, con l’utilizzo di
filo OK Autrod 12.22 e Flusso OK Flux 10.72, depositano oltre 35 kg/ora di metallo saldato.

Corso di qualificazione per International Welding
Inspector - Comprehensive (IWI-C)
Genova 2007
L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA, secondo la programmazione descritta nella propria
Attività Didattica 2007, organizza presso la propria sede di Genova un Corso completo di Qualificazione
ad International Welding Inspector (livello Comprehensive, IWI-C).
A tale Corso potranno partecipare anche candidati non in possesso dei requisiti di cui al punto
successivo, concordando con la Segreteria le modalità per la propria iscrizione, per il conseguimento
di Diplomi al livello Standard o Basic.
Requisiti di ingresso
Per iscriversi al Corso non è prevista esperienza specifica, quanto il possesso di uno dei titoli di
studio previsti dalle vigenti disposizioni internazionali emanate dall'Istituto Internazionale della Saldatura
(IIW) e dalla Federazione Europea della Saldatura (EWF):
- Laurea o Diploma di Laurea in Ingegneria; in alternativa, Laurea in Scienza dei materiali,
Architettura, Fisica o Chimica, supportate da comprovata esperienza industriale in saldatura
oppure
- Diploma di Scuola Media Superiore ad indirizzo tecnico.
Calendario e sede delle lezioni
Il Corso ha una struttura modulare, basata su due corsi successivi denominati Welding Technology e
Welding Inspection, di carattere teorico - pratico (chi sia in possesso di un Diploma da Welding Engineer
o da Welding Technologist può accedere direttamente al secondo Modulo).
Per diluire l’impegno, le lezioni saranno svolte in settimane non consecutive, secondo il seguente
calendario:
Modulo Welding Technology: prima settimana, dal 2 al 6 Aprile 2007
seconda settimana, dal 7 al 11 Maggio 2007
terza settimana, dal 4 all’ 8 Giugno 2007
Modulo Welding Inspection: prima settimana, dal 3 al 7 Settembre 2007
seconda settimana dal 1 al 5 Ottobre 2007
terza 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 lezioni
Per consentire il raggiungimento della Sede senza spostamenti in orario festivo, il Corso sarà svolto
con orario 9.00 ÷ 18.00, ad eccezione delle giornate di Lunedì (orario 14.00 ÷ 18.00) e di Venerdì
(orario 9.00 ÷ 13.00).
Conseguimento del Diploma
Chi sia risultato in possesso dei requisiti di ingresso ed abbia completato il percorso formativo può
accedere agli esami previsti nelle date 19 e 20 Dicembre 2007, presso la Sede di Genova (o, in
alternativa, in qualunque altra sessione programmata successivamente).
Le domande di iscrizione agli esami dovranno essere indirizzate all'Area Certificazione Figure
Professionali (tel. 010 8341307, e-mail angela.grattarola@iis.it), con un costo di iscrizione pari a
€ 410,00 (+ IVA).
Iscrizione al Corso
Per iscriversi al Corso è sufficiente utilizzare il modulo cartaceo fornito con l’Attività Didattica 2007
oppure procedere on - line attraverso il sito www.formazionesaldatura.it, selezionando il Corso
dall’apposito motore di ricerca.
La quota di partecipazione al Corso completo è pari ad € 5.000,00 (+ IVA), comprensiva della
collana 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 cui
pagamento 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.
Informazioni
Per ulteriori informazioni è possibile rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura (Via Lungobisagno
Istria 15, 16141 Genova), Divisione Formazione, al numero 010 8341371 (fax 010 8367780),
oppure all’indirizzo di posta elettronica mariapia.ramazzina@iis.it).

Origine delle tensioni residue in saldatura,
metodologie tradizionali di misura,
precauzioni e rimedi (°)
M. Murgia *
Sommario / Summary
I processi di saldatura ad arco e - anche se con diverse caratteristiche
- quelli allo stato solido producono nel giunto, allo
stato come saldato, una complessa e multi-dimensionale
distribuzione delle tensioni principalmente dovuta alle condizioni
disomogenee di riscaldamento e raffreddamento ed alle
trasformazioni microstrutturali.
Più precisamente, le condizioni di vincolo, possono determinare
nel corso della parte finale del ciclo di saldatura (raffreddamento)
reazioni in grado di compensare le tensioni sopra
citate; in tale situazione si può generare una distribuzione
multidirezionale delle tensioni, talvolta nelle tre principali
direzioni del giunto, con una possibile interazione con le
azioni esterne che esistono nelle condizioni di servizio (ad
esempio: fatica, tensocorrosione, bassa temperatura).
Lo scopo principale di questo articolo è quello di fornire un
quadro introduttivo al fenomeno, partendo dal principio
fisico dello stesso, esaminando gli esempi più comuni di
distribuzione delle tensioni dopo saldatura, analizzando casi
importanti di interazione tra tensioni residue e condizioni di
servizio e indicando le possibili soluzioni tecniche prima,
durante e dopo saldatura.
The arc processes and - even if with relevant differences – the
solid state joining processes produce in the joint, at the “as
welded” state, a complex and multi-dimensional residual
(°) Memoria presentata alla Giornata di Formazione e Aggiornamento IIS:
“Le tensioni residue in saldatura” - Milano, 6 Aprile 2006.
* Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
stresses distribution, basically due to the dishomogeneous
heating and cooling conditions and to the microstructural
transformations.
The restraint conditions, more in detail, can produce during
the final part of the welding cycle (cooling) reactions able to
compensate the stresses above mentioned; in such a way, a
multi-directional stress distribution can be genereted, sometimes
in the three principal directions of the joint, with the
risk of a possible interaction with the external actions
existing in service conditions (e.g.: fatigue loads, stress
corrosion, low temperature).
Main target of this article is to give an introduction based on
the physical basis of the matter, the most common examples
of stress distribution after welding with a final analysis of
some relevant cases of interaction between residual stresses
and service conditions and their possible solutions before,
during and after welding.
Keywords:
Circumferential welds; flame straightening; fusion welding;
girders; heat treatment; measurement; peening; plate; post
weld heat treatment; residual stresses; stress analysis; stress
distribution; tubes and pipes; vibratory stress relief.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
23

M. Murgia - Origine delle tensioni residue in saldatura, metodologie tradizionali di misura, precauzioni e rimedi
1. Origine delle tensioni residue
di saldatura
1.1. Considerazioni preliminari
Prima di procedere alla descrizione
delle condizioni che portano allo
sviluppo delle tensioni residue di saldatura
è bene precisare che con tale
termine, in genere, si intendono tensioni
del primo ordine (o macroscopiche) che
si estendono in volumi di dimensioni
maggiori rispetto agli elementi costituenti
la microstruttura (cristalli, grani,
dendriti). Per quanto esse subiscano
variazioni di natura locale, nel
passaggio ad esempio da un grano
all’altro, sono in realtà considerate per il
loro valore medio.
Le tensioni residue del secondo ordine
interessano invece l’interazione tra
cristalli, grani o fasi eterogenee (le
dimensioni di riferimento possono
variare da 0.01 ad 1 mm): un esempio
possono essere gli stati tensionali legati
a punti di accumulo di dislocazioni o a
seconde fasi precipitate.
Le tensioni residue del terzo ordine sono
invece quelle che agiscono in scala
ancora minore, ad esempio tra diverse
regioni atomiche, come nel caso degli
stati tensionali che caratterizzano una
singola dislocazione.
1.2 Descrizione del fenomeno
In sintesi, le tensioni residue di saldatura
sono il risultato di una deformazione
permanente non omogenea, nella quale è
possibile distinguere:
• una variazione di volume, dovuta alle
dilatazioni termiche, a processi di
natura chimica ed alle microtrasformazioni
strutturali;
• una variazione di forma, legata a
deformazioni di tipo plastico e viscoplastico.
Eventuali tensioni di natura termica
generate in campo elastico scompaiono
di fatto con le cause che l’hanno
prodotte e non sono pertanto neppure
considerate come tensioni residue. Le
cosiddette tensioni residue di saldatura
24 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
sono in genere tensioni legate primariamente
alle condizioni di raffreddamento
cui si possono sovrapporre, in modo
anche determinante, quelle dovute alle
trasformazioni microstrutturali.
Durante la saldatura, la regione interessata
al processo è riscaldata fortemente e
portata localmente a fusione (nei
processi autogeni), con una forte dilatazione
di natura termica come effetto del
proprio riscaldamento.
Le regioni circostanti, a temperatura
molto più bassa, ostacolano la dilatazione
del giunto comportando lo
sviluppo degli stati tensionali; le
tensioni residue superano in parte il
limite elastico del materiale, la cui
entità è ridotta per via delle elevate
temperature. In termini qualitativi, la
zona del giunto è caratterizzata a
raffreddamento ultimato da stati prevalentemente
di trazione, cui fanno equilibrio
stati di compressione nelle zone
adiacenti.
Le variazioni microstrutturali allo stato
solido, ad esempio le trasformazioni
fuori equilibrio, sono accompagnate
nella maggior parte dei casi da aumenti
di volume: se si verificano a temperature
sufficientemente basse, il limite di snervamento
è sufficientemente alto a
contrastarle, determinando uno stato
finale di compressione nella zona interessata
alle trasformazioni e di trazione,
in quelle circostanti.
È chiaro quindi che lo stato tensionale
finale sarà dovuto all’entità delle
tensioni prevalenti tra le due sopra
descritte.
Come noto, le tensioni residue possono
essere significativamente ridotte ad
elevata temperatura attraverso la riduzione
del limite elastico del materiale e
del suo modulo di elasticità, senza
trascurare gli effetti della distensione per
effetti di scorrimento viscoso (creep) che
accompagnano in forma localizzata lo
svolgimento dei tradizionali trattamenti
di stress relieving (distensione).
Il successivo raffreddamento deve essere
adeguatamente controllato ed uniforme.
Un secondo modo per ottenere una
sostanziale riduzione delle tensioni
residue di saldatura è l’applicazione di
azioni esterne che determinino in forma
localizzata il superamento del limite
elastico del materiale, con una sostanziale
ridistribuzione degli stati tensionali,
a trattamento ultimato.
2. Distribuzione delle tensioni
residue
Appare logico, una volta compreso -
almeno in termini generali - il principio
fisico del fenomeno, provare a conoscere
nel modo più preciso possibile
l’entità e la distribuzione delle tensioni
residue nelle giunzioni saldate, in modo
da valutarne le possibili interazioni con
le prestazioni del giunto in esercizio e
valutare le eventuali azioni correttive.
In realtà, i fattori che influenzano l’effettiva
distribuzione degli stati tensionali in
un giunto sono numerosi; ad esempio:
• la geometria del giunto stesso e gli
spessori in gioco;
• le condizioni di vincolo;
• la presenza di eventuali stati tensionali
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 i
metodi di misura utilizzati siano ovviamente,
a loro volta, affetti da errori
sperimentali e caratterizzati da ovvie
limitazioni per effetto del principio
fisico su cui si basano. Per gli scopi di
questa relazione, dunque, può essere
utile distinguere tra le distribuzioni che
possono essere determinate su base
sperimentale, con metodologie anche
estremamente sofisticate, e quelle che
invece possono essere assunte ad
esempio per verifiche di stabilità di
imperfezioni, che devono soddisfare un
opportuno compromesso tra esigenze di
conservatività e semplicità, senza necessità
di ricorrere a validazioni sperimentali
di caso in caso.
2.1 Caratterizzazione sperimentale
degli stati tensionali
In genere, lo studio è condotto a partire
da geometrie di giunzione semplici,
come ad esempio, la saldatura testa a
testa tra lamiere con giunzioni simmetriche
rispetto alla loro mezzeria, considerando
cicli termici rapidi per assumere
condizioni di riscaldamento e raffreddamento
uniformi sulla lunghezza del
giunto. Ulteriori assunzioni semplificative
riguardano spesso anche l’assenza
di momenti agenti sul giunto o deformazioni
ad essi legate, considerando in
sostanza che le tensioni agiscano come

tensioni membranali. Considerando a
questo punto le tre direzioni principali
(longitudinale, trasversale e verticale),
occorre osservare che lo sviluppo delle
tensioni residue è legato a meccanismi
differenti.
2.1.1 Tensioni longitudinali
Le tensioni longitudinali sono legate
soprattutto al ritiro del giunto in quella
direzione in fase di raffreddamento; le
tensioni sono di trazione nella zona fusa
e raggiungono in genere il loro valore
maggiore in corrispondenza dell’asse
longitudinale, avendo ovviamente come
limite superiore il limite elastico del
materiale. Nelle regioni circostanti (ZTA
e materiale base) nascono stati di
compressione che scendono rapidamente
a zero, allontanandosi in direzione
trasversale dal centro della giunzione
(Fig. 1).
Questa situazione è ad esempio quella
degli acciai al carbonio e degli acciai
inossidabili austenitici: nel caso di leghe
di alluminio o di leghe di titanio, trattate
termicamente, i valori massimi delle
tensioni non raggiungono il limite
elastico e si osservano spesso (in
funzione della scelta del consumabile
effettuata) fenomeni di addolcimento
(softening) al centro della zona fusa
(Fig. 2).
Nel caso invece degli acciai bassolegati
si osservano spesso comportamenti
ancora differenti, poiché le trasformazioni
microstrutturali che si svolgono a
bassa temperatura (1) possono portare la
nascita di stati di compressione al centro
del giunto, con i valori massimi nel
campo della trazione in zona termicamente
alterata o nel materiale base
immediatamente adiacente (Fig. 3).
Allo stesso modo, nel caso si impieghino
consumabili di tipo inossidabile austenitico
è facile raggiungere il suo limite
elastico nella regione centrale della zona
fusa, mentre i massimi livelli di compressione
si manifestano nella ZTA, con stati
di tensione massimi invece in materiale
base, che si annullano e si convertono in
deboli stati di compressione nella parti
più esterne del giunto (Fig. 4).
Si può dunque concludere che:
• le tensioni longitudinali, date le forti
condizioni di autovincolo che caratterizzano
questa direzione, tendono ad
assumere valori molto elevati e su
giunti abbastanza lunghi raggiungono
M. Murgia - Origine delle tensioni residue in saldatura, metodologie tradizionali di misura, precauzioni e rimedi
facilmente il limite elastico del materiale,
con il rischio di deformazioni
plastiche;
• la saldatura ad arco manuale produce
tensioni massime più alte di quelle
causate da procedimenti caratterizzati
da maggiore apporto termico; spesso
σy
Figura 1 - Distribuzione tipica delle tensioni
longitudinali (acciai al carbonio, inossidabili
austenitici).
σy
Figura 2 - Distribuzione tipica delle tensioni
longitudinali (leghe di Al, di Ti trattate
termicamente).
σy
Figura 3 - Distribuzione tipica delle tensioni
longitudinali (acciai bassolegati).
σy
Figura 4 - Distribuzione tipica delle tensioni
longitudinali (acciai bassolegati,
consumabile austenitico).
in entrambi i casi, ma più frequentemente
nel caso dell’arco manuale, si
supera il limite elastico;
• la zona fusa risulta tesa nella maggior
parte dei casi, mentre le zone adiacenti
compresse;
• la tensione longitudinale, pressoché
costante lungo tutto il giunto, si
annulla per ragioni di equilibrio alle
estremità; il tratto di caduta sembra
sia dell’ordine di 100÷200 mm (pezzi
molto corti hanno sollecitazioni
longitudinali minori);
• le condizioni di vincolo eventualmente
agenti parallelamente all’asse
della saldatura non hanno praticamente
influenza sull’andamento e
sull’entità delle tensioni longitudinali.
2.1.2 Tensioni trasversali
Le tensioni residue trasversali sono
correlate ai fenomeni di contrazione in
quella direzione del materiale, in particolare
se accompagnati da severe condizioni
di vincolo. A differenza di quelle
longitudinali, esse tendono ad interessare
ragioni più estese; una seconda
differenza è inoltre data dall’effetto della
velocità di saldatura, responsabile a sua
volta della maggiore o minore tendenza
al cosiddetto effetto di chiusura a fornice
del giunto (tipico soprattutto delle velocità
più ridotte). Ne risultano, come
conseguenza, stati prevalentemente di
tensione, nella parte centrale del giunto,
che divengono di compressione in quelle
iniziali e terminali (per elevate velocità
di saldatura), oppure stati di compressione
che divengono di trazione nella
zona terminale, per maggiori velocità di
avanzamento (Fig. 5). Appare evidente,
a differenza del caso delle tensioni
longitudinali, come sia difficile individuare
distribuzioni caratteristiche, per
effetto del gran numero di variabili che
influenzano il fenomeno in questa direzione.
Ulteriori osservazioni possono giovare
alla comprensione del fenomeno:
• le tensioni trasversali, nel caso degli
acciai da costruzione, difficilmente
superano i 100 N/mm 2 quando si
salda a ritiro pressoché libero;
• le tensioni trasversali massime si
verificano in una fascia a cavallo
(1) Si ricorda al lettore che il valore di Ms è fortemente
legato all'analisi chimica dell'acciaio.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
25

M. Murgia - Origine delle tensioni residue in saldatura, metodologie tradizionali di misura, precauzioni e rimedi
(a) (b) (c)
Figura 5a, 5b e 5c - Distribuzione qualitativa delle tensioni residue trasversali (a: elevata velocità di avanzamento v w, giunto vincolato
trasversalmente; b: elevata v w; c: bassa v w).
dell’asse del giunto; esse sono positive
(trazione) nella zona centrale e
negative (compressione) alle estremità
del giunto, con notevole
influenza della velocità di avanzamento;
• una più allargata distribuzione delle
temperature in direzione trasversale,
per effetto ad esempio di cicli termici
blandi, produce valori massimi di
tensione trasversale un poco minori
di quelli generati da cicli più severi
nel caso di provette libere; nel caso di
provette incastrate avviene il
contrario, cioè la saldatura ad arco
normale tende a provocare tensioni
trasversali inferiori a quelle degli altri
procedimenti detti sopra. Ciò è in
armonia col fatto che il ritiro trasversale
tende ad aumentare con la
larghezza della zona riscaldata, e
quindi è logico che anche la tensione
che rappresenta la conseguenza della
deformazione impedita, tenda ad
aumentare con essa;
• le estremità del giunto risultano in
genere compresse trasversalmente:
ciò può rivelarsi vantaggioso, perché
può rendere meno pericolosi eventuali
difetti di estremità (crateri,
discontinuità di forma, incompletezza
ecc.), ivi assai più frequenti che nelle
zone centrali.
2.1.3 Tensioni agenti lungo la direzione
dello spessore
Le tensioni residue in direzione verticale
(normale al piano della lamiera, nell’e-
26 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
sempio) sono dovute alla presenza di
spessori significativi; ad es., si hanno
stati prevalentemente di trazione per
giunti senza trasformazioni allo stato
solido e di compressione nel caso
contrario. Nel primo caso, è chiaro che il
giunto di può trovare localmente in uno
stato di trazione triassiale, estremamente
critico nei confronti di eventuali fenomeni
di criccabilità. Il caso delle saldature
a passate multiple di forti spessori è
caratterizzato da forti condizioni di
vincolo in direzione longitudinale e
trasversale delle ultime passate, che
risultano caratterizzate da stati finali di
tensione di trazione tanto nelle due
suddette direzioni, mitigate dall’entità
dell’eventuale preriscaldo (Fig. 6, il caso
di un giunto testa a testa, preparazione
ad X, spessore 25 mm, larghezza e
lunghezza del giunto 500 mm).
2.2 Distribuzione convenzionale degli
stati tensionali
Come già osservato, chi dovesse procedere
ad esempio a verifiche di stabilità di
un componente o di un’imperfezione
attraverso la meccanica della frattura,
difficilmente potrebbe basarsi su distribuzioni
rilevate sperimentalmente per
una serie di ragioni; gli standard o i
codici di calcolo, al proposito, propongono
essi stessi, almeno per i casi più
significativi, modelli di distribuzione
che possono essere assunti come base
per il caso in esame, utili ad esempio alla
caratterizzazione del dettaglio attraverso
tecniche FEM. Un esempio di partico-
lare rilevanza ed autorevolezza è indubbiamente
quello della norma BS
7910:2005 “Guide to methods for assessing
the acceptability of flaws in
metallic structures”.
Tale norma, come peraltro si evince
chiaramente dal titolo, non è di per sé
finalizzata all’analisi delle tensioni
residue che possano caratterizzare i
giunti ma fornisce degli strumenti per
tenere in considerazione la loro
presenza, nella realizzazione di verifiche
di stabilità, in funzione del livello di
confidenza circa i dati posseduti e l’effettivo
svolgimento sul manufatto di
trattamenti termici dopo saldatura o
prove idrauliche. In particolare, la
norma prevede un primo livello (Level
1) in base al quale considerare uniformi
le tensioni residue che agiscono sul
giunto. Qualora si voglia invece procedere
ad un’analisi più dettagliata, ritenendo
ad esempio eccessivamente
conservativa l’assunzione di distribuzioni
uniformi, è possibile fare riferimento
all’Annex Q della normativa,
passando di fatto ai livelli 2 e 3.
L’Annex Q prevede cinque casi fondamentali:
giunti testa a testa tra lamiere,
giunti testa a testa tra tubi (corpi cilindrici),
giunti longitudinali su tubi (corpi
cilindrici), giunti a T ed a cordoni d’angolo,
giunti di riparazione. Le direzioni
considerate sono le direzioni longitudinale
e quella trasversale.
Per ognuno dei cinque casi suddetti, la
norma propone distribuzioni delle
tensioni variabili con lo spessore di

Figura 6 - Esempio di distribuzione delle
tensioni agenti in direzione dello spessore.
parete, considerando come limite superiore
il carico di snervamento σ y del
materiale (o il suo Rp 0,2), come illustrato
nella Figura 7.
3. Casi tipici di distribuzione
delle tensioni
Dopo l’analisi sull’origine e la distribuzione
degli stati tensionali condotta al
punto precedente può risultare di interesse
considerare alcuni esempi tipici di
distribuzione delle tensioni residue
Tensioni
longitudinali
Tensioni
trasversali
M. Murgia - Origine delle tensioni residue in saldatura, metodologie tradizionali di misura, precauzioni e rimedi
agenti su specifiche tipologie di dettaglio
strutturale, utilizzando ovviamente
gli elementi di base acquisiti.
3.1 Saldatura circonferenziale di
inserti su lamiere
La Figura 8a mostra la saldatura fra un
inserto circolare e una lamiera preparata
con foro, tipico caso di saldatura impiegata
in lavori di riparazione. Nella
Figura 8b è indicata schematicamente la
distribuzione delle tensioni radiali (σx) e
tangenziali (σy), che risultano elevate
soprattutto in corrispondenza del
cordone, e che quindi molto spesso
possono dare luogo a cricche.
3.2 Travi saldate
Come noto, esiste una notevole varietà
di soluzioni geometriche per le travi
saldate; si considerano, per gli scopi di
questo articolo, le distribuzioni delle
tensioni residue longitudinali in travi
saldate a T, doppio T e a cassone
(Fig. 9).
3.3 Giunti circonferenziali di tubi
La distribuzione delle tensioni residue in
un giunto circonferenziale tra tubi
dipende - tra l’altro - dal diametro e
dallo spessore di parete del tubo, dalla
preparazione e dalla sequenza di saldatura.
Burdekin ha effettuato misure estensimetriche
su tubi in acciaio a basso
carbonio, di diametro 760 mm e spessore
11 mm, ottenendo la distribuzione
della Figura 10. In tali esperienze è stata
usata la saldatura con procedimento
automatico ad arco sommerso su passata
manuale di sostegno. Girardi e Rinaldi
hanno studiato l’andamento delle
tensioni residue nel caso di tubi in
acciaio al 3,5% Ni (diametro 250 mm,
spessore 10 mm) con saldatura manuale
ad arco nella posizione fissa ad asse
orizzontale. I risultati ottenuti sono indicati
nella Figura 11.
Appare chiaro, da entrambe le esperienze,
come gli stati più elevati di sollecitazione,
sia per le tensioni residue
longitudinali sia per le tensioni trasversali,
si manifestino sulla superficie
interna e siano di trazione. Una spiegazione
di ciò potrebbe essere data considerando
i diversi gradienti termici che
durante il raffreddamento interessano la
superficie interna ed esterna.
Infatti con la seconda esperienza è stato
verificato sperimentalmente che dopo il
deposito dell’ultima passata, durante il
raffreddamento, per il maggiore scambio
termico verso l’esterno, la parete interna
si è venuta a trovare ad una temperatura
maggiore di circa 80°C rispetto a quella
esterna, a partire da temperature (circa
850°÷900°C) al di sotto delle quali sono
rilevanti le differenze di valore dello
snervamento.
4. Metodi di misura delle
tensioni residue
La misura delle tensioni residue può
certamente essere considerata un ramo
di una materia di carattere più generale,
la misura di stati tensionali e delle defor-
Giunti testa a testa tra lamiere Giunti testa a testa tra tubi Giunti a T e fillet Giunti di riparazione
Figura 7 - Esempi di distribuzione delle tensioni residue longitudinali e trasversali per verifiche di stabilità secondo BS 7910:2005 (Annex Q).
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
27

M. Murgia - Origine delle tensioni residue in saldatura, metodologie tradizionali di misura, precauzioni e rimedi
Lamiera esterna
Figura 8a ed 8b - Distribuzione qualitativa delle tensioni residue per effetto della saldatura di un inserto circolare.
mazioni ad esse collegate. In generale, si
può distinguere tra metodi distruttivi e
metodi non distruttivi; tra i primi, è
possibile una seconda distinzione tra i
metodi distruttivi veri e propri e quelli
parzialmente distruttivi (che comportano,
ad esempio, la presenza di piccoli
fori sul componente, che non ne
compromettono, nella maggior parte dei
casi, il successivo esercizio).
I principi su cui si basano i metodi
distruttivi (e quelli parzialmente distruttivi)
sono gli stessi utilizzati per valutare
le tensioni dovute all’azione di carichi
esterni: in questo caso, la misura delle
tensioni risulta relativamente semplice,
assumendo che il materiale abbia un
comportamento di tipo elastico e di
Deformazione
angolare
Lamiera
interna
28 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
A
A
σ x
σ y
Saldatura
Lamiera
esterna
considerare le sole superfici del componente
(limitazioni, in genere, considerate
accettabili).
È inoltre chiaro che la misura dell’allungamento
di un elemento superficiale del
componente, preso come riferimento, è
possibile sinché lo stesso è soggetto alle
condizioni di carico, noto il suo stato di
riferimento (scarico) in assenza di sollecitazioni;
certamente più complessa la
misura di stati biassiali di tensione, per
cui si rendono necessarie misurazioni in
almeno tre direzioni. Le deformazioni
relative agli elementi di riferimento
possono essere interpretate con la legge
di Hooke; estensimetri elettrici, estensimetri
distaccabili e rivestimenti superficiali
fotoelastici sono i metodi più
Lamiera
interna
(a) (b)
Figura 9 a, b, c - Distribuzione delle tensioni residue longitudinali per effetto della saldatura in travi composte.
Lamiera
esterna
diffusi, con l’introduzione, in tempi
recenti, di tecniche olografiche. In generale,
la tecnica di misurazione e di valutazione
è semplificata dalla conoscenza
della direzione della tensione principale,
che può essere determinata a sua volta,
ad esempio, con l’impiego di speciali
vernici con comportamento fragile.
Come nel caso delle tensioni indotte da
carichi esterni, anche quelle residue
possono essere determinate scaricando il
componente: date le differenze tra i due
casi, ossia l’assenza - per definizione - di
carichi esterni - si rende necessario
scaricare una determinata porzione del
componente dalle azioni indotte dal
materiale circostante. A questo scopo,
sono prelevate delle porzioni di mate-
Distribuzione delle tensioni
nella sezione A-A
(a) (b) (c)
σ x
σ y

Tensioni (kg/mm 2 )
riale dal componente in esame oppure,
in altri casi, sono praticate delle aperture
per consentire all’elemento di misura di
deformarsi, liberandolo parzialmente da
parte dei vincoli esercitati dal materiale
adiacente. Questi metodi sono utilizzati
talvolta nel caso di travi, di lamiere, di
corpi a simmetria cilindrica; è inteso che
essi possono fornire indicazioni utili
solo nel caso in cui il recupero elastico
del materiale, in seguito all’asportazione
totale o parziale degli elementi di
misura, sia analiticamente descrivibile.
In tutti i metodi di misura delle tensioni
residue la costanza della temperatura è
un aspetto fondamentale per ottenere
risultati accurati: si rendono necessari,
pertanto, particolari accorgimenti
durante il prelievo degli elementi. Un
secondo aspetto da valutare, sempre per
ottenere risultati accurati, è la necessità
che il materiale non superi il proprio
carico di snervamento.
4.1 Metodi di misura di stati
monoassiali o biassiali di tensione
per scomposizione
In numerosi casi può essere sufficiente
valutare le tensioni residue assumendo
che vi sia un andamento prevalente-
M. Murgia - Origine delle tensioni residue in saldatura, metodologie tradizionali di misura, precauzioni e rimedi
Superficie esterna
Superficie interna
Figura 10 - Distribuzione delle tensioni
residue longitudinali e trasversali nella
saldatura di tubi in acciaio al carbonio
(Burdekin).
Distanza dall’asse della saldatura (cm)
mente monoassiale, con la possibilità di
una distribuzione non uniforme della
tensione sulla sezione trasversale.
I metodi di misura per scomposizione
prevedono, in sintesi, che il componente
sia suddiviso in un adeguato numero di
sottili elementi (vedere il caso di una
trave composta a doppio T) lungo la
direzione principale (x) della tensione.
In prima approssimazione, si può risalire
alla tensione σ x attraverso la relazione:
σ x = - E ε x
Il taglio è effettuato mediante sega;
la deformazione è misurata quindi con
l’applicazione di estensimetri distaccabili
o estensimetri elettrici: i primi
consentono una misura riferita ad un
elemento di maggiore lunghezza, da 100
a 250 mm, cosa che rende preferibile la
misura di tensioni poco variabili nella
lunghezza di misura; gli estensimetri
elettrici invece, più sensibili, consentono
una misura riferita ad elementi di minori
dimensioni, per quanto i fili di collegamento
possano complicare l’esecuzione
dei tagli.
Sicuramente più complessa è la misura
di stati biassiali di tensione. Nel caso più
Figura 11 - Andamento delle tensioni residue
nella saldatura testa a testa di tubi di acciaio
al 3,5 Ni (Girardi e Rinaldi).
semplice, le due direzioni ortogonali x
ed y sono associate alle tensioni normali
σ x e σ y, assumendo che esse siano
costanti rispetto allo spessore (può
essere il caso di piccoli spessori, ad
esempio). Gli estensimetri sono in
genere applicati su entrambi i lati del
componente, dopo di che sono tagliati
elementi quadrati di circa 30 x 30 mm.
Ottenute le deformazioni ε x ed ε y, è
possibile calcolare le relative tensioni e
σ y in base alla legge di Hooke:
σ x = - E / (1-ν 2 ) (ε x+νε y)
σ y = - E / (1-ν 2 ) (ε y+νε yx)
Per determinare completamente lo stato
di tensione sono necessarie almeno tre
direzioni di misura associate ad altrettante
rosette estensimetriche a tre
elementi. Il metodo descritto è stato
usato con successo, nel passato, nel caso
di serbatoi di stoccaggio di grandi
dimensioni.
4.2 Metodi di misura di stati triassiali
di tensione per scomposizione
Un problema comune a tutti i metodi di
misura di stati triassiali di tensione è il
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
29

M. Murgia - Origine delle tensioni residue in saldatura, metodologie tradizionali di misura, precauzioni e rimedi
Figura 12 - Misura delle tensioni residue in
una trave composta a doppio T.
difficile accesso alla parte centrale del
componente, in relazione alla misura
delle tensioni normali alla superficie
dell’elemento. Tuttavia, alcuni metodi
possono essere applicati, assumendo
note per ipotesi le direzioni delle tre
tensioni principali, ad esempio corrispondenti
alle direzioni principali della
geometria del componente.
Una sorta di metodo per scomposizione
fu sviluppato da Rosenthal e Norton,
relativamente a componenti rettangolari,
di medio o grosso spessore, caratterizzati
da una saldatura centrale. Per questo
caso, può essere di interesse conoscere
la variazione delle tensioni residue
longitudinali e trasversali attraverso lo
spessore. Allo scopo, vengono ricavati
due blocchi di materiale sottili, in direzione
longitudinale e trasversale rispetto
al giunto, opportunamente equipaggiati
di estensimetri sulle due facce (Fig. 13).
Successivamente, sono ricavati due
strati sottili al centro dello spessore dei
Figura 13 - Metodo di Rosenthal - Norton
per la misura di stati triassiali di tensione.
30 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
blocchi e, via via, ulteriori strati procedendo
verso le due superfici dotate di
estensimetri, misurando di volta in volta
le deformazioni sulle superfici stesse; il
metodo per scomposizione è combinato
di fatto con il metodo per rimozione di
strati successivi. In questo modo, la
tensione longitudinale rispetto ai blocchi
può essere determinata, comprese le
tensioni di taglio agenti sugli stessi: le
tensioni agenti nella direzione dello
spessore, infine, sono calcolate mediante
le equazioni relative all’equilibrio dei
solidi continui.
4.3 Metodo per esecuzione di fori
(metodo di base)
Si tratta di un metodo alternativo al
precedente, per la misura di stati di
tensione triassiali, basato su esperienze
condotte da Mathar: il principio prevede
l’esecuzione di fori passanti nello spessore
e la misura delle deformazioni in
direzione radiale (Fig. 14) attraverso
“measuring balls” oppure estensimetri
elettrici a cavallo del foro stesso.
Il metodo è stato standardizzato dalla
norma ASTM E 837-85.
Misurate le deformazioni in direzione X
ed Y, è possibile risalire alle tensioni σx e
σy attraverso la teoria dell’elasticità
applicata ad un piano infinitamente
sottile, al quale sia praticato un foro
circolare, soggetto ad uno stato di
tensione monoassiale; sostituendo i dati
(diametro del foro d0 = 12 mm, base di
misura d = 16 mm, ν = 0,3) si possono
esprimere le tensioni in funzione delle
deformazioni Δx e Δy: σ x = E [0.99 2 (Δ x/d) + 0.38 2 (Δ x/d)]
σ y = E [0.99 2 (Δ y/d) + 0.38 2 (Δ x/d)]
Volendo esprimere la deformazione
radiale ε r in funzione delle tensioni σ x e
σ y è possibile introdurre i parametri A e
B, funzioni delle caratteristiche elastiche
del materiale e della geometria del
sistema di misura:
ε r = (A + B cos 2β) σ x + (A-B cos2β) σ y
essendo appunto:
A = - (1-ν) / 2E (d 0/d) 2
B=-(1+ν)/2E [4/(1+ν)(d 0/d) 2 -3(d 0/d) 4 ]
Nel caso di stato di tensione residua
biassiale di direzione sconosciuta, sono
necessarie misure effettuate in almeno
tre direzioni diverse (le relazioni sopra
riportate non tengono conto di questo
caso generale). Per questo scopo, il
metodo prevede nella sua versione generale
l’impiego di rosette estensimetriche
(Fig. 15), aventi lo scopo di determinare,
oltre alle deformazioni, anche l’angolo β
tra la direzione della tensione principale
σ I e la direzione di misura σ x.
Come accennato, l’angolo β può essere
analiticamente espresso mediante la
relazione:
tan(2β) = (ε 00 - 2ε 45 + ε 90) / (ε 00 - ε 90)
In generale, l’accuratezza delle misure
dipende, per questo metodo, dal posizionamento
degli elementi di misura rispetto
al foro; nel caso dei measuring balls, essi
possono essere posizionati a 1 mm dal
bordo, in quello degli estensimetri, a valori
compresi tra 2.5 e 3.4 il rapporto d/d 0.
A sua volta, il diametro del foro dipende
dalle dimensioni degli elementi di
misura (ad esempio, diametri d 0 pari a
1.5 ÷ 3.0 mm e basi si misura pari a
1.5 mm sono piuttosto comuni).
Occorre ricordare che il metodo è basato
su modelli di tipo elastico, per cui la
presenza di stati tensionali prossimi al
carico di snervamento e/o la possibilità
di deformazioni di tipo plastico possono
falsare i risultati, fornendo indicazioni
assolutamente inattendibili.
4.4 Cenni ad altre metodologie di
misura
4.4.1 Metodo per esecuzione di fori
ciechi
Il metodo descritto al paragrafo precedente
può essere esteso anche a parti di

Figura 14 - Applicazione di measuring balls
o di estensimetri per la misura delle
deformazioni radiali.
spessore finito adottando la variante con
fori ciechi.
Assumendo che lo stato tensionale non
vari o vari in maniera trascurabile
appena al di sotto della superficie del
componente (quindi, in funzione
della quota z), il metodo con fori
ciechi può essere utilizzato introducendo
solo una modifica ai
parametri A e B, descritti in precedenza
(indicativamente, la profondità t del foro
può essere assunta pari a circa 1.2 volte
il suo diametro).
D’altra parte, è pure possibile tenere in
considerazione la variazione delle
tensioni residue in funzione della quota z
applicando il metodo in modo incrementale,
variando cioè gradualmente la
profondità t del foro.
4.4.2 Metodo per estrazione di inserti
circolari
Un’alternativa al metodo per esecuzione
di fori è il metodo (detto di Gunnert e
Kunz) che prevede la misura degli stati
di deformazione sul componente dopo
avere ricavato sullo stesso dei blocchi a
geometria cilindrica, di opportune
dimensioni, adeguatamente corredati
con sistemi di misura.
Il metodo può essere considerato un’alternativa
al metodo con fori ciechi, nel
caso di tensioni costanti o variabili in
funzione della quota z.
Il principio è consentire ad una superficie
di riferimento, a geometria circolare
appunto, di distendersi completamente
eliminando i vincoli esercitati dal
materiale adiacente: allo scopo è praticato
appunto un foro cilindrico sino ad
una profondità minima, oltre la quale
non si verificano ulteriori rilassamenti
superficiali.
M. Murgia - Origine delle tensioni residue in saldatura, metodologie tradizionali di misura, precauzioni e rimedi
d
Figura 15 - Posizionamento di rosette
estensimetriche.
Identificata un’idonea base di misura, è
possibile risalire analiticamente alle
tensioni σ I e σ II, con riferimento a
modelli elastici di comportamento del
materiale (legge di Hooke):
σI + σII = - E / 2(1-ν) (ε00 + ε45 + ε90 + ε135) σI - σII = E / 2(1+ν) [(ε00 - ε90) 2 + (ε90 - ε135) 2 ] 1/2
d 0
Di fatto, è possibile successivamente
applicare le stesse relazioni descritte per
il metodo per esecuzione di fori, tenendo
conto dei necessari aggiustamenti in
funzione del numero dei punti di misura.
4.4.3 Misura delle tensioni residue per
diffrazione di raggi X
Tra i metodi non distruttivi per la misura
delle tensioni residue particolare rilievo
assume quello basato sulla diffrazione di
radiazioni ionizzanti, in particolare i
raggi X.
Il principio fisico si basa appunto sulla
diffrazione originata dall’interazione tra
le radiazioni ed i reticoli cristallini del
materiale, la quale risulta essere
funzione delle costanti reticolari del reticolo
stesso e, in definitiva, degli stati
tensionali applicati, per confronto con lo
stato non tensionato del reticolo.
In particolare, si osserva che un fascio
monocromatico di radiazioni X, incidente
sulla superficie in esame in modo
normale, produce effetti di diffrazione
che possono essere rilevati ad una data
distanza dall’asse del fascio incidente
con opportuni sistemi di rivelazione
(pellicole radiografiche o altri metodi).
Dal punto di vista analitico, se θ rappresenta
l’angolo di diffrazione (angolo di
Bragg), λ la lunghezza d’onda del fascio
(di fatto, si possono impiegare valori
pari a circa 0.05÷0.23 nm) e d la
σ 2
45°
45°
β
σ 1
distanza reticolare si può legare questa
grandezza con una semplice relazione
trigonometrica:
2 d sen (θ) = n λ
in cui si valutano, in genere, i fenomeni
di diffrazione del primo ordine (con n=1,
cioè).
Sul piano sperimentale (Fig. 16), è
possibile ottenere il valore dell’angolo
di Bragg in funzione della distanza r di
massima diffrazione rispetto all’asse del
fascio incidente ed alla distanza di
misura a:
θ = 1 / 2 arctan (r/a)
Considerando quindi la distanza reticolare
d 0 in assenza di stati tensionali, è
possibile stimare lo stato di deformazione
dalla relazione:
ε = (d - d 0) / d 0
Per ottenere i valori degli stati biassiali
di tensione è necessario effettuare
almeno tre misure lungo diversi angoli
φ (ad esempio: φ, φ+π/2, φ+π/4),
impiegando in ogni caso diversi
angoli di misura ψ rispetto all’asse
verticale z.
Con questo metodo l’area di misura
varia tra 0,1 ed 1 mm 2 , la profondità di
misura invece risulta intorno a 10 μm; è
quindi possibile procedere a misure
attraverso lo spessore, per incrementi
successivi della profondità.
Il principale vantaggio del metodo è
certamente il fatto di essere non distruttivo
e di consentire misure quasi
puntuali; d’altra parte, esso può presentare
forti limitazioni nel caso di materiali
caratterizzati da un forte orientamento
della microstruttura (ad esempio,
prodotti lavorati a freddo).
4.4.4 Misura delle tensioni residue per
diffrazione di neutroni
Il principio di questo metodo, di fatto, è
lo stesso descritto al paragrafo precedente
per fasci di radiazioni X monocromatiche.
Una differenza significativa è data dalla
diversa profondità di penetrazione (al
massimo 20 μm nel caso dei raggi X), che
in questo caso può arrivare sino a 50 mm
nel caso degli acciai, 300 mm nel caso di
leghe di alluminio e 30 mm per le leghe di
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
31

M. Murgia - Origine delle tensioni residue in saldatura, metodologie tradizionali di misura, precauzioni e rimedi
Figura 16 - Schema per la misura dell’angolo di diffrazione (angolo di Bragg) a raggi X.
nichel (si deve considerare, al proposito,
che i raggi X utilizzati per queste applicazioni
interagiscono con la materia a
livello di gusci elettronici esterni mentre
fasci di neutroni riescono a penetrare la
materia stessa a livello nucleare).
Una conseguenza importante è quindi
che i metodi a diffrazione neutronica
sono in grado di fornire indicazioni su
stati triassiali di tensione, a differenza
della diffrazione a raggi X.
Il metodo, in pratica, prevede l’impiego
di un fascio di neutroni di sezione pari a
circa 50 mm 2 , ottenuto con reattori
nucleari o mediante sincrotroni; il fascio
viene collimato con idonee maschere, ad
esempio al cadmio, in modo da ridurne
sensibilmente la sezione trasversale ed
interessare alla misura il minore volume
possibile di materiale (da 10 a 100 mm 3 );
il fascio diffratto è rivolto verso un
sistema di rilevazione, cui arriva opportunamente
collimato.
Il metodo si presta a misurazioni di interesse
in settori come quello nucleare,
aerospaziale, off-shore, con particolare
riferimento a giunti a passate multiple
(multipass).
4.4.5 Misura delle tensioni residue con
metodi acustici
I metodi di tipo acustico, pure di tipo non
distruttivo, sono basati sulla relazione
esistente tra la velocità di propagazione
delle onde (ultra)sonore e talune
proprietà elastiche dei materiali, funzione
a loro volta dello stato tensionale.
Di fatto, il metodo è basato sulle variazioni
delle velocità di propagazione delle
onde longitudinali, trasversali e superficiali
dovute agli stati tensionali; spesso,
sono utilizzate onde ultrasonore superfi-
32 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
ciali generate da un trasduttore montato
sul pezzo (frequenze variabili tra 2 e 10
MHz). La notevole entità del volume di
materiale coinvolto nella misura porta,
ovviamente, a misure mediate di carattere
non puntuale; un aspetto da non
trascurare, evidentemente, è l’influenza
della microstruttura nei confronti della
velocità di propagazione delle onde, che
costringe ad accurate tarature preliminari
con blocchi campione rappresentativi del
pezzo reale.
4.4.6 Misura delle tensioni residue con
metodi magnetici
La presenza di stati tensionali residui
determina variazioni nelle proprietà
magnetiche dei materiali. Questa considerazione
è alla base della misura di
tensioni residue con i metodi di tipo
magnetico, di carattere superficiale; le
proprietà magnetiche, in particolare,
influenzate dagli stati tensionali sono
l’effetto Barkhausen di tipo magnetoinduttivo
o magnetoacustico, l’incremento
della permeabilità alle correnti indotte,
la magnetostrizione.
Come già accennato nel caso di metodi
di tipo acustico, anche queste proprietà
sono fortemente legate al tipo di microstruttura
ed al suo orientamento, ragione
che porta, anche in questo caso, alla
necessità di accurate tarature preliminari.
In definitiva, si tratta di metodi di interesse
nel campo del Controllo Qualità
per i ridotti tempi di misura e la possibilità
di automazione; si consideri infine,
che attraverso opportune combinazioni
di tecniche, basate su differenti proprietà
magnetiche, è possibile ottenere una
notevole indipendenza rispetto all’accuratezza
dei metodi di taratura utilizzati.
5. Precauzioni e rimedi
Allo scopo di prevenire, ridurre o eliminare
gli effetti dei ritiri o degli sforzi di
ritiro delle saldature si possono prendere
a volte utili precauzioni; oppure si può
intervenire durante la saldatura con
opportuni procedimenti o trattamenti,
oppure, infine, si possono usare adatti
rimedi a saldatura ultimata.
5.1 Precauzioni prima della saldatura
Le precauzioni che il tecnico di saldatura
può prendere prima di eseguire un
giunto saldato allo scopo di contrastare
gli effetti del ritiro, senza porre d’altro
canto vincoli rigidi ai pezzi da saldare,
debbono rispondere al criterio fondamentale
di “alimentare il ritiro”. Con
questa espressione si intende la creazione
di una opportuna condizione per
cui il ritiro possa effettuarsi nel modo
più libero possibile, portando i pezzi
saldati nella esatta posizione richiesta.
Citiamo di seguito alcune precauzioni
comunemente usate allo scopo.
5.1.1 Deformazione preventiva
Si può dare ai pezzi da saldare una
disposizione o una deformazione uguale
ed opposta a quella che provocherebbe il
ritiro. Con questo metodo molto
semplice si possono eliminare gli effetti
del ritiro angolare dei giunti testa a testa,
a T e di spigolo.
Nel caso di giunti di testa, basta disporre
le lamiere leggermente angolate (verso il
basso, se si deve saldare in piano, o
comunque dalla parte opposta a quella
del maggior apporto termico) anziché
complanari (Fig. 17), l’angolo di deviazione,
in genere dell’ordine di qualche
grado soltanto, deve essere determinato
caso per caso, a seconda del procedimento
e delle condizioni operative e non
vi è che la base dell’esperienza di casi
identici o analoghi che può costituire un
indice sicuro.
Analogamente, nel caso di giunti a T,
saldati con un unico cordone d’angolo,
si alimenta il ritiro predisponendo i
pezzi con un angolo un poco maggiore
di quello richiesto (leggermente ottuso
nel caso comune di giunti d’angolo,
Fig.18a); per i giunti a T saldati simmetricamente
con due cordoni d’angolo si
dovrebbe dare una leggera pre - deformazione
alla lamiera continua, come
indicato nella Figura 18b.

Figura 17 - Pre - deformazione di un giunto
testa a testa in compensazione del ritiro
angolare.
Nel caso di giunti di spigolo, sempre
secondo il medesimo criterio, si
dovrebbe invece chiudere un poco l’angolo
fra le due lamiere (Fig. 19).
Nel dare queste pre - deformazioni
bisogna sempre tenere conto della capacità
di deformazione dei pezzi: gli
elementi più sottili e più liberi tendono a
deformarsi di più e perciò è su di essi
che in linea preventiva conviene
maggiormente agire.
Quando si deve saldare un tubo con una
lamiera (Fig.20) con un cordone d’angolo
circonferenziale esterno, due ritiri
intervengono a deformare il giunto: il
ritiro angolare visto per i giunti a T ed il
ritiro longitudinale (circonferenziale)
del cordone di saldatura: questo tende in
sostanza a ridurre la lunghezza della
circonferenza di saldatura.
Se si vogliono prevenire questi effetti di
ritiro, bisogna dare alla lamiera di
appoggio del tubo una leggera curvatura
in senso opposto.
5.1.2 Creazione di una zona elastica
Si può alimentare il ritiro trasversale
costituendo nell’elemento più deformabile
una zona elastica, che ceda facilmente
sotto l’azione del ritiro.
Esempi di questa precauzione sono
presentati nella Figura 21 (dove si è
appositamente creata una leggera ondulazione
nella lamiera più sottile) e nella
Figura 22, dove l’applicazione del
Figura 20 - Effetto di ritiro della saldatura
di un tubo su una lamiera sottile.
M. Murgia - Origine delle tensioni residue in saldatura, metodologie tradizionali di misura, precauzioni e rimedi
Figura 19 - Pre - deformazione di giunti di
spigolo in compensazione del ritiro angolare.
giunto d’orlo invece di quello a T,
oppure la preparazione a lembi rilevati
anziché di quella a lembi retti su giunti
di testa, garantisce al giunto una notevole
elasticità per sopportare ed alimentare
il ritiro.
Nella Figura 23 sono invece riportate
due preparazioni utilizzate nella saldatura
dei tubi alle piastre tubiere degli
scambiatori di calore (il solco circolare
ha anche lo scopo di alimentare il ritiro).
Nella Figura 24 è infine riportato il caso
dell’innesto di un elemento da saldare
lungo tutto il suo perimetro in una
grande lamiera (caso frequente di
rappezzo di riparazione, della chiusura
di un passo d’uomo, ecc.). Per alimentare
il ritiro bisogna dare alla lamiera da
riportare una leggera curvatura a cupola,
il ritiro della saldatura periferica ne trae
alimento, e tende a spianarla.
(a) (b)
Figura 18a e 18b - Pre - deformazione
di giunti a T in compensazione del ritiro
angolare.
5.1.3 Disposizione opportuna del
cordone di saldatura
Vi sono casi in cui un’opportuna disposizione
dei cordoni di saldatura può
ovviare gli inconvenienti del ritiro, ad
esempio, nel collegamento a T di due
tubi (Fig. 25): nel caso di spessori sottili,
lo spostamento della linea di saldatura
dalla posizione “a” alla posizione “b”,
dopo avere opportunamente preparato i
pezzi, rilevando un collarino di innesto
nel tubo verticale, permette di evitare gli
inconvenienti del ritiro angolare e, se si
allarga leggermente il diametro di collegamento
su entrambi i tubi, si evita lo
strozzamento per ritiro longitudinale.
5.1.4 Costruzione di pannelli di prefabbricazione
Nelle costruzioni saldate complesse è
bene procedere per prefabbricazione di
parti più semplici, costituendo pannelli
in cui è più facile controllare le deformazioni
e raddrizzarli. Una volta ottenuti
questi pannelli in modo corretto risulta
più agevole dominare e prevedere sul
complesso della costruzione i ritiri d’insieme.
Tale è il caso, ad esempio, della costruzione
navale che fa largo impiego di
blocchi di prefabbricazione da unire poi,
fra loro, sugli scali, e della costruzione
di carpenteria saldata, specie quando si
hanno complesse strutture a traliccio le
quali vengono decomposte in vari tron-
Figura 21 - Creazione di una zona elastica
per alimentare il ritiro.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
33

M. Murgia - Origine delle tensioni residue in saldatura, metodologie tradizionali di misura, precauzioni e rimedi
(a) (b)
Figura 22 - Preparazioni che consentono
elasticità a giunto.
coni da prefabbricarsi nelle officine e da
unire poi fra loro in cantiere.
A suggerire la tecnica della prefabbricazione
intervengono anche (e a volte in
modo preponderante) altri fattori, quali
la facilità e l’economia di esecuzione, la
maggiore possibilità di impiego della
saldatura automatica ed infine le eventuali
necessità di trasporto dell’opera
saldata.
5.2 Precauzioni esecutive
Varie precauzioni possono essere prese
anche in sede esecutiva allo scopo di
controllare o ridurre i ritiri e diminuire
gli sforzi di ritiro; le necessità costruttive
spesso impongono di fare un
compromesso tra sforzi e deformazioni.
5.2.1 Scelta del procedimento di saldatura
e dei modi operativi
Si è visto nei paragrafi precedenti come
il procedimento di saldatura possa
influire sia sull’entità dei ritiri che su
quella delle sollecitazioni residue di
ritiro di una opera saldata.
Il ritiro angolare dipende alquanto dal
procedimento di saldatura e dal modo
operativo; la cautela più utile è quella di
effettuare saldature simmetriche rispetto
all’asse od al piano che si desidera non si
deformi. Così le preparazioni ad X sono
particolarmente indicate per i giunti di
A B
Figura 24 - Pre - deformazione della piastra
di chiusura (inserto).
34 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
(a)
testa, soprattutto
sugli spessori che
richiedono parecchie
passate.
Nei giunti a T è possibile la compensazione
del ritiro angolare saldando
contemporaneamente nei due angoli
opposti ed impedendo la deformazione
angolare della lamiera continua; nel caso
di giunti a croce basta saldare contemporaneamente
o alternativamente nei due
angoli opposti al vertice. Per quanto si
riferisce ai ritiri trasversali si è visto
come il procedimento ossiacetilenico dia
luogo a ritiri maggiori di quello ad arco e
che in ogni caso tanto minori sono i ritiri
quanto minore è l’ampiezza del cianfrino.
Per quanto riguarda i ritiri longitudinali
valgono considerazioni analoghe; vi è
però da osservare che tali ritiri, sempre
molto contrastati dalle parti fredde adiacenti,
tendono a generare deformazioni
per compressione assiale delle parti
fredde stesse e ciò risulta particolarmente
evidente e fastidioso per gli spessori
sottili, che hanno tendenza a ondularsi.
Per quanto si riferisce alle sollecitazioni
residue di saldatura bisogna distinguere
il caso di pezzi liberi e quello di pezzi
vincolati. In quest’ultimo caso la
reazione dei vincoli è tanto maggiore
quanto più ampia è la zona riscaldata,
Sezione A-B
(b)
Figura 23a e 23b - Solcatura per alimentare
il ritiro (ed eguagliare le capacità termiche
dei lembi) - Saldatura eseguita con il
procedimento TIG (caso a) o con elettrodi
rivestiti (caso b).
quanto più cioè sarebbe forte il ritiro se i
pezzi fossero liberi; poco perciò è da
attendersi da particolari modi operatori.
Questi invece possono essere efficaci
nell’attenuare gli sforzi di ritiro se i
pezzi non sono esternamente vincolati,
se la saldatura è cioè assoggettata solo
all’autovincolo costituito dalle parti
fredde o già raffreddate del pezzo stesso.
Si è visto così come nella saldatura ad
arco qualche lieve beneficio possa ottenersi
con l’effettuazione della saldatura
dal centro alle estremità anziché da una
estremità all’altra, ovvero applicando il
sistema a blocchi e facendo raffreddare
ogni blocco fino a 60°.
Dalla trattazione esposta traspare altresì
la necessità di avere saldature sane ed
effettuate con materiale sia di base sia
d’apporto che consenta una certa deformabilità
plastica sotto sforzi complessi
quando si debbano effettuare giunti su
pezzi vincolati e non sia quindi possibile
evitare l’insorgere di sforzi di ritiro né in
corso di esecuzione né a saldatura terminata.
Occorre infatti in tal caso una saldatura
che non solo dopo il suo completamento
abbia alte caratteristiche di
(a) (b)
Figura 25 - Innesto di un tubo su un corpo
cilindrico a parete sottile.

Figura 26 - Esempi di prefabbricazione modulare nel settore navale.
plasticità, ma anche atta a non dar
luogo a cricche nel corso dell’esecuzione,
cricche che avvengono più facilmente
quando le condizioni di vincolo
sotto le quali il giunto è effettuato sono
più severe.
La tendenza a fessurarsi è specialmente
accentuata nella prima passata che, per
effetto del ritiro, è attraversata da un
fascio di linee di forza che, partendo dai
pezzi adiacenti, si addensano nella sua
limitata sezione e che possono per di più
esaltarsi facilmente in corrispondenza
delle irregolarità di penetrazione spesso
inevitabili; nel corso del suo raffreddamento
il materiale può attraversare fasi
assai poco propizie a fronteggiare sforzi
complessi e può cedere di fronte a
questi.
5.2.2 Condizioni di vincolo ed ordine di
esecuzione delle saldature
Le condizioni di vincolo esterno dei
pezzi devono essere quanto più possibile
alleggerite, limitandosi ad introdurre
vincoli atti ad impedire il ritiro angolare
delle saldature che, ove non è possibile
una pre - deformazione, rappresentano
una necessità costruttiva se si vuole che
la costruzione mantenga le forme
richieste, lasciando libertà ai pezzi di
muoversi nelle altre direzioni.
Si deve cercare altresì di non creare
mediante puntatura troppo rigida, o
cavalletti applicati in sua sostituzione,
vincoli locali severi a cavallo del giunto.
Purtroppo, in pratica, la accennata
libertà di movimenti dei pezzi non è
sempre possibile ed in tali casi si ricorre
a tutti quegli espedienti che consentono
di avvicinarsi a quella condizione il più
M. Murgia - Origine delle tensioni residue in saldatura, metodologie tradizionali di misura, precauzioni e rimedi
possibile; si cercherà cioè di alimentare
il ritiro al massimo nei limiti che le
circostanze permettono. Alcuni esempi
serviranno meglio a far comprendere
questo criterio.
Nell’esempio della Figura 27 è riportato
il caso della congiunzione di due tronconi
di una trave composita a doppio T;
la sequenza migliore sarebbe la saldatura
contemporanea dei tre giunti di testa
trasversali, ma essa non è più di facile
esecuzione. Altra sequenza consigliata è
quindi la seguente: si saldino prima i
giunti di testa delle piattabande, se
possibile contemporaneamente e simmetricamente,
dopo aver liberato (o aver
lasciato libero) un, tratto adeguato delle
saldature di unione delle piattabande
all’anima. Si saldi poi il giunto di testa
dell’anima ed infine si completino i tratti
longitudinali di saldatura che uniscono
l’anima alle piattabande.
Nell’esempio della Figura 28 si indica
una sequenza consigliata nell’esecuzione
di un grande pannello piano: si
nota come non si debba in nessun caso
procedere alla saldatura dei lembi lunghi
longitudinali prima di aver saldato il
giunto trasversale che su essi “termina”
ed anzi come bisogna tenersi dietro a
questo, per non meno di 300 mm onde
lasciare la maggiore
possibile libertà al
ritiro del giunto
trasversale lungo il
proprio asse.
Nel caso di attacco
di una struttura
cellulare su un
fasciame (Fig. 29)
si segue di
solito questa sequenza; prima si preparano
separatamente il pannello piano e la
struttura cellulare corrispondente, quindi
si iniziano le saldature di collegamento a
partire dal centro ed espandendosi “a
macchia d’olio" verso la periferia in
modo da permettere al materiale di
compiere il più liberamente possibile il
suo ritiro verso la zona centrale, secondo
l’ordine di esecuzione segnato nella
figura.
Anche il preriscaldo localizzato, nel
caso di saldatura di materiali fragili, può
essere sfruttato allo scopo di diminuire
le tensioni di saldatura alimentando il
ritiro.
L’operazione del preriscaldo deve
iniziare prima della saldatura in modo
che la zona del giunto possa giungere al
voluto regime termico, ma deve poi
continuare durante tutto il tempo della
saldatura.
Un caso frequente di applicazione del
preriscaldo localizzato è quello della
riparazione di pezzi di ghisa; esso deve
eliminare le tensioni residue in questo
materiale fragile, poco resistente agli
sforzi di trazione. Il preriscaldo deve
pertanto essere applicato in modo da
tendere ad aumentare il distacco dei
lembi da saldare sicché, cessando poi ad
Preparazione dei due tronconi Giunzione
Figura 27 - Esempio di sequenza delle
saldature per una trave composta a doppio T.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
35

M. Murgia - Origine delle tensioni residue in saldatura, metodologie tradizionali di misura, precauzioni e rimedi
Figura 28 - Esempio di sequenza di saldatura
nella composizione di un grande pannello
piano.
un tempo saldatura e preriscaldo, il
pezzo possa ritirarsi in modo uniforme
nel suo insieme e senza produrre
tensioni.
Nella Figura 30 sono riportati semplici
casi di riparazione con saldatura di pezzi
fusi di ghisa, indicandovi le zone di
preriscaldo intorno a 500°÷600°C; si
vede come il preriscaldo tende ad allontanare
i lembi del giunto durante la
saldatura; si può così alimentare il ritiro
durante il raffreddamento e perciò diminuire
od eliminare le tensioni residue a
giunto ultimato.
5.3 Rimedi dopo saldatura
Vari mezzi, che qui esaminiamo,
possono essere utilizzati allo scopo di
ridurre od eliminare, a saldatura finita, le
deformazioni o le sollecitazioni di ritiro.
5.3.1 Calde di ritiro
Il principio delle calde di ritiro prevede
un riscaldamento localizzato che, grazie
al ricalcamento a caldo del materiale
riscaldato, permette di ridurre la
lunghezza delle sue fibre a raffreddamento
avvenuto. Facciamo due esempi:
• la saldatura AB, eseguita nel pezzo
della Figura 31, ha prodotto l’inarcamento
dello stesso, come si nota nella
stessa figura.
Per raddrizzare il pezzo si possono
applicare delle calde di ritiro lungo la
superficie più allungata, ottenendo
una penetrazione triangolare della
zona portata alla temperatura di ricalcamento
(600°÷800°C);
• la saldatura di lamiere sottili spesso
ne provoca l’ondulazione per carico
di punta dovuto alle sollecitazioni
longitudinali: si possono togliere tali
36 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
deformazioni applicando
una serie di
calde di ritiro sulle
facce delle lamiere in
modo da metterle in
tensione.
5.3.2 Trattamento di
distensione (in
forno)
Il suo principio è legato
al fatto che, ad alta temperatura, il carico
di snervamento del materiale è ridotto a
valori praticamente ridotti. Ad esempio,
nel caso dell’acciaio al carbonio, nell’intervallo
compreso tra 600° e 650°C il
suddetto valore è dell’ordine di 40 ÷ 50
N/mm 2 .
Pertanto, riscaldando tutto un complesso
saldato alla suddetta temperatura e
mantenendovelo per un tempo sufficiente,
le tensioni si rilassano riducendosi
al valore del carico di snervamento
a questa temperatura. A seguito di questo
rilassamento si sviluppano delle deformazioni
plastiche per cui dopo il trattamento
termico le dimensioni del
complesso presentano delle variazioni
più o meno sensibili.
Zona da
preriscaldare
Giunto da saldare Giunto da saldare
Figura 29 - Sequenza di saldatura
nell'unione di una struttura cellulare su un
fasciame (giunti d'angolo).
Vengono inoltre eliminate le punte di
durezza (che possono essere sensibili nel
caso di grossi spessori di acciai a facile
tempra, pur usando le dovute precauzioni)
e questo addolcimento, con la
concomitanza favorevole della distensione
delle tensioni residue, previene
grandemente le possibilità di rotture
fragili. Il trattamento termico di distensione
viene effettuato in pratica
mettendo tutta la struttura saldata in
forno e sottoponendola ad un riscaldamento
sufficientemente lento in modo da
garantire una distribuzione della temperatura
ragionevolmente uniforme entro
la massa metallica (per esempio, inferiore
a 6000°C/h divisi per lo spessore
massimo espresso in millimetri).
Zona da
preriscaldare
Zona da
preriscaldare
Figura 30 - Esempi di riparazione con l'applicazione di preriscaldi compensativi.
6
5 5 3 3 1 1 3 3 5 5
5
6 4 4 1 1 1 1 6 6
6 4 2 2 4
5
3
3
1
6
4 2 2
4
6 6 4 4 2 2 4 4 6 6
1
3
3
5
5
Frattura
da riparare

A
M N
Calde di ritiro
Figura 31 - Applicazione di calde di ritiro
per il contenimento delle deformazioni di una
trave composta a T.
La permanenza in forno a 600°÷650°C
va proporzionata in base agli spessori
componenti la struttura (in genere, 2’
ogni millimetro) e comunque non deve
mai essere inferiore a 30 min.
Anche il successivo raffreddamento va
effettuato in modo da mantenere
uniforme la temperatura entro la massa
metallica, altrimenti verrebbero a
nascere nuove tensioni interne. La velocità
di raffreddamento è quindi strettamente
legata allo spessore massimo del
manufatto.
Questo trattamento è vantaggioso e
pertanto utilizzato soprattutto nei casi di:
• saldatura degli acciai a maggior resistenza;
• saldatura di strutture composte di
elementi di grosso spessore e di
giunti rigidi;
• recipienti a pressione particolarmente
importanti;
• strutture saldate suscettibili di successive
lavorazioni meccaniche.
Una possibilità intermedia tra il trattamento
globale in forno e quello localizzato
è il trattamento ottenuto introducendo
in forno una sola parte
dell’elemento da trattare.
L’efficacia della distensione ottenuta
dipende, tra l’altro, dal gradiente di
temperatura che si è prodotto sulla parte
rimasta all’esterno del forno durante
l’ultimo trattamento in relazione alla
presenza o meno, in tale parte, di variazioni
della forma costruttiva.
A seguito di ciò, la distensione di tale
parte potrà pertanto non essere
completa; tuttavia, il trattamento è in
grado di eliminare efficacemente le
punte di tensione e le brusche variazioni
dovute alla presenza di cordoni di saldatura.
5.3.3 Trattamento termico localizzato
È la soluzione cui a volte si ricorre
quando non è possibile effettuare il trat-
M. Murgia - Origine delle tensioni residue in saldatura, metodologie tradizionali di misura, precauzioni e rimedi
tamento integrale
B
della struttura in
forno (caso di
grossi complessi
oppure di saldature
eseguite in opera).
Questo metodo va
impiegato con
molta oculatezza,
limitandolo ai casi
nei quali la sua
adozione può apportare un reale beneficio
nei confronti delle tensioni interne.
Infatti, sempre riferendoci al caso
dell’acciaio al carbonio, è necessario
tenere presente che questo trattamento
dà luogo al riscaldamento localizzato a
600°÷650°C di una zona con carico di
snervamento ridotto a valori trascurabili.
La zona riscaldata tende a dilatarsi, ma,
impedita dalla massa circostante fredda,
si ricalca secondo le modalità viste. Al
successivo raffreddamento è ancora la
massa circostante fredda che si oppone
alla contrazione, per cui in definitiva si
forma uno stato di trazione nella zona
riscaldata cui fa equilibrio uno stato di
compressione nell’immediato intorno
della massa rimasta fredda.
Questo stato di sollecitazione si differenzia
da quello precedente (dovuto alla
saldatura) per un ampliamento della
zona massima di tensione, che dal giunto
saldato si allarga nelle vicinanze della
zona di confine tra zona riscaldata e
zona mantenuta sufficientemente fredda.
In pratica, l’unico caso in cui il trattamento
di ricottura localizzato può
portare ad un certo beneficio è il caso di
giunti circonferenziali di tubazioni o
comunque di costruzioni a geometria
cilindrica libere di dilatarsi longitudinalmente.
In questo caso sussiste la possibilità
da parte del tubo di subire dilatazioni
cìrconferenziali infinitesime, che riducono
la condizione di autovincolo della
parte riscaldata in corso di dilatazione
rendendo minimo il ricalcamento di
questa zona. Per questi giunti si ha
quindi la possibilità di conseguire un
certo effetto di distensione.
Il metodo viene impiegato, in pratica,
riscaldando una fascia a cavallo del
giunto saldato; è da notare che la
larghezza di tale fascia può variare anche
significativamente prendendo in considerazione
i criteri contenuti in alcuni dei
più autorevoli codici o norme applicati
sul piano nazionale o internazionale.
Precisiamo che le considerazioni svolte
non si applicano per i giunti longitudinali
dei tubi, per i quali il trattamento
localizzato non presenta nessun
vantaggio.
Si deve quindi osservare che buona parte
dei trattamenti termici di distensione
localizzati agisce principalmente come
trattamento di rinvenimento di strutture
rese poco duttili dai cicli termici di
saldatura; il loro effetto di distensione
non elimina, per contro, i forti gradienti
di tensione esistenti nella zona termicamente
alterata dei giunti, ma lascia
sussistere nei giunti stessi (in ZTA ed in
due fasce di materiale immediatamente
adiacenti) tensioni residue di entità non
trascurabile, funzione del tipo di acciaio,
della temperatura di trattamento e dalle
dimensioni dell’elemento.
Di conseguenza, il risultato di un trattamento
localizzato eseguito con tali
criteri è di certo diverso da quello di un
trattamento di distensione in forno
eseguito sull’intero apparecchio; manca
comunque una sperimentazione mirata a
mettere in luce le reali conseguenze
pratiche che tale differenza può comportare,
ad esempio dal punto di vista dei
rischi di rottura fragile.
5.3.4 Trattamento di stiramento alla
fiamma
Il suo concetto discende immediatamente
da quanto visto a proposito
dell’applicazione temporanea di un
carico al telaio raffigurante il modello di
un giunto saldato. Infatti l’applicazione
di un carico dì trazione agente secondo
l’asse del cordone provoca uno scorrimento
plastico della zona tesa che porta,
dopo l’eliminazione del carico, ad una
nuova distribuzione delle tensioni longitudinali,
con diminuzione di quelle più
elevate.
Nel caso di questo trattamento lo stiramento
del giunto viene conseguito attraverso
il riscaldamento di due strisce a
cavallo del cordone: nascono così le
dilatazioni termiche che portano agli
scorrimenti plastici desiderati nella zona
centrale tesa (Fig. 32). L’effetto termico
viene quindi sfruttato unicamente per
provocare un effetto meccanico di
trazione sul giunto saldato.
È pertanto opportuno che le due zone
laterali riscaldate mantengano le proprie
deformazioni non molto al di fuori del
campo elastico, evitando marcati feno-
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
37

M. Murgia - Origine delle tensioni residue in saldatura, metodologie tradizionali di misura, precauzioni e rimedi
Sollecitazioni longitudinali (N/mm 2 )
Sollecitazioni trasversali (N/mm 2 )
N/mm 2
Compressione o tensione
Sollecitazione longitudinale
dopo saldatura
Zona riscaldata
180°-200°
38 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
Lamiera da m. 2x1,20
Sollecitazione longitudinale
dopo il trattamento di
distensione a bassa
temperatura
Sollecitazione trasversale
dopo il trattamento di distensione
a bassa temperatura
Zona riscaldata
180°-200°
Figura 32 - Effetto del trattamento di distensione a bassa temperatura sulle tensioni di ritiro.
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 di
martellatura.
senza martellatura
martellatura di tutte le passate tranne la prima, subito dopo l’esecuzione di ciascuna
martellatura delle passate di superficie, dopo raffreddamento
Figura 34 - Variazione delle tensioni residue trasversali di saldatura a seguito di martellatura.
meni di ricalcamento che altererebbero
il risultato. Le deformazioni plastiche
devono intervenire soprattutto nella
zona centrale che si trova già sollecitata
allo snervamento ed è costretta a seguire
per congruenza le zone laterali. Per
questo motivo la temperatura delle zone
laterali non deve superare i 200°÷250°C,
mentre posizione, potenza termica e
velocità di avanzamento delle fiamme
vanno regolate in funzione dello spessore
e dimensioni degli elementi che
compongono il giunto.
Va precisato che questo metodo ha
influenza solo sulle tensioni longitudinali;
quelle trasversali rimangono inalterate,
dopo il trattamento.
5.3.5 Martellatura
La martellatura della saldatura può
assolvere il duplice scopo di raddrizzare
i pezzi deformati e di eliminare o ridurre
le tensioni residue di saldatura; essa
infatti è in grado di produrre delle deformazioni
plastiche locali che, se opportunamente
provocate, possono raggiungere
i due suddetti scopi.
Esempi sperimentali dei risultati ottenuti
con martellatura sono riportati nei
diagrammi della Figura 33 (per sollecitazioni
longitudinali) e della Figura 34
(per sollecitazioni trasversali). Tali
diagrammi, tracciati da Jonassen,
Merian e De Garmo, mettono in
evidenza la riduzione di sollecitazione
nel caso di piastre vincolate specie dopo
martellatura a freddo delle passate finali.
La martellatura deve essere eseguita
passata per passata in modo da allungare
con gradualità le zone soggette a
tensione ed effettuata con perizia da
personale esperto.
Essa infatti, con l’aumentare delle deformazioni
plastiche, può produrre pericolose
sollecitazioni di tensione nelle zone
adiacenti, incrudire il materiale ed anche
peggiorare le proprietà di certi acciai nei
riguardi dell’invecchiamento.
Di conseguenza non è consigliabile
effettuare, nella pratica delle costruzioni,
la martellatura sulle passate finali,
mancando in questo caso l’effetto di trattamento
termico delle passate successive.
5.3.6 Trattamento di distensione per
vibrazione - VSR
Soprattutto nel caso in cui il tradizionale
trattamento termico di distensione (TSR,

Figura 35 - Il trattamento VSR di un componente di grandi dimensioni.
Thermal Stress Relieving) si presenti
difficoltoso, critico o impossibile per i
volumi e le masse in gioco può essere
valutata l’effettuazione di un trattamento
di distensione per vibrazione (VSR,
Vibratory Stress Relieving).
Il principio fisico del metodo è basato
sull’induzione del pezzo di vibrazioni di
frequenza inferiore o pari a quelle di
risonanza del componente allo scopo di
ridurre l’entità delle tensioni residue di
picco, quindi anche di quelle medie,
attraverso l’energia associata alle onde
elastiche responsabili delle vibrazioni:
tale energia può consentire micro deformazioni
a livello reticolare che consen-
Bibliografia
M. Murgia - Origine delle tensioni residue in saldatura, metodologie tradizionali di misura, precauzioni e rimedi
tono alla struttura
del manufatto di
trovare condizioni
di minore
energia, quindi di
maggiore stabilità.
Nel caso di
fabbricazione di
strutture non
soggette a pressione
interna,
considerando le
dimensioni e le
geometrie talvolta
in gioco, il trattamento si può rivelare di
interesse, specie alla luce di talune indicazioni
riportate da norme o codici che
sconsigliano per ragioni microstrutturali
l’effettuazione del classico TSR (è il
caso dell’americano AWS D1.1, relativamente
agli acciai tipo ASTM A514,
A517, A709 o grado 100).
Per quanto non sia facile reperire informazioni
scientificamente attendibili su
prove validate con criteri industriali,
sembra che l’impiego di frequenze pari a
quelle di risonanza dia risultati più efficaci
rispetto alle frequenze inferiori.
Michele MURGIA, laureato in Ingegneria Meccanica presso la Facoltà di
Ingegneria dell’Università di Genova nel 1991, è entrato all’Istituto Italiano
della Saldatura nel 1992 ed ha maturato esperienza nel settore della formazione
e dell’assistenza tecnica, con particolare riguardo ai controlli non
distruttivi e alla saldatura di materiali termoplastici e compositi. È certificato
European / International Welding Engineer, European Welding Inspection
Engineer / International Welding Inspector Comprehensive, Livello 3 EN 473.
Coordina i Gruppi di Lavoro “Requisiti di qualità in saldatura” ed “Incollaggio
di tubazioni e raccordi di PVC ed ABS” della Sottocommissione Mista
UNI “Saldature” - UNIPLAST “Saldatura delle materie plastiche” di cui è
Presidente dal 2005; è membro del Comitato “Plastic welding” dell’EWF
(European Welding Federation) e, dal 2001, del Group A “Education, training
and qualification” dello IAB (International Authorisation Board)
dell’IIW (International Institute of Welding). Responsabile dell’Area saldatura
materie plastiche dell’IIS nel 1994, dell’Area corsi teorici nel 1996,
attualmente ricopre il ruolo di Responsabile dell’intera Divisione Formazione
ed Insegnamento dell’Istituto Italiano della Saldatura.
[1] Radaj D.: «Welding residual stresses and distortion, Calculation and measurement».
[2] Istituto Italiano della Saldatura: «Tensioni e deformazioni in saldatura».
[3] BS 7910:2005: «Guide to methods for assessing the acceptability of flaws in metallic structures».
[4] British Energy R6, Revision 4.
[5] API 579: «Fitness for service evaluation of pressure vessels and equipment».
[6] Withers P.J. and Bhadeshia H.K. D.H.: «Residual stress. Nature, origins and measurement».
[7] Withers P.J.: «Encyclopedia of materials science and technology», (ed. K.H.J. Buschow et al.); 2001, Oxford, Pergamon.
[8] Bouchard P.J.: «Encyclopedia of materials science and technology», (ed. K. H.J. Buschow et al.), 2001, Oxford, Pergamon.
[9] Flavenot J.F.: «Handbook of measurement of residual stresses», (ed. J. Lu), pp. 35-48; 1996, Lilburn, GA, Society for
Experimental Mechanics.
(10) Franxois M., Sprauel J.M., Dehan C.F., James M.R., Convert F., Lu J., Lebrun J.L., Ji N. and Hendricks R.W.: «Handbook
of measurement of residual stresses», (Ed. J. Lu), pp. 71-131; 1996, Lilburn, Ga, Society For Experimental Mechanics.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
39

Saldatura per diffusione,
un esempio di rapid tooling
J. Wilden *
J.P. Bergmann *
S. Jahn *
M. Sagrauske *
Sommario / Summary
La saldatura per diffusione viene spesso indicata come un
metodo di giunzione poco economico e con lunghi tempi.
In verità un corretto uso di questa metodologia dimostra che la
saldatura per diffusione rappresenta un processo di saldatura
con molteplici aspetti positivi in particolare per applicazioni,
in cui debbano essere ricavate strutture interne per liquidi di
processo.
L’articolo vuole dare uno spunto sulle varie possibilità e sui
gradi di libertà, che possono essere raggiunti con la saldatura
per diffusione e concetti di rapid tooling. In questo articolo
vengono presentati alcuni esempi ed alcune applicazioni.
The application of diffusion welding in production of tools as
well as components, which have internal channels, is a very
successful way in order to increase functionality of structures
for micro-application.
* TU Ilmenau - Fachgebiet Fertigungstechnik - Ilmenau (Germania).
Indeed the slicing of bulk-components reduces complicated
3-D shapes into a molteplicity of 2-D slices, which can be
easily processed and then joined to each other. Diffusion
welding of tempered tools was performed and some strategies
as well as the methodology are reported in this paper. Further
diffusion welding of different materials to each other represents
a new way in order to enhance the performance of such
components.
Keywords:
Diffusion welding; optimisation; process procedures; solid
phase welding; utilisation; welding without filler.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
43

Wilden J. et al. - Saldatura per diffusione, un esempio di rapid tooling
Introduzione
Gli sviluppi degli ultimi anni hanno delineato
nuovi trends nella progettazione e
costruzione di componenti per l’industria
ad esempio meccanica, chimica o
per la lavorazione delle plastiche.
In particolare la richiesta di utensili con
un’elevata funzionalità e piccole dimensioni
richiedono un’ulteriore strutturazione,
in modo da localizzare le funzioni
di processo in piccoli volumi. Si pensi,
ad esempio, a scambiatori termici per
sorgenti laser, oppure a microreattori o
ad utensili per la lavorazione delle
plastiche. In ognuno di questi componenti
sono richiesti canali interni di
diverse forme, direzione e geometria,
che servono o per i liquidi di processo o
per il raffreddamento o riscaldamento
mirato dell’utensile.
La lavorazione delle plastiche per pressofusione
è fortemente caratterizzata da
ridotti tempi di ciclo, che possono essere
raggiunti con un raffreddamento del
fuso. Questo, però, deve avvenire in
modo tale, che anche su lunghi percorsi
non avvenga una solidificazione, con
otturazione degli ugelli, anche per
componenti di forma complicata. L’apportare
canali sia di raffreddamento che
di riscaldamento nelle vicinanze delle
pareti, rappresenta una soluzione per
incrementare la qualità e la riproducibilità
del processo, come riportato nella
Figura 1.
La geometria e la posizione dei canali
rappresenta un fatto determinante per il
ciclo termico. Si prenda l’esempio di
due tipi di strutturazione come rappresentati
nella Figura 2.
Sebbene la sezione totale dei canali di
raffreddamento sia rimasta costante tra
le due soluzioni, è possibile notare che
sulla superficie superiore del componente/utensile,
nel caso di un elevato
numero di canali di dimensioni più
piccole, viene raggiunta una regione con
una distribuzione della temperatura
uniforme più estesa. Ed è proprio sotto
questi aspetti, che a seguito della persi-
44 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
Plastica fusa
Figura 1 - Esempio di strutturazione interna di utensili per la lavorazione delle plastiche.
stente miniaturizzazione di componenti
plastici per le applicazioni medicali
oppure per la meccanica di precisione,
sono necessarie nuove metodologie,
come quella di rapid tooling.
Si pensi ad esempio al componente della
Figura 3, in cui sono previsti canali con
un andamento elicoidale. Questo non
può essere prodotto tramite lavorazione
per asportazione di truciolo, bensì con
un metodo di prototipazione rapida.
L’utensile viene diviso virtualmente in
un numero di lamelle, che possono avere
spessore da pochi micrometri fino a
Sezione totale dei
canali: 30 mm 2
Perimetro totale
120 mm
Perimetro totale
34 mm
Plastica solidificata
Canali per il raffreddamento ed il riscaldamento
qualche millimetro, ma che hanno una
geometria diversa. Nel caso di microstrutturazione
vengono spesso richiesti
canali con una sezione di 50x50 μm 2 .
Dopo aver semplificato il componente in
un numero di lamelle con diverse caratteristiche
(“Slicing”), queste possono
essere lavorate singolarmente tramite ad
esempio taglio al laser. Ricompattando i
singoli lamierini e congiungendoli è
possibile ricreare le geometrie interne
come da disegno di progetto (Fig. 4).
Questa metodologia offre il vantaggio di
un elevato numero di gradi libertà nella
Superficie da raffreddare
Figura 2 - Influenza del tipo di strutturazione sulla distribuzione della temperatura in superficie.

Riscaldamento
Figura 3 - Esempio di utensile per la
pressofusione.
progettazione dei canali interni. La giunzione
delle singole lamelle fino a
formare un componente massivo, deve
condurre ad una giunzione sulla
completa superficie. Inoltre per alcune
applicazioni in campo chimico, il
componente deve avere elevate caratteristiche
di resistenza alla corrosione.
La saldobrasatura in forno delle singole
lamelle rappresenta sicuramente un
metodo di giunzione, anche se l’utilizzo
di materiali di brasatura riduce spesso la
temperatura di esercizio e la resistenza
alla corrosione. In alcuni casi, inoltre, i
canali vengono intasati da alcuni resti
Raffreddamento
Wilden J. et al. - Saldatura per diffusione, un esempio di rapid tooling
del materiale solidificato.
La saldatura per
diffusione rappresenta
in questo caso un’ottima
soluzione per
produrre utensili con
elevate proprietà
meccaniche.
Saldatura per
diffusione
La saldatura per diffusione
viene raggruppata
tra i metodi di
saldatura allo stato
solido ed avviene a
temperature omologhe
tra 0,5-0,8. La diffusione
dei singoli atomi
oltre la superficie di
contatto avviene
secondo la legge di
Fick, per la quale lo
spostamento (x) è
direttamente proporzionale
alla temperatura
(T in [K]), al
tempo (t in [s]) ed
inversamente proporzionale (andamento
esponenziale) alla energia di attivazione
[Q in kJ/mol] [1]:
La diffusione può avvenire in tre modi
(Fig. 5): in superficie, ai bordi di grano o
nel volume.
L’energia di attivazione ha un valore
massimo nel volume, mentre il minimo è
in superficie [2].
All’atto pratico la superficie di contatto
tra i componenti da saldare presenta
ossidi, che possono influenzare la saldatura.
Sulle due superfici in contatto
agisce una pressione meccanica che può
avere valori molto diversi da pochi
N/mm 2 fino a 40 N/mm 2 e che dipende
dai materiali utilizzati e dalla finitura
superficiale.
Un modello macroscopico sull’andamento
del processo di saldatura per diffusione
viene presentato in (Fig. 6 [3]).
L’unione può essere descritta tramite uno
stadio iniziale e tre stadi che si susseguono.
Nella fase iniziale vengono a contatto
solo pochi punti sulla superficie, che
presenta una relativa rugosità. Con
aumento della temperatura e grazie alla
presenza di una forza, che agisce inizialmente
localmente, il materiale si
deforma (scorrimento plastico e viscoso)
e la superficie di contatto aumenta (la
deformazione totale del componente è di
circa 2-3%). Proprio in questa fase viene
distrutto lo strato continuo di ossido in
superficie. Una nuova ossidazione della
superficie non può più avvenire, visto
che ci si trova in condizioni inerti. La
rugosità delle superfici deve avere un
valore di R a pari a 0,3-0,4 μm.
In un secondo stadio in cui i due componenti
sono a stretto contatto tra loro, si
assiste a fenomeni diffusivi di diverso
tipo. Dal punto di vista fenomenologico
il volume degli spazi vuoti presenti tra le
superfici viene ridotto, mentre dal punto
di vista metallurgico si hanno diversi
fenomeni che si sovrappongono (Fig. 7
[4]):
• Scorrimento plastico nelle zone con
una elevata sollecitazione di pressione
meccanica.
• Diffusione superficiale (1-3) che
parte dalla superficie degli spazi vuoti
verso la zona di contatto (riduzione
Disegno di
progetto Slicing Taglio Giunzione Finishing Utensile
Figura 4 - Metodologia per la costruzione di utensili con strutture interne.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
45

Wilden J. et al. - Saldatura per diffusione, un esempio di rapid tooling
Figura 5 - Diversi percorsi di diffusione.
della superficie a volume costante)
con una ridistribuzione del materiale.
• Diffusione di volume, dall’interno del
componente alla superficie di
contatto (2).
• Diffusione ai bordi di grano (4) dalla
zona saldata alla zona di contatto e
riduzione del volume delle zone non
saldate.
• Diffusione di volume dall’interfaccia
alla zona di contatto (5).
• Scorrimento viscoso (6).
In un ultimo stadio predomina la diffusione
per volume, che porta alla riduzione
di zone non saldate all’interno dei
singoli grani. Un esempio di giunto
saldato in Ti6Al4V è riportato nella
Figura 8.
Per lo sviluppo del processo di saldatura
vengono considerati in linea di massima
tre parametri: tempo, temperatura e pressione
meccanica. In particolare secondo
la legge di Fick vale che, per elevate
Figura 7 - Andamento microscopico della
saldatura per diffusione ([4])
46 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
temperature è possibile ridurre il tempo
di saldatura e viceversa.
Nella Figura 9 è riportato un microscambiatore
di calore prodotto tramite saldatura
per diffusione di lamierini di materiale
austenitico 1.4301 (X4CrNi18 9).
In questo caso la saldatura è avvenuta a
1050°C per una durata di 60 minuti.
In realtà nel caso di componenti con
microcanali da 50-100 μm devono essere
prese delle precauzioni a tale riguardo.
In effetti per elevate pressioni meccaniche,
deve essere mantenuta bassa la
temperatura e quindi allungati i tempi,
poiché altrimenti si assiste ad una
elevata deformazione delle lamelle e dei
canali. Per basse pressioni, invece, sono
visibili dopo saldatura regioni in cui non
è avvenuta la giunzione tra le lamiere.
Nella Figura 10 è riportato un simile
comportamento per la saldatura per
diffusione di lamierini da 200μm di
acciaio austenitico 1.4301 (X4CrNi18 9)
Situazione iniziale
Poche zone di contatto a basse temperature
Stadio 1
Aumento della superficie di contatto
con scorrimento plastico
Stadio 2
Riduzione delle zone non saldate e crescita
di grani oltre l’interfaccia
Stadio 3
Riduzione delle zone non saldate
Figura 6 - Modello macroscopico
sull’andamento della diffusione
(secondo [1]).
a 1050°C per una durata di 60 minuti.
Nel primo caso in cui è stata esercitata
una pressione molto bassa pari a 0,6
N/mm 2 è possibile riconoscere zone in
cui non vi è una unione tra le lamelle.
Nel caso di una pressione 10 volte
maggiore (6 N/mm 2 ) non risultano zone
non saldate, bensì una deformazione del
canale.
Una soluzione a questo problema può
essere presa introducendo già in fase di
progetto delle superfici dedicate, che
servano da compensazione e che
possano essere deformate senza perdita
delle funzionalità del componente.
Una simulazione viene rappresentata in
Figura 11 a) ed indica, che con l’apporto
di superfici di compensazione, la forma
del canale rimane pressochè inalterata.
Il risultato sperimentale è riportato in
Figura 11 b) e conferma la modellazione.
Inoltre sono da considerare in maniera
maggiore effetti dovuti alla lavorazione,
Figura 8 - Giunto saldato per diffusione di
Ti6Al4V.

Figura 9 - Esempio di rapid tooling per uno scambiatore di calore.
Figura 10 - Esempio di ottimizzazione del processo di saldatura.
a)
b)
Figura 11 - a) Modellazione della forma del
canale e b) risultato sperimentale.
Zone con giunzione difettosa
Deformazione del canale
con compensazione
senza compensazione con compensazione
Wilden J. et al. - Saldatura per diffusione, un esempio di rapid tooling
Lamella 1
Lamella 2
Lamella 3
Lamella 4
Lamella 3
Lamella 2
Lamella 1
al posizionamento ed alla successione
delle saldature. Proprio l’influenza di
quest’ultima viene descritta in modo
esemplificativo per la struttura della
Figura 12, in cui la trasmissione della
forza (pressione) da lamella a lamella
non avviene in modo uniforme per la
presenza di discontinuità.
Qualora venga eseguita una unica saldatura,
la mancanza di una continuità di
materiale tra le lamelle risulta come una
“non saldatura” (Fig. 13 a). In casi come
questi è consigliabile suddividere il
componente in sottogruppi e, ad
esempio, effettuare prima la saldatura
dei gruppi 1 e 2, poi la saldatura conclusiva
(Fig. 13 b).
Un esempio di rapid tooling
Il componente della Figura 14 è stato
saldato per diffusione con una batteria di
canali da 100μm che si trovano in prossimità
della superficie. Un test delle
proprietà è stato effettuato misurando la
variazione della temperatura in superficie
sia con termocoppie, che per emissione
(termografia).
Il diagramma della Figura 15 mostra la
curva di riscaldamento (con una velocità
di 3,8 K/s) e di raffreddamento (6,5 K/s)
della superficie in funzione della temperatura
del medium refrigerante (in
Figura 12 - Struttura di prova con canali
nelle lamelle 2 e 3 sfalsati.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
A
B
47

Wilden J. et al. - Saldatura per diffusione, un esempio di rapid tooling
Figura 13 - a) Saldatura unica e b) saldatura modulare.
questo caso acqua con portata tra 5,8 e
13,5 l/min).
La distribuzione della temperatura in
superficie conferma inoltre, che un
campo di temperatura uniforme viene
raggiunto dopo 13 secondi in fase di
Figura 14 - Esempio di utensile con struttura
integrale.
Temperatur [°C]
a)
Temperaturverlauf Aufheizen
Zeit [s]
48 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
Lamella 1
Lamella 3
Lamella 2
riscaldamento, mentre sono necessari
circa 25 secondi durante il raffreddamento
(Fig. 16).
Aufheizen (T = 73° C, 5,8 l/min)
Aufheizen (T = 68° C, 5,8 l/min)
Aufheizen (T = 67° C, 13,5 l/min)
Possibilità di
produrre
componenti
fit-for pourpose
La saldatura per
diffusione presenta
ulteriori potenzialità,
che possono
essere usate per la
prototipazione di
utensili.
In particolare il fatto
che la giunzione
avvenga allo stato
solido dà la possibilità
di combinare
diversi materiali tra
loro, senza che si
compongano fasi
intermetalliche.
Le proprietà del
rame, che ha una elevata conducibilità
termica e dell’acciaio, che porta le caratteristiche
meccaniche, possono essere
combinate in un unico prodotto (Fig. 17)
senza dovere ricorrere ad una saldatura
per fusione.
Una parte della fase di ottimizzazione
del processo di saldatura è riportata nella
Figura 18. La temperatura ottimale è di
circa 680°C ed il tempo di permanenza
di circa 60 minuti.
Nel caso di materiali in lega leggera
come alluminio e titanio, che non
possono essere saldati per fusione, la
saldatura per diffusione permette di
evitare la formazione di fasi intermetalliche
(Fig. 19). In questo caso la diffusione
dell’alluminio avviene in modo
controllato nella zona di miscibilità
dell’alluminio nel titanio. Il limite di
miscibilità è di ca. 10-at.-% alle temperature
di 500-550 °C.
Nella Figura 20 sono riportati due
esempi di saldatura per diffusione tra
alluminio e titanio a 550°C per 15 e 45
minuti. La zona di diffusione che si
forma è tra 2-3 μm di spessore.
Conclusione
La saldatura per diffusione presenta
molteplici aspetti positivi, che possono
essere utilizzati per la produzione di
componenti, che abbiano caratteristiche
meccaniche e termiche pertinenti. Nel
corso dell’ articolo sono stati descritti
metodologie e strategie per la ottimizzazione
del processo e per il miglioramento
delle proprietà del componente.
Temperaturverlauf Kühlen
Figura 15 - Andamento della temperatura a) in fase di riscaldamento e b) in fase di raffreddamento in funzione della temperatura del liqudo
refrigerante.
Temperatur [°C]
b)
Zeit [s]
Kühlen (T = 18° C, 10,0 l/min)
Kühlen (T = 18° C, 10,0 l/min)
Kühlen (T = 26° C, 13,5 l/min)

a) riscaldamento
b) raffreddamento
Figura 16 - Misura della distribuzione della
temperatura in superficie tramite termografia.
Figura 18 - Diverse prove di saldatura per diffusione di acciaio da utensili con rame.
In particolare la saldatura per diffusione
permette di ampliare lo spettro di materiali
da utilizzare. La giunzione avviene
a temperature al di sotto della temperatura
di fusione e senza l’utilizzo di materiali
d’apporto.
Ringraziamenti
Gli autori desiderano ringraziare l’Associazione
per la ricerca “Deutscher
Verband für Schweißen und verwandte
Verfahren” (FV DVS), l’Associazione
per la ricerca industriale (AiF) ed il
Ministero per l’Industria della Repubblice
Federale Tedesca, che hanno
finanziato le ricerche nell’ambito di
due progetti di ricerca: “Saldatura per
diffusione di utensili per microlavorazione”
(AiF-Nr.:13.772 B, 1.8.2003-
31.7.2005) e “Saldatura per diffusione
di giunti misti a base titanio” (AiF-
Nr.:13.772 B, 1.9.2006-31.8.2008).
Wilden J. et al. - Saldatura per diffusione, un esempio di rapid tooling
Acciaio
resistenza all’usura
Rame
elevata conducibilità
termica
Superficie di lavorazione
1.2767 1.2767 1.2767
Cu
irregolarità irregolarità
Cu Cu
T = 610 °C, t = 30 min T = 680 °C, t = 30 min T = 680 °C, t = 60 min
Temperature °C
Weight percent aluminum
Atomic percent aluminum
Figura 17 - Esempio di ottimizzazione delle
proprietà di utensili tramite material-Mix.
Figura 19 - Diagramma di stato Ti-Al con indicazione della regione di saldatura per
diffusione [5].
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
49

Wilden J. et al. - Saldatura per diffusione, un esempio di rapid tooling
T 550°C
t=15 min
Pressione meccanica 6 N/mm 2
Zona di diffusione
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 di
ricerca in Ingegneria dei Materiali presso la RWTH Aachen. Dopo
un’esperienza in campo industriale ha fatto ritorno alla ricerca
come ingegnere capo al Lehrstuhl für Werkstofftechnologie dell’Università
di Dortmund, dove ha ottenuto la venia legendi in Tecnologie
Meccaniche. È già stato docente universitario presso l’Università
di Chemnitz (Germania) prima di diventare ordinario di
Tecnologie Meccaniche presso il Fachgebiet Fertigungstechnik
della Technische Universität Ilmenau (Germania), di cui è il direttore.
È autore e coautore di più di 200 pubblicazioni.
Simon JAHN, laureato nel 2003 presso la Technische Universität
Ilmenau, è ricercatore presso il Fachgebiet Fertigungstechnik e
capogruppo lavorazioni per asportazione di truciolo. Si occupa tra
l’altro di saldatura per diffusione di materiali metallici, di thermal
spraying così come di aspetti di nanotecnologia nei processi di giunzione.
È autore e coautore di più di 20 pubblicazioni.
50 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
Al99,5
Ti2
T 550°C
t=45 min
Pressione meccanica 6 N/mm 2
Zona di diffusione
a) b)
Al99,5
Ti2
Jean Pierre BERGMANN, laureato con lode in Ingegneria Meccanica
presso l’Università di Ancona, dottore di ricerca presso l’Università
di Bayreuth è International Welding Engineer dal 1999. Fino
al 2003 ha lavorato come ricercatore e poi come capogruppo
“Lavorazione di materiali” ed ingegnere capo presso il Lehrstuhl
Metalliche Werkstoffe dell’Università di Bayreuth (Germania). Dal
2003 è ingegnere capo e capogruppo “Saldatura/riporti superficiali”
presso il Fachgebiet Fertigungstechnik della Technische
Universität Ilmenau (Germania). Si occupa di idoneità alla saldatura
di materiali leggeri sia con tecniche tradizionali che con tecnologie
innovative, di saldatura per diffusione e di riporti superficiali
macro con plasma e laser. È autore e coautore di più di 100 pubblicazioni.
Marc SAGRAUSKE, laureato nel 2004 presso la Technische Universität
Ilmenau con una tesi sulla costruzione e produzione di uetnsili
per la pressofusione. È stato ricercatore presso il Fachgebiet Fertigungstechnik
fino al 2005.

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e intuitiva sono solo alcune delle caratteristiche
uniche che questo prodotto offre.

Agenti fisici (rumore, radiazioni e
microclima) e salute in saldatura (°)
F. Traversa *
T. Valente *
N. Debarbieri *
Sommario / Summary
Le attività di saldatura comportano l’esposizione a diversi
agenti fisici che possono avere effetti anche rilevanti sulla
salute dei lavoratori.
Ai fini della prevenzione dei danni alla salute, gli agenti di
maggiore importanza sono il rumore e gli ultrasuoni, le vibrazioni,
le radiazioni elettromagnetiche (in particolare tutto lo
spettro delle radiazioni non ionizzanti, ed ancora più in particolare
le radiazioni ottiche) ed i fattori microclimatici.
Nel presente lavoro vengono sommariamente trattati gli
effetti biologici degli agenti in questione e le concrete possibilità
di esposizione a questi fattori di rischio da parte dei
lavoratori addetti alla saldatura e tecniche collegate.
The welding tasks involve the exposure to various physical
agents who can have important effects on the health of the
workers.
(°) 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.
The most important factors to take into account are: noise,
ultrasounds, electromagnetic fields (in particular the whole
spectrum of the not ionizing radiation and above all the
optical radiation), vibrations, and microclima.
In the present job, the biological effects of such agents and
the concrete possibilities of exposure to these risk factors for
the welders and other related workers are briefly analyzed.
Keywords:
Electromagnetic fields; environment; health and safety;
noise; operators; radiation hazards; risk evaluation; vibration;
welding.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
53

F.Traversa et al. - Agenti fisici (rumore, radiazioni e microclima) e salute in saldatura
1. Rumore
I fenomeni acustici appartengono alla
famiglia dei fenomeni oscillatori meccanici
ed i parametri che li caratterizzano
sono la frequenza e l’ampiezza
dell’onda.
Le onde di compressione si traducono,
in funzione del tempo t, in una variazione
di pressione, Δp(t), all’interno
della pressione ambiente: l’orecchio,
considerato come un sensore differenziale
di pressione, capta il termine Δp(t)
come un microfono.
Le oscillazioni di frequenza compresa fra
20 Hz e 16.000 Hz sono percepibili
dall’orecchio umano come suoni: al di
fuori di questo intervallo si hanno rispettivamente
gli infrasuoni e gli ultrasuoni.
I suoni possono essere caratterizzati da
oscillazioni di una singola frequenza
(tono puro), o da una mescolanza di
oscillazioni di varia frequenza e intensità.
L’intensità del suono è una grandezza
vettoriale ed equivale alla potenza
sonora P (in Watt), trasportata da
un’onda di superficie S (in m 2 ), pertanto
si misura in Watt/m 2 . L’intensità è
proporzionale al quadrato della variazione
della pressione atmosferica che
accompagna l’onda sonora.
La differenza di intensità fra un suono
fortissimo ed un suono debolissimo è
molto elevata (un suono fortissimo ha
un’intensità pari a milioni di volte quella
di un suono debolissimo, a parità di
frequenza), perciò si è ritenuto più
conveniente esprimere l’intensità dei
suoni con una scala logaritmica, anziché
con una scala aritmetica. Si ha la
seguente equazione:
Livello di intensità L = 10 log 10 (J/J 0)
ove J/J 0 rappresenta la variazione di
intensità dal minimo livello percepibile
J 0 (pari a 10 -12 W/m 2 ) a quello del suono
in questione J, che accompagna la
trasmissione dell’onda sonora. Il livello
di intensità del suono (L) si esprime in
decibel (dB).
54 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
I suoni si possono inoltre distinguere in
suoni puri e suoni misti a seconda che
siano o no caratterizzati da una singola
frequenza.
Negli ambienti di lavoro la rumorosità
prodotta dalle varie macchine ed attività
muta le proprie caratteristiche nello
spazio e nel tempo.
1.1 La valutazione del rischio
Il metodo di misurazione deve consentire
l’elaborazione del segnale acustico
prodotto dal fenomeno fisico in modo
tale da riprodurre, quanto più fedelmente
possibile, il comportamento dell’organo
dell’udito: in pratica si deve attribuire
maggiore peso ai suoni con frequenze
medie piuttosto che a quelle basse o alte
(nel campo dell’udibile). Pertanto sono
state adottate curve di ponderazione del
segnale corrispondenti alle curve di
isosensazione sonora per i diversi livelli
di intensità e sono state indicate con le
prime lettere dell’alfabeto. Da ricerche
effettuate risulta che, nella maggior
parte delle misure di rumore industriale,
gli indici di rischio coincidano con
quelli ricavati dalla sola misura del
livello in dB(A).
Gli effetti della intensità e della durata
della stimolazione sonora sulla fatica
uditiva e sulla sordità sono interdipendenti.
Si ammette che l’entità del deficit
uditivo sia legata al prodotto fra intensità
e durata, cioè all’energia sonora.
Quantità uguali di energia dovrebbero
produrre perdite uditive uguali. In
termini di valutazione del rischio è
dunque utile valutare l’energia sonora
totale ricevuta in un tempo T, che può
essere uguale alle 8 ore di una giornata
di lavoro. L’energia totale, rapportata al
tempo T, fornisce il cosiddetto livello
acustico equivalente (LAeq,Te), che
rappresenta il livello globale della pressione
acustica ponderata A di un rumore
continuo che darebbe la stessa energia
acustica del rumore a carattere fluttuante,
tipico dell’esposizione professionale.
Vale la seguente equazione approssimata:
L Aeq,Te = 10 log (1/T) Σ 10 Li/10 t i
in cui T = durata totale della misura = Σ t i,
L i= livello i-esimo in dB(A),
t i = durata di esposizione al livello
i-esimo.
Il livello acustico equivalente è un primo
importante descrittore dell’esposizione a
rumore, ma l’indicatore che stabilisce il
rischio è il “livello di esposizione giornaliera
al rumore” (L EX,8h), che è definito
dal d. lgs. 195/06 (che ha modificato
il d. lgs. 626/94) come il valore medio,
ponderato in funzione del tempo, dei
livelli di esposizione al rumore per una
giornata lavorativa nominale di otto ore,
definito dalla norma internazionale ISO
1999: 1990 punto 3.6. Si riferisce a tutti i
rumori sul lavoro, incluso il rumore
impulsivo. È espresso con la seguente
formula:
L EX,8h = L Aeq,Te + 10 log (T e/8)
in cui T e è la durata quotidiana dell’esposizione
personale del lavoratore al
rumore in ore.
Per esposizioni variabili anche nei
diversi giorni della settimana, si può
utilizzare l’esposizione settimanale.
Il livello di esposizione giornaliera
corregge il livello acustico equivalente
tenendo conto del tempo di esposizione
giornaliero di ciascun operatore.
Un riferimento generale per la strategia
di misurazione può essere la norma
UNI 9432, che identifica tre possibili
situazioni.
Se il rumore è variabile per tutto il
tempo di esposizione, il tempo di misurazione
non può essere inferiore a
quello dell’effettiva esposizione. Se
durante le lavorazioni si possono identificare
intervalli di tempo, T p, con rumorosità
omogenea, si potranno misurare i
livelli equivalenti per intervalli di tempo
T m < T p, tali da consentire la stabilizzazione
del dato; il livello di esposizione
giornaliero può essere quindi calcolato
con la media dei singoli livelli equivalenti
per i rispettivi tempi di esposizione,
rispetto al tempo totale di esposizione.
Nella valutazione del rischio il d. lgs.
195/06 considera anche la pressione
acustica di picco (p peak), definita come è
il valore massimo della pressione
acustica istantanea ponderata in
frequenza «C».
Nella Tabella I sono riportati i valori
limite per esposizione al rumore previsti
dal d. lgs. 195/06 e gli adempimenti
richiesti al datore di lavoro per il superamento
di determinati livelli di esposizione
del personale.

TABELLA I - Esposizione professionale al rumore ed interventi richiesti.
Esposizione
L EX,8h
p peak
> 80 dB(A) 135 dB(C)
≥ 85 dB(A) 137 dB(C)
≥ 87 dB(A) 140 dB(C)
Il datore di lavoro sceglie dispositivi di
protezione individuale dell’udito che
consentono di eliminare il rischio per
l’udito o di ridurlo al minimo, previa
consultazione dei lavoratori o dei loro
rappresentanti. Egli è tenuto alla verifica
dell’efficacia dei dispositivi di protezione
individuale dell’udito.
Il datore di lavoro tiene conto dell’attenuazione
prodotta dai dispositivi di
protezione individuale dell’udito indossati
dal lavoratore solo ai fini di valutare
il rispetto dei valori limite di esposizione.
La determinazione dei L EX,8h può essere
tutt’altro che semplice: se l’attività del
lavoratore non è legata ad un ciclo lavorativo
ben definito e sempre uguale
(caso, ad esempio, dei manutentori, dei
falegnami, dei lavoratori dell’edilizia o
in generale della cantieristica), non sarà
facile o possibile trovare giornate (o
settimane) di lavoro standard. Il fatto
che le prescrizioni di legge siano legate
più a fasce di rischio che non allo specifico
L EX,8h, può essere di aiuto nella
valutazione, ma diventa arduo ottenere
quella precisione di determinazione che
sembra essere il principio ispiratore
della legge stessa.
1.2 Effetti biologici del rumore
L’esposizione ad onde acustiche deve
essere differenziata, per l’esame degli
effetti biologici, in due categorie caratterizzate
da diversi ambiti di frequenza: il
rumore udibile e gli ultrasuoni.
1.2.1 Rumori e suoni di frequenza
udibile
Le onde sonore che raggiungono il
F.Traversa et al. - Agenti fisici (rumore, radiazioni e microclima) e salute in saldatura
Intervento
Valore inferiore di azione. Il datore di lavoro mette a disposizione dei lavoratori dispositivi di
protezione individuale dell'udito.
Informazione dei lavoratori sui rischi e la sua valutazione, sulle misure adottate, sui mezzi individuali
di protezione, sul controllo sanitario (che non è obbligatorio, ma su richiesta).
Valore superiore di azione. Elabora ed applica un programma di misure tecniche e organizzative
volte a ridurre l'esposizione al rumore. I luoghi di lavoro sono indicati da appositi segnali e le
aree sono delimitate e l'accesso alle stesse è limitato (se tecnicamente possibile e giustificato). Il
datore di lavoro fa tutto il possibile per assicurare che vengano indossati i dispositivi di protezione
individuale dell'udito. Sorveglianza sanitaria.
Valore limite. Il datore di lavoro adotta misure immediate per riportare l'esposizione al di sotto
dei valori limite di esposizione e modifica le misure di protezione e di prevenzione.
nostro orecchio vengono successivamente
inviate attraverso vie nervose
particolari al cervello, che le elabora in
percezioni uditive.
Possono raggiungere il nostro cervello
solo frequenze comprese tra 20 Hz e
16.000 Hz.
Suoni e rumore di elevata intensità
possono provocare due tipi di danni:
danni all’orecchio e quindi alla funzione
uditiva, e danni cosiddetti extrauditivi.
Gli effetti dannosi più evidenti sono a
carico dell’orecchio. A seconda dell’intensità
e della durata del rumore possono
verificarsi due diverse situazioni:
• un rumore molto forte, come un’esplosione,
provoca un’onda d’urto
che dà luogo a dolore e talvolta addirittura
ad una lacerazione del
timpano; inoltre può danneggiare le
cellule sensoriali con riduzione anche
grave dell’udito;
• un rumore meno forte, ma superiore a
80-85 dB(A), protratto per molto
tempo può determinare una riduzione
dell’udito. Questa inizialmente si
manifesta con una ridotta capacità
uditiva temporanea dopo l’esposizione
a rumore, che regredisce dopo
alcune ore; dopo mesi od anni di
esposizione, la riduzione della capacità
uditiva, diventa permanente e
non regredisce neppure se si cessa del
tutto l’esposizione. Soggettivamente
compare inizialmente una difficoltà
alla percezione dei toni acuti, con
difficoltà a comprendere la conversazione
soprattutto in presenza di
rumore di fondo, che progressivamente
si trasforma in una ridotta
sensibilità uditiva più globale; si
parla in questi casi di “ipoacusia da
rumore”.
Il nostro orecchio tollera meglio: i
rumori continui (ad esempio il rumore
emesso da una pompa) rispetto a quelli
impulsivi (ad esempio il rumore emesso
da un martello che batte su una lamiera);
i rumori gravi rispetto a quelli acuti; i
rumori meno intensi.
La riduzione dell’udito può trovare
molte altre cause. Essa è influenzata in
particolare da malattie dell’orecchio
(otiti, otosclerosi, traumi, ecc.), dall’età
del soggetto (con l’aumentare dell’età si
ha una riduzione dell’udito detta
presbiacusia), dall’uso di farmaci (streptomicina,
alcuni antibiotici, ecc.).
La capacità uditiva di un soggetto può
essere indagata in modo relativamente
semplice mediante esami diagnostici tra
i quali il più comune è l’audiometria
tonale liminare.
Il rumore può inoltre determinare altri
effetti, detti extrauditivi, tra cui in particolare:
alterazioni della frequenza
cardiaca e circolatoria; modificazioni
della pressione arteriosa; aumento delle
resistenze vascolari periferiche; modificazioni
funzionali del sistema nervoso e
neurovegetativo; alterazioni a carico
dell’apparato digerente. Questi effetti
sono difficilmente dimostrabili e quantificabili,
e non si ritrovano in tutti i
soggetti esposti; inoltre sono quasi
sempre transitori, cioè regrediscono con
il cessare dell’esposizione.
Infine, il rumore può contribuire all’aumento
degli infortuni sul lavoro facendo
diminuire l’attenzione e la concentrazione
degli operatori e la percettibilità
dei segnali acustici.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
55

F.Traversa et al. - Agenti fisici (rumore, radiazioni e microclima) e salute in saldatura
Indipendentemente dall’esposizione a
rumore, danni all’orecchio possono derivare
da eventi di tipo infortunistico quali
la penetrazione di schegge nel condotto
uditivo, che in casi rari possono avere
sequele anche gravi, quali la perforazione
timpanica, un’otorrea cronica o la
paralisi del nervo facciale. Spesso eventi
di questo tipo possono determinare
anche una perdita uditiva.
1.2.2 Ultrasuoni
Gli ultrasuoni sono onde sonore caratterizzate
da frequenze comprese tra i
18-20 ed i 500 kHz. Esse non sono
udibili all’orecchio umano poiché
mancano nell’organo del Corti (orecchio
interno) i recettori idonei ad essere
stimolati 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 applicazioni
terapeutiche;
• ultrasuoni ad alta frequenza (tra 1 e
10 MHz) impiegati in applicazioni
mediche diagnostiche (ecografia e
velocimetria).
In termini generali, si può affermare che
gli ultrasuoni possono essere responsabili
di danni uditivi, anche se questi sono
di entità minore rispetto a quelli dovuti
al rumore percepibile. Tali danni sono
determinati, più che dagli ultrasuoni
stessi, dalle componenti subarmoniche
le cui frequenze cadono nel campo
dell’udibile.
Gli effetti extra-uditivi sono, invece,
superiori rispetto a quelli associati al
rumore udibile. È stato osservato che
lavoratori esposti con continuità ad
ultrasuoni di livello pari o superiore a
100-110 dB possono subire alterazioni
del sistema nervoso centrale e periferico,
del sistema cardiovascolare e degli
apparati uditivo e vestibolare. Queste
alterazioni sono analoghe a quelle osservate
in lavoratori esposti a rumore
udibile di alta frequenza anche se gli
ultrasuoni hanno un effetto sensibilmente
più ridotto sull’apparato uditivo,
mentre causano effetti più pronunciati
sull’apparato vestibolare, sulla sensazione
del dolore e sulla regolazione della
temperatura corporea. Tali effetti sono
peraltro generalmente transitori e regrediscono
dopo un certo tempo dalla fine
dell’esposizione.
56 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
Gli indicatori più significativi dei potenziali
danni provocati da ultrasuoni
rimangono gli effetti soggettivi denunciati
dai lavoratori esposti: affaticamento,
cefalea, nausea, sensazione di
oppressione, deambulazione incerta,
vertigini e disturbi del sonno. Tali
sintomi sono, a volte, accompagnati da
una moderata sindrome neurovascolare
alle mani ed alle dita (torpore, cianosi
alle dita).
1.3 Esposizione a rumore nelle attività
di saldatura
Tra i rischi connessi con le operazioni di
saldatura, sono stati indagati i livelli di
emissione sonora prodotti dai diversi
sistemi per la saldatura.
L’origine del rumore prodotto durante le
operazioni di saldatura è riconducibile:
• alla combustione della miscela
gassosa emessa ad alta pressione dal
cannello nella saldatura a fiamma
ossiacetilenica;
• allo scoccare dell’arco elettrico per le
altre tipologie (saldatura elettrica);
• alla fuoriuscita del plasma dall’ugello,
che produce un caratteristico
sibilo, nelle operazioni di saldatura al
plasma.
Anche superiori possono essere le esposizioni
derivanti dalle operazioni successive
quali scriccatura, molatura, smerigliatura
ecc.
I dati desunti dalle indagini fonometriche
suggeriscono che tra le tecniche
tradizionali la saldatura a filo continuo
presenta valori di emissione sonora più
elevati rispetto alle altre.
Elevati livelli di emissione sonora sono
stati rilevati anche quando si ricorre alla
saldatura con fiamma ossacetilenica. Tra
le tecniche più recenti, la saldatura al
plasma è caratterizzata da livelli di
rumorosità piuttosto elevati (intensità
110 dBA, frequenza 24-48 kHz).
Per quanto riguarda l’emissione di ultrasuoni,
nelle tecniche tradizionali di
saldatura essa raggiunge livelli solitamente
modesti, non tali da poter causare
danni alla salute.
Nella saldatura ad ultrasuoni vi sono un
generatore che crea una serie di impulsi
regolari e perfetti fra loro ed un gruppo
vibrante che li trasforma in vibrazioni.
L’utensile che effettua la saldatura
trasmette questa velocissima ed intensa
vibrazione al pezzo in materiale plastico
il quale fonde. Il tempo di saldatura è
brevissimo e non vi è produzione di
calore. In normali condizioni operative
l’esposizione dell’operatore agli ultrasuoni
è, anche in questo caso, trascurabile.
Gli ultrasuoni sono utilizzati anche nelle
attività di verifica delle saldature (ultrasonografia);
i livelli di esposizione
dell’operatore sono molto contenuti.
2. Vibrazioni
L’esposizione a vibrazioni meccaniche
può rappresentare un fattore di rischio
rilevante per i lavoratori esposti. Da un
punto di vista igienistico, si differenzia
in:
• esposizione del sistema manobraccio,
indicata con acronimo
inglese HAV (Hand-Arm Vibration).
Si riscontra in lavorazioni in cui si
impugnino utensili vibranti o materiali
sottoposti a vibrazioni o impatti.
L’esposizione a vibrazioni al sistema
mano-braccio è generalmente causata
dal contatto delle mani con l’impugnatura
di utensili manuali o di
macchinari condotti a mano;
• esposizione del corpo intero, indicata
con acronimo inglese WBV (Whole
Body Vibration). Si riscontra in lavorazioni
a bordo di mezzi di movimentazione
usati in industria ed agricoltura,
mezzi di trasporto e in generale
macchinari industriali vibranti che
trasmettano vibrazioni al corpo intero.
Tale esposizione può comportare
rischi di lombalgie e microtraumi del
rachide per i lavoratori esposti.
Le misure quindi dovranno essere svolte
in modo diverso nei due casi ed i valori
limite vengono stabiliti per entrambe le
tipologie. In tutti i casi la misurazione
deve avvenire lungo tre assi ortogonali,
poiché la vibrazione è una quantità
vettoriale. Nel caso di esposizioni variabili
nel tempo, dovrà essere effettuata
una integrazione lineare (come abbiamo
già visto per il rumore).
L’indicatore di esposizione imposto
dal Decreto Legislativo 19 Agosto 2005,
n. 187, fa riferimento agli standard
ISO 5349-1 ed è rappresentato dall’accelerazione
equivalente ponderata in
frequenza di vibrazioni riferita a 8 ore di
lavoro, A(8), calcolato come radice
quadrata della somma dei quadrati dei
valori medi delle accelerazioni ponde-

ate in frequenza, ed espresso in m/s 2 .
Nella Tabella II sono riportate le soglie
giornaliere indicate dal citato decreto, il
cui superamento comporta la predisposizione
di interventi preventivi (azione) ed
i valori limite giornalieri di esposizione.
2.1 Effetti biologici delle vibrazioni
Le vibrazioni condotte al sistema manobraccio
possono indurre un insieme di
disturbi neurologici e circolatori alle dita
delle mani e lesioni osteoarticolari a
carico degli arti superiori, oggi definito
con termine unitario “Sindrome da
vibrazioni mano-braccio”.
Il fenomeno patologico più tipico delle
esposizioni importanti del passato è la
cosiddetta angioneurosi da strumenti
vibranti, che è una forma di sindrome di
Raynaud, caratterizzata da un blocco
temporaneo della circolazione periferica
dopo esposizione a vibrazioni od al
freddo.
Le vibrazioni al corpo intero possono
comportare rischi di lombalgie e microtraumi
del rachide per i lavoratori
esposti, fino a manifestazioni quali la
spondiloartrosi, le discopatie e l’ernia
del disco.
2.2 Esposizione a vibrazioni nelle
attività di saldatura
Nelle attività di saldatura l’esposizione
a vibrazioni al corpo intero è generalmente
trascurabile, e comunque
non dipendente dall’attività di saldatura
in sé.
Vibrazioni al sistema mano-braccio
possono essere presenti invece soprattutto
nelle attività complementari alla
saldatura: scriccatura, molatura e simili.
3. Radiazioni
Lo spettro delle radiazioni è molto
ampio e devono essere prese in considerazione
tutte le radiazioni elettromagnetiche,
compresi i campi statici. I campi
elettromagnetici (CEM; nella sigla
inglese EMF, electro-magnetic fields)
possono facilmente essere distinti, in
termini qualitativi, in base alla frequenza
di oscillazione dell’onda elettromagnetica,
misurata in Hertz (Hz).
Dal punto di vista della protezione della
salute, i campi elettromagnetici di
frequenza inferiore ai 300 GHz,
compresi i campi statici, sono definiti
F.Traversa et al. - Agenti fisici (rumore, radiazioni e microclima) e salute in saldatura
TABELLA II - Livelli di azione giornalieri e valori limite per l'esposizione a
vibrazioni trasmesse al sistema mano-braccio ed al corpo intero.
Vibrazioni trasmesse al sistema mano-braccio
Livello d’azione giornaliero di esposizione
A(8) = 2,5 m/s 2
Livello d’azione giornaliero di esposizione
A(8) = 0,5 m/s 2
complessivamente come radiazioni non
ionizzanti (NIR, Non Ionizing Radiation)
in quanto, a differenza dei campi a
più elevata frequenza ed energia (raggi
X, raggi gamma ecc.), non sono in grado
di produrre ionizzazioni primarie negli
organismi viventi. Pertanto gli effetti
sulla salute che devono attendersi da
questi agenti fisici sono complessivamente
di minore gravità.
Nelle attività di saldatura, mentre
possono essere presenti esposizioni a
campi elettromagnetici NIR di vario
tipo, non sono dimostrabili esposizioni a
radiazioni ionizzanti diverse da quelle
Vibrazioni trasmesse al corpo intero
Valore limite giornaliero di esposizione
A(8) = 5 m/s 2
Valore limite giornaliero di esposizione
A(8) = 1,15 m/s 2
della popolazione generale (che è
comunque esposta al cosiddetto “fondo
naturale”), con la sola eccezione di
alcune tecniche particolari (ad es. la
saldatura a fascio elettronico, che può
esporre il lavoratore a raggi X).
Pertanto gli effetti delle radiazioni ionizzanti
non verranno ulteriormente considerati.
In relazione ai diversi tipi di effetto sui
tessuti biologici, le NIR sono grossolanamente
suddivise in gruppi caratterizzati
da intervalli di frequenza (o di
lunghezza d’onda) come riportati di
seguito:
Campi elettrici e magnetici statici e quasi statici 0-1 Hz
Frequenze estremamente basse (Extremely Low Frequency, ELF) fino a 300 Hz
Frequenze molto basse (Very Low Frequency,VLF) 300 Hz-30kHz
Basse frequenze (Low Frequency, LF) 30 kHz-300 kHz
Radio frequenze (Radio Frequency, RF) 300 kHz-300MHz (0,3 GHz)
Microonde (Micro Waves, MW) 0,3-300 GHz
Infrarosso (Infrared, IR) 300 GHz -375 THz
Visibile (Visibile, VIS) 375-750 THz
Ultravioletto (Ultraviolet, UV) 750-3104 THz
Ne descriveremo brevemente gli effetti
biologici.
3.1 Effetti biologici delle radiazioni
non ionizzanti
3.1.1 Campi elettrici statici
I campi elettrici e magnetici statici sono
presenti in applicazioni industriali e
mediche speciali. In generale l’effetto
prevalente sull’organismo è l’induzione
di cariche e correnti elettriche; gli effetti
nocivi si manifestano solo ad intensità
molto elevate. Tra questi, i campi elettrici
sono di scarsa rilevanza sanitaria.
Sono generati da una distribuzione fissa
di cariche elettriche, e vengono impiegati
nei sistemi di trasmissione di
energia elettrica e di alimentazione di
treni in corrente continua. Non hanno
applicazioni che risultino significative ai
fini dell’esposizione: infatti non
vengono assorbiti dal corpo umano,
sono schermabili facilmente da materiali
quali legno, metallo, edifici, ecc.
In presenza di campi elettrici statici si
possono manifestare vibrazioni nei peli
cutanei e, per campi elevati in vicinanza
delle sorgenti, si possono creare scariche
elettriche. Esistono pochi studi in
materia, con scarsa evidenza di nocività
tranne che per le scariche elettriche
dovute a forti campi. Non sono ipotizzati
effetti a lungo termine.
3.1.2 Campi magnetici statici
Sono generati da una distribuzione di
cariche in movimento (corrente). Si
trovano presso i potenti magneti utilizzati
ad esempio in medicina (risonanza
magnetica), presso impianti elettrochimici,
nei trasporti elettrificati in corrente
continua (treni, tram, veicoli della
metropolitana). Si possono realizzare
esposizioni anche di alta intensità.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
57

F.Traversa et al. - Agenti fisici (rumore, radiazioni e microclima) e salute in saldatura
I campi attraversano il corpo umano di
fatto senza essere attenuati; sono difficilmente
schermabili. Ad intensità elevate,
superiori ai valori ambientali tipici, si
manifestano alterazioni del flusso
ematico o modificazioni dei normali
impulsi nervosi. Molti studi sono
presenti in letteratura sulle esposizioni
acute, pochi o nulli sono quelli da esposizioni
prolungate.
Gli effetti biologici sono riconducibili a
tre gruppi principali:
a) Effetti definiti “sensory group”,
correlabili ad una magnetorecezione
sensoriale, anche per campi con
intensità dell’ordine di quello geomagnetico
(regolano la navigazione
degli uccelli migratori, il senso direzionale
degli insetti, e anche la reattività
di tipo radioestesico).
b) Effetti definiti “stress group”, suddivisibili
in effetti ematologici (leucopenia,
orientamento macromolecolare
su emazie falciformi per campi
verticali di 350-420 mT), effetti sul
sistema nervoso centrale (fenomeno
dei magnetofosfeni, da stimolazione
della retina da parte di correnti
indotte, e da alterazioni dell’attività
bioelettrica cerebrale per campi di
alte intensità), ritardo nella guarigione
delle ferite e nella rigenerazione
dei tessuti, abbassamento della
temperatura corporea, ritardo dell’accrescimento,
scomparsa del ciclo
estrale, riassorbimento dell’embrione
nell’utero, riduzione della respirazione
tissutale, alterazioni epatiche
(sempre per campi di intensità di
decine di Tesla).
c) Effetti di tipo “genetic code group”,
ipotizzati come meccanismi perturbativi
del tunneling dei protoni durante
la duplicazione del DNA, con possi-
TABELLA III
58 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
bili errori del codice genetico. Tali
effetti peraltro non hanno avuto sufficienti
conferme sperimentali.
Non sono dimostrati danni al feto per
esposizioni a campi di induzione magnetica
fino ad 1 T, e nell’animale da esperimento
non sono evidenziabili effetti
significativi su molti parametri fisiologici,
comportamentali e di sviluppo,
valutati a densità di flusso magnetico
statico fino a 2 T.
Alcuni dati della letteratura riguardanti
gli effetti di tipo graduato riferiti da
lavoratori esposti a campi magnetici
statici sono: malessere soggettivo, bradicardia,
tachicardia, prurito, senso di
scottatura, sensazione gustativa con i
movimenti della testa, sensazione dolorosa
in denti con otturazione con i movimenti
della testa, breve freddo intenso,
dolori ossei e formicolio a carico delle
mani.
3.1.3 Campi elettrici e magnetici a
frequenze estremamente basse e
molto basse (ELF e VLF fino a
30 kHz)
Gli effetti sono simili a quelli dei campi
statici.
In questo intervallo si colloca la
frequenza industriale di 50 Hz (60 Hz
solo in USA) a cui funziona la rete elettrica
nazionale. Particolare attenzione va
posta alle esposizioni degli addetti alle
attività manutentive di linee elettriche ad
alta tensione (intensi campi elettrici) e di
linee elettriche attive (intensi campi
magnetici); inoltre le sorgenti più numerose
si trovano nell’ambiente domestico,
industriale, artigianale, nei cantieri edili,
negli ambienti commerciale, scolastico,
ospedaliero, nel comparto dei trasporti,
negli impianti di produzione, trasmissione
e distribuzione dell’energia elettrica.
Nell’intervallo 3-30 kHz si collocano le
trasmissioni marittime e i videoterminali
(VDT) (Tab. III).
Gli effetti biologici a breve termine
inducibili dalle ELF sono correlabili alla
induzione di correnti elettriche nell’organismo
ed in particolare al trasferimento
di ioni potassio, sodio e calcio
attraverso le membrane cellulari, che si
manifestano per esposizioni elevate.
Studi epidemiologici ben controllati
sullo stato di salute in generale dei lavoratori
addetti a linee e sottostazioni elettriche
non hanno rilevato alcuna differenza
statisticamente significativa tra
gruppi di esposti e gruppi di controllo.
Gli studi epidemiologici sui potenziali
effetti oncogeni forniscono risultati
contrastanti che non consentono valutazioni
definitive. Da un esame dei dati
sperimentali e dagli studi sull’uomo non
è emerso alcun danno sanitario conseguente
a esposizioni di breve durata a
campi di intensità fino a 20 kV/m.
3.1.4 Campi elettrici e magnetici a
bassa frequenza (LF 30-300 kHz)
Tra 10 e 80 kHz troviamo le frequenze
di televisori, di forni ad induzione con
potenze medie di circa 500 kW; si generano
intense correnti indotte e quindi le
esposizioni possono essere significative.
Funzionano intorno a qualche centinaio
di kHz i dispositivi per il controllo di
presenza di persone all’interno di uffici
per rilevazione degli orari di lavoro o per
sistemi antiintrusione e rapina mediante
varchi magnetici (nelle banche, nei
supermercati). Questi campi hanno
rilievo per le persone esposte in quanto
determinano nei tessuti biologici induzione
di cariche e correnti elettriche. Il
corpo umano presenta buona schermatura
rispetto al campo elettrico esterno.
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 avere
vibrazioni dei peli cutanei. Riguardo al
campo magnetico, che è l’agente inquinante
prevalente, questo penetra facilmente
nei tessuti senza ridursi e può
determinare correnti elettriche circolanti
anche intense.
3.1.5 Radiofrequenze (RF) e
microonde (MW)
Sono di particolare interesse per l’esposizione
delle persone: possono produrre
nei tessuti correnti indotte e riscaldamento
secondo varie modalità, in relazione
alla frequenza.
a) Campi RF a frequenza inferiore a
3 MHz: le sorgenti radianti sono
sfruttate nel settore industriale per
saldatura, fusione con riscaldamento
di tipo induttivo, sterilizzazione,
tempera e nel settore delle telecomunicazioni
come emissioni radio AM e
amatoriali, radionavigazione. Inducono
cariche e correnti elettriche che
possono stimolare nervi e muscoli.
b) Campi RF e MW a frequenza superiore
a 3 MHz: tra 3 e 30 MHz sono
impiegati per riscaldamento, essiccamento,
saldatura, polimerizzazione,
sterilizzazione di sostanze dielettriche,
per impieghi medici, emissioni
radio internazionali e amatoriali cittadine
come “citizen band” e “walkietalkie”
con potenze massime di 5 W,
emissioni in radio-astronomia; tra 30
e 300 MHz troviamo applicazioni
industriali quali riscaldamento capacitivo
o dielettrico per incollare legno
o plastiche, essiccare, vulcanizzare,
con potenze fino a 200 kW, emissioni
radio FM e TV-VHF, controllo del
traffico aereo, radar; tra 300 Mhz e
3 GHz troviamo radar meteorologici,
ponti radio fissi e mobili con potenze
della decina di watt, radar per
controllo del traffico stradale, telefoni
cellulari con frequenze di 900-1800
MHz, emissioni televisive, processi
sfruttati nell’industria alimentare,
forni a microonde da 900 a 2450
MHz con potenze fino a 600 kW,
applicazioni in medicina; tra 3 e 30
GHz si incontrano altimetri, radar per
navigazione marittima e aerea, comunicazioni
via satellite, telefonia
pubblica con ponti radio a
microonde, telerilevamento per verifica
del rispetto dei limiti di velocità
sulle strade per mezzo di radar
F.Traversa et al. - Agenti fisici (rumore, radiazioni e microclima) e salute in saldatura
doppler e per controllo automatico
del passaggio di veicoli in
ingresso e uscita dai caselli autostradali;
tra 30 e 300 GHz gli impieghi
riguardano la radiometeorologia, la
radioastronomia, la spettroscopia a
microonde. Infine in campo sanitario
i campi elettromagnetici sono impiegati
a scopi diagnostici, con scarso
utilizzo, e terapeutici sia alle
frequenze più basse che a quelle alte
(20 kHz- 2450 MHz, 10 GHz) per
ipertermia, marconiterapia e radarterapia.
Tali applicazioni sfruttano le
proprietà dei campi elettromagnetici
di produrre riscaldamento nei tessuti.
Inoltre le microonde sono utilizzate
in chirurgia per la sterilizzazione e
per il trattamento del sangue.
L’interazione tra radiofrequenze o
microonde e materia vivente può
comportare alterazioni della struttura
biologica delle cellule e nei diversi
organi e apparati in funzione del tipo di
radiazione incidente, della esposizione
(modalità e durata) e delle caratteristiche
delle diverse matrici biologiche. Essenzialmente
si possono verificare induzioni
di dipoli, rotazioni di molecole
polari, oscillazioni di cariche libere, in
funzione del contenuto di liquidi intra ed
extracellulare, di molecole polari, di
acqua e di cariche elettriche con variabile
distribuzione spaziale.
In tali intervalli di frequenze la penetrazione
nel tessuto si riduce con l’aumento
della frequenza: sopra 10 GHz il corpo
umano presenta buone proprietà isolanti
e l’assorbimento riguarda prevalentemente
la superficie della pelle. Si manifesta
per lo più riscaldamento nei tessuti
esposti dovuto all’energia trasportata
dall’onda che viene depositata nei
tessuti e ne aumenta la temperatura.
Gli studi epidemiologici sull’uomo
hanno rilevato effetti che possono essere
schematicamente divisi in:
a) effetti acuti di natura termica. Sono
dovuti ad un innalzamento misurabile
della temperatura all’interno dell’organismo
umano. Per bassi livelli di
esposizione le capacità di termoregolazione
riportano il sistema nella
condizione termica iniziale. Ad esposizioni
intense e durature, con associato
aumento di temperatura superiore
a 1 °C. si possono manifestare
effetti anche molto gravi soprattutto a
carico degli organi poco vascolariz-
zati (cristallino dell’occhio, testicoli)
ove la dispersione del calore è più
difficile essendo scarso il contenuto
d’acqua (che favorirebbe la dispersione
del calore). Per il verificarsi di
danni di questo genere sono necessarie
esposizioni e dosi rilevanti agli
organi bersaglio (densità di potenza
di almeno 500-600 W/m 2 ) per tempi
di esposizione piuttosto prolungati;
b) effetti cronici per bassi livelli di esposizione,
definiti anche non termici.
Sarebbero attribuibili ad alterazioni
biologiche, a modificazioni transitorie
di proprietà elettriche e magnetiche
delle molecole e delle cellule
senza una chiara e dimostrabile manifestazione
di effetti sul piano biologico.
Questi effetti sono stati descritti
per il passato da autori dell’area
europea orientale in alcune categorie
di lavoratori addetti ai radar e alle
radio e telecomunicazioni, e riguarderebbero,
per esposizioni prolungate
nel tempo (molti anni) ad intensità di
campo elettrico di qualche decina di
volt per metro, il sistema nervoso
centrale, il sistema neurovegetativo e
il sistema cardiocircolatorio. Gli studi
riportano danni quali astenia, affaticamento
e perdita di memoria fino
all’induzione di tumori per campi
troppo bassi per produrre riscaldamento
(

F.Traversa et al. - Agenti fisici (rumore, radiazioni e microclima) e salute in saldatura
lino, legata all’innalzamento della
temperatura. L’esposizione della cute
alle radiazioni nella regione dell’infrarosso
può produrre lesioni cutanee
(ustioni), superficiali o profonde, la cui
gravità sarà in rapporto, oltre che all’energia
calorica incidente, al grado di
pigmentazione e all’efficienza dei fenomeni
locali di termoregolazione.
3.1.7 Visibile (VIS)
Secondo la teoria ondulatoria, l’energia
radiante si propaga sotto forma di onde
elettromagnetiche che si caratterizzano
per la loro frequenza. Secondo la teoria
corpuscolare la luce, sotto forma di
piccoli pacchetti di energia chiamati
fotoni, colpisce la retina e provoca una
sensazione luminosa se viene assorbita
in quantità sufficiente. La sensazione
luminosa è proporzionale al numero di
fotoni che sono assorbiti dalla retina e
dalla selettività dei recettori retinici che
mostrano diverse sensibilità alle diverse
lunghezze d’onda.
Il danno retinico derivante dalla visione
di una sorgente intensa di luce può
essere indotto da un meccanismo
termico o fotochimico: il primo prevale
nelle esposizioni di breve durata, il
secondo predomina nelle esposizioni più
lunghe. Le radiazioni ottiche appartenenti
alla porzione blu della regione del
visibile risultano essere le più efficaci
per i disturbi retinici di natura fotochimica
(fotoretinite con piccoli addensamenti
di pigmento o melanomata,
discromie a carico della macula).
Per quanto riguarda l’esposizione della
cute alle radiazioni nella regione del
visibile, non sono descritte alterazioni
patologiche di rilievo.
Notevoli rischi possono essere associati
all’uso di apparecchiature laser con
possibili danni alla retina, dei quali sarà
detto poco oltre.
3.1.8 Radiazione ultravioletta (UV)
Interessa ancora prevalentemente le
strutture dell’occhio e può produrre alterazioni
della pelle ai lavoratori impiegati
ad esempio in attività di saldatura.
Come per le radiazioni ionizzanti, anche
per l’ultravioletto possiamo distinguere
danni di tipo deterministico, acuti e
cronici, e di tipo stocastico (tumori). Gli
organi bersaglio sono rappresentati dalla
cute e dagli occhi.
Per quanto riguarda l’occhio gli effetti
60 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
più rilevanti che si possono manifestare
sono la fotocheratocongiuntivite, l’opacità
del cristallino fino alla cataratta e il
danno retinico.
Relativamente alla cute possono presentarsi
il fotoinvecchiamento, l’eritema, le
reazioni fototossiche e fotoallergiche, la
pigmentazione e i tumori cutanei.
Per quanto riguarda questi ultimi va
infatti ricordato che alla radiazione UV
viene riconosciuta la capacità di produrre
direttamente lesioni al DNA e quindi il
ruolo di agente induttore della cancerogenesi.
Basaliomi e spinaliomi si manifestano
nelle zone cutanee più esposte e
sono stati sperimentalmente prodotti
sugli animali; ma è soprattutto il melanoma
cutaneo che per la sua gravità va
tenuto particolarmente presente nella
sorveglianza medica. Ricerche condotte
in Australia ed in Israele mostrano infatti
correlazioni tra incidenza di melanoma
ed esposizione a radiazioni UV, specialmente
in conseguenza di esposizioni
intense cui conseguano eritema e flittene.
3.1.9 Luce laser
La durata dell’impulso condiziona gli
effetti fotobiologici indotti. Per esposizioni
alla luce laser dell’ordine dei nanosecondi
sarà prevalente l’effetto termoacustico,
mentre per esposizioni intermedie
(da 100 millisecondi ad alcuni secondi) o
prolungate (oltre i 100 secondi) saranno
prevalenti rispettivamente l’effetto
termico e quello fotochimico.
L’effetto termoacustico è prodotto
quando l’energia laser incidente di tipo
pulsato produce, attraverso l’espansione
termica, onde di pressione (transienti
acustici) che possono dislocare e
danneggiare a distanza i tessuti. L’effetto
termico determina principalmente una
denaturazione delle proteine attraverso
l’assorbimento del calore. L’effetto fotochimico
produce attivazione molecolare
mediante la cattura di quanti di energia.
Anche per i laser gli organi bersaglio
sono l’occhio e la cute. Nel primo caso il
tipo di effetto dipende dalla lunghezza
d’onda. Le radiazioni di tipo visibile e
infrarosso raggiungono e ledono retina e
coroide; quelle della regione ultravioletta
e del lontano infrarosso vengono
assorbite dalla cornea, dall’iride e dal
cristallino, e determinano fotocheratiti e
opacità del cristallino. Gli effetti sulla
pelle variano dalla lieve iperemia a vari
livelli di ustione.
Accanto ai rischi propri della luce laser,
definibili come primari, debbono essere
considerati ulteriori rischi di vario tipo,
definibili come associati, e più precisamente:
a) contaminazione ambientale da materiale
bersaglio vaporizzato da operazioni
di taglio e perforatura, da
dispersione in aria di frammenti di
tessuti biologici, da gas di sistemi
laser flussati, da vapori di criogenici,
da coloranti, da policlorodifenili;
b) radiazioni ottiche collaterali (U.V. o
I.R. emessi da tubi del flash, da tubi
di scarica dei laser in continua, da
sorgenti di pompaggio ottico);
c) elettricità (specie dai laser ad alto
voltaggio);
d) radiazioni ionizzanti (emissioni di
raggi X da tubi elettronici con
voltaggi maggiori di 5 kV);
e) refrigeranti criogenici (ustioni da
freddo, esplosione, incendio, asfissia,
intossicazioni);
f) rumore (condensatori di laser pulsati
di potenza elevata).
3.2 Normativa sulle radiazioni non
ionizzanti
L’Italia non ha ancora recepito le direttive
emanate dall’Unione Europea sulle
radiazioni non ionizzanti, in quanto sono
molto recenti ed il nostro Paese si deve
adeguare nei prossimi due anni.
La Direttiva 29 Aprile 2004 n. 40
(2004/40/CE) detta le prescrizioni minime
di protezione dei lavoratori contro i rischi
per la salute e la sicurezza che possono
derivare dall’esposizione ai campi elettromagnetici
da 0 Hz a 300 GHz.
Tralasciando tutte le disposizioni particolari
(per le quali è opportuno attendere
il testo di legge) esaminiamo solo i
valori limite di esposizione ed i valori di
azione, per i quali riteniamo che il nostro
legislatore non apporterà significative
variazioni al testo della direttiva.
Per specificare i valori limite di esposizione
relativi ai campi elettromagnetici,
a seconda della frequenza, sono utilizzate
le seguenti grandezze fisiche:
• sono definiti valori limite di esposizione
per la densità di corrente per i
campi variabili nel tempo fino a 1 Hz,
al fine di prevenire effetti sul sistema
cardiovascolare e sul sistema nervoso
centrale,
• fra 1 Hz e 10 MHz sono definiti
valori limite di esposizione per la

densità di corrente, in modo da prevenire
effetti sulle funzioni del sistema
nervoso,
• fra 100 kHz e 10 GHz sono definiti
valori limite di esposizione per il SAR
(tasso di assorbimento specifico di
energia), in modo da prevenire stress
termico sul corpo intero ed eccessivo
riscaldamento localizzato dei tessuti.
Nell’intervallo di frequenza compreso
fra 100 kHz e 10 MHz, i valori limite
di esposizione previsti si riferiscono
sia alla densità di corrente che al SAR,
• fra 10 GHz e 300 GHz sono definiti
valori limite di esposizione per la
densità di potenza al fine di prevenire
l’eccessivo riscaldamento dei tessuti
della superficie del corpo o in prossimità
di essa.
F.Traversa et al. - Agenti fisici (rumore, radiazioni e microclima) e salute in saldatura
TABELLA IV - Valori limite di esposizione. Tutte le condizioni sono da rispettare (f = frequenza in Hz).
Intervallo di
frequenza
Densità di corrente
per capo e tronco J
(mA/m 2 ) (rms)
SAR mediato
sul corpo intero
(W/kg)
SAR localizz.
(capo e tronco)
(W/kg)
SAR localizz.
(arti)
(W/kg)
Densità di
potenza
(W/m 2 )
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 colonna
relativa all’intervallo di frequenza)
Intervallo
di
frequenza
Intensità
di campo
elettrico
E (V/m)
I valori di azione di cui alla Tabella IV
sono ottenuti a partire dai valori limite di
esposizione secondo le basi razionali
utilizzate dalla Commissione internazionale
per la protezione dalle radiazioni non
ionizzanti nelle linee guida ICNIRP 7/99.
La Direttiva 27 Aprile 2006 n. 25
(2006/25/CE) detta le prescrizioni
minime di sicurezza e di salute relative
all’esposizione dei lavoratori ai rischi
derivanti da radiazioni ottiche artificiali.
In questo caso, oltre a tralasciare le
disposizioni particolari, non esporremo
pure i valori limite, in quanto, per le
sorgenti naturali di radiazioni ottiche,
sono riportati nella norma ben 15 valori
limite differenti in relazione a ristretti
ambiti spettrali ed una gamma ancora
più vasta per l’esposizione per le radia-
Intensità
di campo
magnetico
H (A/m)
Induzione
magnetica
B (µT)
Densità di potenza
di onda piana
equivalente
S eq (W/m 2 )
zioni laser. Si tratta di un sistema valutativo
complesso ed articolato che richiederà
parecchia cura e dotazioni strumentali
adeguate.
3.3 Esposizione a radiazioni non ionizzanti
nell’attività di saldatura
La fiamma ossiacetilenica ed in misura
ancora maggiore l’arco voltaico, oltre al
calore necessario a determinare la
fusione dei lembi del materiale da
saldare, producono una radiazione ottica
costituita da:
• radiazione infrarossa;
• radiazione visibile;
• radiazione ultravioletta.
Le radiazioni ultraviolette, le più energetiche
tra le radiazioni non ionizzanti e
quindi le più pericolose, sono assorbite
Corrente
di contatto,
IC (mA)
Corrente indotta
attraverso
gli arti,
I L (mA)
0 - 1 Hz - 1,63x10 5
2x10 5 - 1,0 -
1 - 8 Hz 20000 1,63x10 5 /f 5
2x10 5 /f 2 - 1,0 -
8 - 25 Hz 20000 2x10 4 /f 2,5x10 4 /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 3f 1/2
0,008f 1/2
0,01f 1/2 f/40 - -
2 - 300 GHz 137 0,36 0,45 50 - -
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
61

F.Traversa et al. - Agenti fisici (rumore, radiazioni e microclima) e salute in saldatura
quasi totalmente dagli strati protettivi
superficiali della cute e solo una piccola
frazione (1%) penetra e agisce sui tessuti
sottostanti. Nel campo delle radiazioni
ultraviolette (lunghezza d’onda 400 ÷
100 nm), esiste un intervallo (320 ÷ 280
nm) detto regione eritemale, per la capacità
di provocare arrossamenti della
cute.
La produzione di calore, in particolare di
elevatissime temperature localizzate in
vicinanza della zona di saldatura, è
caratteristica comune delle tecniche a
gas, ad arco elettrico, al plasma e al
laser.
Come si è anticipato più sopra, le radiazioni
emesse dall’arco voltaico interagiscono
con la pelle e con l’occhio del
lavoratore esposto, dando luogo ad una
serie 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 tumori
alla pelle, con effetti a breve e lungo
termine (radiazione ultravioletta).
L’entità del danno può dipendere dalla
sensibilità individuale del singolo lavoratore
a questo tipo di radiazione.
Più in particolare, gli effetti biologici
delle radiazioni infrarosse sull’occhio
derivano dall’assorbimento di tutte le
radiazioni incidenti sulla cornea e
nell’umor acqueo aventi lunghezza
d’onda compresa tra i 1400 e 1900 nm.
L’energia assorbita è trasmessa a strutture
più interne dell’occhio determinandone
un riscaldamento. Si ritiene che il
riscaldamento dell’iride, trasmesso poi
al cristallino, sia il fattore principale
dell’insorgenza della cataratta di origine
professionale.
Le radiazioni visibili inducono sulla cute
in particolare eritemi cutanei e desquamazioni.
Sull’occhio possono provocare
ustioni della retina, dolore oculare,
sensazione d’abbagliamento, diminuzione
dell’acuità visiva, restringimento
del campo visivo e alterazione della
visione dei colori.
Gli effetti acuti associati ad un’esposizione
a radiazione ultravioletta possono
essere così descritti: comparsa di eritemi
cutanei, desquamazione, dolore agli
occhi, fotofobia e infiammazioni alla
cornea. L’esposizione cronica a radiazioni
ultraviolette può provocare
62 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
pigmentazione cutanea, zone di atrofia,
accelerazione dell’invecchiamento
cutaneo ed è possibile riscontrare un
aumento della quantità di colesterolo
nelle cellule basali dell’epidermide.
Questi fattori rappresentano probabilmente
delle condizioni che favorirebbero
lo sviluppo del cancro cutaneo.
Un’esposizione cronica a raggi UV è
anche responsabile di infiammazioni
alla cornea e danni al cristallino; il
cristallino è, infatti, un forte assorbitore
di lunghezze d’onda comprese tra 400 e
350 nm. Questo fenomeno suggerisce
che gli UVA possano contribuire alla
formazione di certi tipi di cataratta.
4. Microclima
4.1 Benessere termico e stress termico
Il benessere termico è rappresentato da
quelle condizioni in cui l’organismo
riesce a mantenere l’equilibrio termico
senza l’intervento del sistema di termoregolazione
propria.
Lo stress termico è definito dalle condizioni
microclimatiche che richiedono
l’intervento del sistema di termoregolazione
al fine di mantenere l’equilibrio
termico del corpo.
Per valutare se i lavoratori sono sottoposti
a stress termico ed in via subordinata
se operano in uno stato di benessere
termico, è possibile caratterizzare e
misurare i parametri che costituiscono il
microclima di un ambiente di lavoro.
Lo stress termico al quale è sottoposto
un lavoratore, che opera in ambiente
caldo, è funzione della produzione di
energia termica all’interno del corpo,
delle caratteristiche microclimatiche
dell’ambiente circostante e dell’abbigliamento.
Il carico termico interno è il
risultato del metabolismo collegato
all’attività fisica.
Quanto sopra detto è espresso matematicamente
dalla seguente equazione di
bilancio termico:
B=M±C±R-E
dove:
M = calore metabolico prodotto
dall’organismo
C = calore scambiato per convezione
R = calore scambiato per irraggiamento
E = calore scambiato per evaporazione
Nel caso in cui il risultato dell’equazione
sia B = 0, si avrà una condizione
di omeotermia, ovvero di stabilità
nell’equilibrio termico ambiente-uomo e
quindi una situazione di benessere
termico e di gradevolezza per quest’ultimo.
Al contrario, se B > 0 si avrà un apporto
termico dall’ ambiente verso l’uomo,
mentre se B < 0 si avrà un dispendio
termico dall’uomo verso l’ambiente.
In tutti e due questi casi, si avrà una
condizione termica tale da creare una
situazione di disagio se non addirittura
di malessere per l’uomo.
Nella formulazione del bilancio termico
intervengono numerosi fattori distinguibili
in due gruppi:
A) Fattori fisici ambientali quali:
- Temperatura dell’aria o di bulbo
secco a ventilazione forzata TA.
- Temperatura del bulbo umido a
ventilazione forzata TW.
- Temperatura del bulbo umido a
ventilazione naturale TN .
- Temperatura globotermometrica
TG.
- Velocità dell’aria VA.
- Temperatura media radiante TR.
- Umidità relativa RH.
Tutti questi fattori sono misurabili direttamente
con opportuna strumentazione.
B)Fattori soggettivi strettamente legati
all’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’introduzione
di un modello umano standard con
caratteristiche prestabilite quali, ad
esempio, Temperatura corporea = 37°C,
Peso = 70 Kg, Attività metabolica
di base = 35 W/m 2 , Altezza 1.70 m,
Età = 35 anni, in buono stato di salute.
Esistono al momento numerose norme
tecniche che descrivono metodi di valutazione
del sovraccarico carico, anche in
accoppiamento al dispendio energetico
lavorativo; queste norme fanno riferi-

mento a vari studi portati avanti fin dai
primi decenni del secolo scorso e si
basano sui principi teorici precedentemente
descritti. Tuttavia la normativa
vigente in Italia non prevede alcun
metodo ufficiale di valutazione, limitandosi
ad affermare che “la temperatura
nei locali di lavoro deve essere adeguata
all’organismo umano durante il tempo di
lavoro, tenuto conto dei metodi di lavoro
applicati e degli sforzi fisici imposti ai
lavoratori.
Nel giudizio sulla temperatura adeguata
per i lavoratori si deve tener conto della
influenza che possono esercitare sopra
di essi il grado di umidità e il movimento
dell’aria concomitanti”. (art. 11 del
D.P.R. 547/55, così come modificato dal
D. Lgs. 626/94).
4.2 Effetti biologici del microclima
Per un funzionamento ottimale l’organismo
umano deve mantenere la sua
temperatura sui 37°C: nel caso di temperatura
esterna sensibilmente più elevata
di quella corporea (stress da calore) “il
termometro interno” agisce sulla circolazione
sanguigna e l’effetto più importante
si manifesta sull’epidermide con
l’aumento della sudorazione.
Oltre certi limiti tuttavia non viene più
assicurato il bilanciamento termico e la
temperatura del corpo comincia a
crescere.
Questo è il meccanismo che, in situazioni
estreme, porta alla più seria
malattia causata dal calore: il colpo di
Franco TRAVERSA, laureato in Medicina e
Chirurgia e specialista in Medicina del Lavoro. È
ricercatore universitario presso il Dipartimento di
Medicina Legale e del Lavoro dell’Università di
Genova, dove insegna Medicina del lavoro e
Tossicologia professionale in diversi Corsi di
laurea e di specializzazione, e dirige l’ambulatorio
di Medicina del Lavoro ed il laboratorio di
Patologia clinica e Tossicologia professionale. È
capo redattore della rivista “Lavoro e Medicina”,
vice presidente dell’Associazione Ligure di Medicina
del Lavoro e vice coordinatore della Sezione
Ligure dell’AIRM (Associazione Italiana di
Radioprotezione Medica). Ha pubblicato 93 tra
articoli, relazioni a convegni e volumi monografici,
ed organizzato diversi eventi scientifici e di
aggiornamento professionale. Svolge attività di
medico competente e di medico autorizzato alla
radioprotezione presso diverse aziende pubbliche
e private ed attività peritale presso il tribunale di
Genova.
F.Traversa et al. - Agenti fisici (rumore, radiazioni e microclima) e salute in saldatura
calore, che può essere una minaccia per
la stessa vita o può causare un danno
irreversibile.
Un’altra patologia tipica è l’esaurimento
da calore che, nella forma più grave,
conduce a prostrazione e può causare
gravi danni. Crampi da calore e debilitazione
passeggera sono invece facilmente
reversibili se trattati prontamente in
modo adeguato.
L’esposizione ad alte temperature
provoca altri disturbi meno gravi:
disidratazione, eruzioni cutanee, edema
da calore e diminuita capacità lavorativa
sia fisica che mentale (da cui deriva un
possibile aumento del rischio di infortunio).
Per questi disturbi meno gravi il rischio
varia comunque, a parità di condizioni
ambientali e di attività lavorativa, da
soggetto a soggetto.
4.3 Condizioni microclimatiche nelle
attività di saldatura
Gli ambienti moderati sono caratterizzati
innanzitutto dal fatto che impongono
un moderato grado di intervento
alla termoregolazione corporea e che vi
risulta facilmente realizzata la condizione
di omeotermia (equilibrio termico
tra corpo e ambiente) del soggetto.
Gli ambienti caldi sono caratterizzati da
un notevole intervento del sistema di
termoregolazione umano al fine di diminuire
l’accumulo di calore nel corpo. Le
caratteristiche degli ambienti caldi negli
ambienti di lavoro sono:
• valori elevati di temperatura in relazione
alle caratteristiche dell’attività
svolta e del vestiario indossato dagli
operatori;
• possibili alti valori di umidità relativa
dell’aria e richiedenti un considerevole
scambio termico per sudorazione
al fine di conservare l’omeotermia;
• variabilità della temperatura e dell’umidità
da postazione a postazione di
lavoro;
• disuniformità del livello di impegno
fisico richiesto e del vestiario indossato
dagli operatori.
In generale, l’attività di saldatura causa
un apporto termico moderato, più rilevante
nel caso dell’uso di fiamma ossiacetilenica.
Nella stagione calda, gli
aspetti più problematici sono costituiti
dall’ambiente e dai materiali di lavoro
(ad es. lamiere esposte al sole) e dalla
necessità di indossare indumenti protettivi
sempre molto pesanti.
L’esecuzione di lavorazioni su strutture
metalliche preriscaldate può invece
comportare un sovraccarico calorico,
che ovviamente si aggrava nella
stagione estiva.
Un altro aspetto critico è rappresentato
dall’attività svolta all’aperto e pertanto
dall’esposizione a condizioni meteoclimatiche
sfavorevoli, ma anche variabili
nel corso della giornata.
Come nella maggior parte delle attività,
risulta invece molto più facile combattere
il freddo.
Teresio VALENTE, Professore Associato di Igiene
Industriale della Scuola di Specializzazione in
Medicina del Lavoro dell’Università di Genova.
Ha partecipato a diversi programmi di ricerca
finanziati da organismi nazionali ed internazionali.
Membro del CEN TC 121/SC 9 e della
Commissione “Saldature” dell’UNI. Coordinatore
del Comitato Igiene del Lavoro dell’Associazione
Italiana Addetti Sicurezza (AIAS).
Nicoletta DEBARBIERI, laureata in Medicina e
Chirurgia nel 1998 presso l’Università di Genova.
Specializzata in Medicina del Lavoro nel 2002.
Abilitata alla professione di medico autorizzato
per la radioprotezione. Svolge attività libero
professionale di medico competente presso
aziende private, pubbliche amministrazioni,
aziende no profit.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
63

Principali problemi nella
saldatura subacquea (°)
F. Lezzi *
Sommario / Summary
La saldatura subacquea si è sviluppata a partire dagli anni
sessanta, soprattutto in applicazioni “Dry” (in ambiente
asciutto), anche ad elevate profondità, come diretta conseguenza
delle crescenti esigenze dell’industria petrolifera
(strutture e pipelines offshore); più recentemente, a partire
dagli anni novanta, grazie ai minori costi d’impiego, è stato
dato maggiore impulso alla ricerca applicata per rendere affidabile
la saldatura “Wet” (in ambiente bagnato), già in precedenza
utilizzata nella riparazione navale e nell’utilizzo su
basso fondale nelle aree portuali, pur con limitati standard di
qualità e bassa considerazione, almeno fino a metà degli anni
ottanta, da parte degli addetti ai lavori.
Oggi esistono, dal Mare del Nord al Golfo del Messico, oltre
4000 strutture offshore e svariate decine di migliaia di chilometri
di condotte sottomarine, buona parte delle quali sono in
servizio da più di vent’anni, sottoposte a sollecitazioni di
fatica, corrosione, danneggiamenti dovuti ad eventi naturali
(uragani, maremoti), incendi, esplosioni, collisioni provocate
da naviglio ecc; la saldatura subacquea rappresenta quindi il
principale processo per la riparazione e il mantenimento delle
strutture necessarie ad un settore strategico come quello
dell’estrazione degli idrocarburi. In questa memoria si
cercherà, pertanto, di fornire una sintesi delle problematiche
relative alle due possibili applicazioni.
Underwater welding was developed back in the sixties, especially
for “Dry” applications (in a dry environment), even at
(°) Memoria presentata alla Giornata di Formazione e Aggiornamento IIS:
“La saldatura subacquea” - Genova, 16 Novembre 2006.
* Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
considerable depths, to fulfil the needs of the oil industry (plants
and offshore pipelines);since the beginning of the nineties,
thanks to lower working costs, applied research has concentrated
on rendering“Wet” welding truly reliable (in a wet environment)
a technique previously utilized in ship repairs and in
shallow waters of port areas, with however limited quality standards
and little consideration by the persons involved up at
least until the mid-eighties.
Today, extending from the North Sea to the Gulf of Mexico, there
are over 4000 offshore plants and various tens of thousand kilometres
of underwater pipelines, a good portion of which have
been operating for over twenty years, continuously subject to
fatigue stress, corrosion, damages caused by natural events
(hurricanes,submarine earthquakes), fires, explosions, ship
collisions, etc.;underwater welding currently represents the
primary process for the repair and maintenance of structures of
what is deemed a strategic sector such as the extraction of
hydrocarbons. This report shall highlight the issues and problems
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.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
65

F. Lezzi - Principali problemi nella saldatura subacquea
L
a saldatura subacquea comporta
problematiche molto diversificate
che coinvolgono competenze
specialistiche riguardanti, sia gli aspetti
tecnologici e metallurgici del processo,
che quelli logistici e della sicurezza
connessi all’attività di immersione; la
seguente trattazione si limiterà ad esaminare
solo quanto di nostra competenza, e
cioè, il comportamento e la caratterizzazione
in ambiente subacqueo dei possibili
processi di saldatura oggi utilizzabili.
1. Introduzione
La saldatura subacquea può essere classificata
oggi in tre tipologie fondamentali:
• “Hyperbaric dry welding”, realizzata
all’asciutto all’interno di una camera
“habitat”, assemblata intorno ai componenti
da saldare, alla pressione dipendente
dalla profondità. Si fa notare che
alla fine degli anni ottanta si considerava
ancora impossibile ottenere risultati
accettabili di “wet welding” e
pertanto la terminologia usuale era
semplicemente hyperbaric welding
• “Wet welding”, realizzata a diretto
contatto dell’acqua e a pressione
dipendente dalla profondità di esecuzione.
• “Coffer dam welding”, realizzata
all’asciutto e a pressione atmosferica,
tramite una struttura metallica, emergente,
connessa con tenute stagne al
componente in riparazione, al cui
interno opera il saldatore.
Poiché la “coffer dam welding” si
realizza alle stesse condizioni ambientali
di terra, saranno esposte le sole problematiche
inerenti la hyperbaric dry
welding e la wet welding.
2. Saldatura iperbarica
all’asciutto
2.1 Generalità
La saldatura in camera iperbarica è stata
largamente impiegata negli ultimi tren-
66 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
t’anni per la realizzazione di componenti
strutturali di piattaforme e per la connessione
di condotte sottomarine, quindi sia
per l’estrazione che per il trasporto di
idrocarburi gassosi e liquidi, i cui giacimenti
sono localizzati, per oltre il 50%,
sul fondo degli oceani. Un’intensa attività
di studi e indagini sperimentali è
stata costantemente sviluppata nei più
importanti Istituti della Saldatura (fra
cui l’IIS) e in noti Centri di ricerca, al
fine di determinare le opportune soluzioni
per adeguare i processi di saldatura
(elettrodi rivestiti, MIG/MAG con fili
pieni e animati, TIG) all’esposizione di
un ambiente particolarmente umido, in
atmosfere diverse dall’aria e, soprattutto,
all’elevata pressione.
Sono stati in particolare indagati l’influenza
della pressione e delle miscele
protettive sul trasferimento dei consumabili
e sulla perdita di elementi trasferiti
nel bagno, l’influenza della portata
dei gas di protezione sulla disossidazione
del bagno e sulla stabilità d’arco e,
ovviamente, gli effetti sulla microstruttura
di saldatura e sulle sue caratteristiche
meccaniche. Poiché nuovi giacimenti,
sia nel Mediterraneo che nel
Golfo del Messico e sulla Costa Brasiliana,
sono stati localizzati ad oltre 500
metri di profondità, per limitare la
permanenza di saldatori subacquei a tali
profondità, è stata incrementata la
ricerca per la messa a punto di sistemi di
saldatura completamente automatici e a
controllo remotato. Sia per il processo
TIG che per il filo continuo con protezione
gassosa, più produttivo, sono state
qualificate procedure che garantiscono
elevata qualità e ripetibilità prestazionale
fino a 450 metri di profondità.
2.2 Atmosfera gassosa della camera
iperbarica
Occorre distinguere due tipi di atmosfera:
• l’atmosfera della camera di saldatura;
• l’atmosfera fornita al saldatore da
respirare.
A causa della contaminazione dell’atmosfera
dell’habitat da parte del procedimento
di saldatura, il saldatore dovrebbe
portare la maschera ed avere un’atmosfera
di respirazione indipendente.
Però, poiché vi è un lavoro di preparazione
che precede la saldatura e poichè
esiste il rischio che il saldatore respiri
inavvertitamente l’atmosfera della
camera, è necessario che questa sia
respirabile.
L’azoto è un gas poco costoso e sarebbe
conveniente usarlo; esso è, tuttavia, un
forte anestetico anche a bassa pressione;
inoltre crea una notevole produzione di
ossidi di azoto per contatto con le parti
calde appena solidificate, al di fuori del
gas di protezione.
L’elio è invece molto costoso ma risulta
respirabile anche al crescere della
profondità e non produce ossidazione
apprezzabile. L’argon non è impiegabile
perché diventa, sotto pressione, un gas
narcotico mortale.
Per quanto riguarda l’ossigeno, esso
risulta fisiologicamente accettabile per
la respirazione in un ampio campo di
concentrazioni; è necessario però realizzare
un compromesso tra l’esigenza
biologica e quella di evitare rischi d’incendio.
Occorre inoltre notare che se il
gas espirato dal saldatore è immesso
nella camera, il tenore di ossigeno può
diventare inaccettabile: il saldatore deve
essere dotato di una maschera che
consenta l’emissione del gas all’esterno
oppure deve essere previsto un sistema
di rigenerazione dell’atmosfera che
tenga sotto controllo anche il tenore di
ossigeno. La miscela più utilizzata fino
alla profondità di 300 m è costituita da
elio con ossigeno alla pressione parziale
di 300÷400 mbar. La pressione totale
della miscela deve essere tale da equilibrare
la pressione esistente sul fondo
della camera di saldatura.
Oltre l’ossigeno, altre sostanze inquinanti
sono prodotte in corso di saldatura:
NO 2 O 3, CO, CO 2 e polveri, che devono
essere tenute entro i valori limite TLV
(Threshold Limit Values).
Oltre la composizione dell’atmosfera di
saldatura devono essere tenuti sotto
controllo l’umidità e la temperatura:
l’umidità, sia dal punto di vista metallurgico
che per il benessere dei saldatori; la
temperatura è importante per il benessere
dei saldatori e deve essere regolata
con sistemi elettrici di riscaldamento (e
raffreddamento) in particolar modo in
concomitanza all’utilizzo di miscela di
elio, che conduce il calore più dell’aria e
dell’azoto.
2.3 Influenza delle condizioni ambientali
sull’arco elettrico di saldatura
La maggiore pressione e conduttività
termica dell’atmosfera dell’habitat

producono una maggiore caduta di
tensione d’arco ed una maggiore costrizione
del fuso d’arco. Nel caso di saldatura
MAG, con protezione di miscela
attiva, con polarità negativa al bagno, si
hanno emissioni di vapori metallici
(plasma stream) dal bagno sull’arco e
instabilità d’arco fino alla sua estinzione,
trasferimento irregolare con
produzione di spruzzi e fumo intenso.
Nel caso di trasferimento short arc, a
basso apporto termico, si depositano
cordoni eccessivamente bombati con
rischio di mancanza di penetrazione.
Esperimenti condotti con procedimento
TIG hanno rilevato una notevole suscettibilità
al “soffio magnetico” al di sopra
di 8 bar, sia per preesistenza di campi
magnetici, soprattutto su strutture tubolari
e pipelines, sia per magnetismo
indotto durante la saldatura in corrente
continua. Il problema è stato risolto
sperimentalmente con l’applicazione di
una bobina avvolta intorno all’elettrodo
di tungsteno (500 spire da 0,6 mm con
corrente continua di circa 3 A) che ha
instaurato un campo magnetico di circa
140 Gs permettendo il deposito regolare
alla pressione di 21 bar, corrente di
100A, lunghezza d’arco di 2 mm e velocità
di saldatura di 20 cm/min. Ulteriori
prove sperimentali hanno evidenziato un
miglioramento alimentando la bobina
con CA.
2.4 Influenza della pressione sulla
composizione chimica del metallo
depositato
L’elevata pressione della camera
influenza l’analisi chimica del metallo
depositato attraverso tre meccanismi
principali:
• la riduzione della macchia catodica e
anodica dell’arco a causa della costrizione
del fuso d’arco (la sezione si
restringe all’aumentare della pressione
della camera) provoca un incremento
di energia (maggiore densità di
ionizzazione) e temperatura con
conseguente maggiore vaporizzazione
del metallo d’apporto e inevitabile
perdita di elementi di lega,
• la maggiore concentrazione del fuso
d’arco influenza la geometria del
bagno liquido ed agisce sulla penetrazione
(i cordoni risultano più stretti e
bombati); la vaporizzazione di
elementi di lega nel metallo trasferito
influenza la tensione superficiale del
bagno e la fluidità del deposito,
• l’assorbimento dei gas nel metallo
liquido depositato aumenta al
crescere della pressione.
Indipendentemente da un generale
aumento di ossigeno, azoto e idrogeno
le reazioni chimiche legate alla
concentrazione di manganese e silicio
nei consumabili regolano i processi di
disossidazione del bagno metallico.
Si ha pertanto una diminuzione di Mn
e Si nel deposito ed una maggiore
concentrazione di ossidi di Mn e Si
nella scoria. Può anche essere rilevato
un leggero incremento della concentrazione
del carbonio.
Shielding gas flow rate (l/min)
F. Lezzi - Principali problemi nella saldatura subacquea
2.5 Gas di protezione
Le numerose indagini effettuate per la
determinazione delle opportune portate
di gas protettivo nella saldatura MAG
hanno individuato la portata di 10 l/min
(Fig. 1) come ottimale per evitare contaminazioni
del bagno metallico dai
componenti gassosi (azoto o idrogeno)
provenienti dall’esterno.
La turbolenza nella protezione gassosa
riduce i valori di tenacità del metallo
depositato (Fig. 2).
Le condizioni di prova sono state le
seguenti:
• atmosfera della camera = Trimix
(He/O2/5%N2) Figura 1 - Portata ottimale della miscela di protezione in funzione della pressione.
Charpy impact value (J)
1000
800
600
400
200
200
190
180
170
160
150
140
130
120
110
100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
LEGEND
Szelagowski et al.
Muleman et al.
Richardson et al.
Richardson et al.
Muleman et al.
Ar + 0,1 bar O 2
Richardson and Nilson
He + 0,5 bar CO 2
0
1 10 100
Working pressure (bar)
Test temperature (°C)
Szelagowski et al.
He based mixtures
Richardson and Nilson
Ar + 0,1 bar O 2
-100 -90 -80 -70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
Figura 2 - Valori di resilienza Charpy su saldature effettuate alla pressione corrispondente a
360 m di profondità: a) flusso di gas laminare, b) flusso di gas turbolento.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
67

F. Lezzi - Principali problemi nella saldatura subacquea
• gas di protezione = He/CO 2
• metallo d’apporto = filo animato al
C-Mn- 1% Ni
• metallo base = tubo in acciaio API 5
LX 65.
Il procedimento MAG con filo animato
offre prestazioni superiori all’elettrodo
rivestito e al MAG filo pieno: la combinazione
filo flusso migliora l’efficienza
termica e la ionizzazione dell’arco con
trasferimento regolare.
Una corretta scelta delle combinazioni
filo/flusso e gas di protezione permette:
• trasferimento regolare
• controllo degli elementi depositati e
della loro disossidazione
• maggiori apporti termici che bilanciano
le perdite termiche dovute alla
pressione
• maggiori tassi di deposito in ogni
posizione
• alti duty cycle
• maggiore tolleranza alla variazione
dei parametri.
L’influenza dell’ossigeno contenuto
nelle miscele attive He/CO 2 e He/O 2 è
stata attentamente valutata. La Figura 3
presenta relazione fra la pressione
parziale di ossigeno e della CO 2 nella
miscela ed il contenuto di ossigeno nel
metallo depositato per fili animati al
C-Mn e al C-Mn-1%Ni.
Le principali differenze da considerare
sono:
• Le miscele con componenti attivi alla
pressione parziale compresa fra 0,020
e 1,5 bar per l’ossigeno e 0,015 bar e
2,0 bar per la CO 2. Sia l’Ar che l’He
sono stati usati come gas vettori.
• I campioni prodotti manualmente
sono stati saldati in differenti posizioni
da un gruppo di saldatori
subacquei con diverso grado di
abilità ed esperienza; ciò ha allargato
il campo di variabilità dei parametri e
delle tecniche di saldatura
(weaving).Le saldature meccanizzate
sono state effettuate con maggiori
apporti termici (tensione e corrente)
che hanno innalzato la temperatura
d’arco sul bagno con significativo
effetto sull’assorbimento di ossigeno.
Il controllo sulla costanza della pressione
parziale di CO 2 in miscela garantisce
un contenuto di ossigeno parimenti
costante nel deposito, nel range delle
pressioni studiate (per ppCO 2 = 1bar,
0,058% - 0,064% O 2, e per ppCO 2 = 0,5
68 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
CO 2 Partial pressure (bar)
Weld metal oxygen content (%)
Figura 3 - Relazione tra l’attività del gas e il
contenuto di ossigeno nel bagno.
bar, 0,053% - 0,055% O 2) per profondità
comprese fra 60 e 100 m.
Come previsto maggiori pressioni
parziali di CO 2 fanno aumentare il
contenuto di O 2 nel bagno.
Le prove di resilienza a -20°C presentano
maggiori valori di energia assorbita
con minori livelli di ossigeno assorbito
Weld metal 0 2 content (%)
1
0.1
LEGEND
Szelagowski (1). 1988
Doe Santos (2). 1988
Miller (3). 1988
Valid for Ar-O2 mixures
containing between 0.1%
and 5% O2 C-Mn wire
ELECTRODE POSITIVE
(1) - Manual welds using C-Mn-1%Ni wire and
He-CO2 shielding gases.
(2) - Robotic welds using C-Mn-1%Ni wire and
He-CO2 shielding gases.
0.01
0.01 0.1
0.08
0.07
0.06
0.05
0.04
He + CO 2 Shielding Gas Mixtures
Producing ppCO 2 = 1.0 bar
He + CO 2 Shielding Gas Mixtures
Producing ppCO 2 = 0.5 bar
0.03
0 40
(Fig. 4). Tuttavia le
resilienze ottenute
in un campo di
pressioni variabili
fra 60 e 100 bar
si attestano fra i
1
52 J ed i 107 J, in
funzione della
miscela di protezione,
e, comunque,
conformemente agli
standards richiesti
per le costruzioni
offshore.
0.1
Tutte le sperimentazioni
fatte con fili
animati (del tipo
AWS A5.29/80T5-
G) per la saldatura
di acciai al C-Mn e
microlegati hanno
0.01
dimostrato che
piccole percentuali
di ossigeno favoriscono
la formazione
di ossidi di silicio
che inibiscono la crescita dei grani
austenitici causando, durante il raffreddamento,
la riduzione della formazione
di ferrite aciculare e l’incremento di
ferrite lamellare a bordo grano, con
aumento del rischio di fenomeni di criccabilità.
La scoria permette, grazie alla sua
tensione superficiale, di effettuare saldature
in tutte le posizioni.
52,5 J 63.5 J
Figura 4 - Contenuto di ossigeno nel metallo depositato a differenti pressioni di lavoro.
O 2 Partial pressure (bar)
Pressure (bar abs.)
Figures inside the squares indicate the Charpy impact energy at -20 °C
59.0 J
LEGEND
ppCO 2 = 1.0 bar
ppCO 2 = 0.5 bar
107.0 J
52.5 J
80 120

2.6 Proprietà dei materiali
Acciai non legati e acciai microlegati
sono normalmente utilizzati per le applicazioni
offshore.
Tali acciai tendono ad aumentare la
durezza in ZTA, soprattutto a causa delle
severe condizioni di raffreddamento
nella camera iperbarica arricchita di elio.
Sarebbe pertanto necessario effettuare
un preriscaldo di 120°C, possibile solo
in applicazioni completamente meccanizzate
e non manuali, al fine di eliminare
il rischio di formazione di cricche a
freddo da idrogeno. Per evitare la contaminazione
da idrogeno deve essere
molto accurata la scelta della miscela di
gas protettivo e della sua portata. Lo
sviluppo dei nuovi acciai strutturali
microlegati, termomeccanici e a laminazione
controllata, ha sollecitato i produttori
di consumabili alla messa a punto di
fili animati capaci di compensare la
perdita di elementi di lega per l’ossidazione
provocata dall’ambiente umido e
per aumentare l’effetto di deidratazione.
Sono stati aggiunti nei flussi piccole
concentrazioni di Al, Ti, B, con eccellenti
risultati. Oggi sarebbe possibile
saldare tali materiali in manuale fino a
500 m e con sistemi meccanizzati fino a
1000 m di profondità. Tuttavia le difficoltà
dell’immersione a tali profondità e
le disponibilità di miscele respirabili,
hanno consentito applicazioni reali in
saldatura manuale o parzialmente
meccanizzata, fino a profondità di 220-
250 m.
Le prove effettuate hanno portato all’ottenimento
di durezze non superiori a 280
HV 10, prove di resistenza, di duttilità e
tenacità CTOD, paragonabili ai corrispondenti
materiali base, con qualità
finale dei giunti allineata allo standard
più 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 con
l’aumento di pressione provocando la
formazione di cordoni più bombati (con
maggiore difficoltà di rimozione della
scoria).
Gli elettrodi basici sono gli unici utilizzabili
e devono essere tenuti in forni
portatili o in confezioni sottovuoto, per
evitare la contaminazione da idrogeno
proveniente dall’ambiente.
Per evitare fenomeni di criccabilità a
freddo deve essere sempre effettuato un
condizionamento termico, prima del loro
uso, se non sono forniti in confezioni
sottovuoto e a tenuta. In genere sono
utilizzati sia per prime passate che per
riempimento.
2.7.2 Saldatura TIG
Largamente utilizzata per la grande
regolarità di deposito e la buona controllabilità
della fusione, in particolare in
prima passata, non produce scoria e non
Figura 5 - Progetto di impianto per saldatura iperbarica GMAW a controllo remotato per la
riparazione di pipelines.
F. Lezzi - Principali problemi nella saldatura subacquea
deposita idrogeno ma ha una bassa
produttività. La saldatura TIG è quindi
spesso utilizzata su giunti circonferenziali
per l’esecuzione della prima
passata mentre il riempimento è realizzato
con elettrodi rivestiti.
2.7.3 Saldatura MAG a filo pieno
Oltre alla buona efficienza di deposito,
non produce scoria (in realtà si formano
scorie generate dagli ossidi di silicio, ma
sono rifuse dalle passate successive) ed è
per questo usato preferibilmente con
processi meccanizzati.
2.7.4 Saldatura MAG con filo animato
C’è maggiore difficoltà d’uso da parte
del saldatore, che deve anche rimuovere
la scoria.
Utilizzando corretti parametri elettrici e
combinazioni filo-flusso-gas di protezione
si possono ottenere eccellenti
risultati metallurgico-meccanici.
2.8 Saldatura iperbarica meccanizzata
Da almeno vent’anni sono stati fatti
studi e ricerche applicativi per la realizzazione
di saldature iperbariche completamente
meccanizzate a controllo remotato
direttamente dalla superficie del
mare, con lo scopo di ridurre l’impiego
di saldatori subacquei in camera iperbarica.
Il processo più utilizzato, soprattutto con
sistemi orbitali, è il procedimento TIG
che è stato sperimentato fino a profondità
di circa 230 m.
Oltre al procedimento TIG sono in corso
di studio impianti completamente
meccanizzati anche per applicazioni più
produttive di saldatura a filo sotto gas;
un esempio, riportato recentemente in
letteratura, è illustrato nella Figura 5.
Ovviamente l’impiego dei saldatori
subacquei è richiesto per la messa a
punto dei giunti, la sostituzione degli
elettrodi e la supervisione della saldatura.
2.9 Sviluppi futuri
I prodotti petroliferi ed il gas naturale
contengono elevate quantità di H2S e
CO2 che provocano danneggiamenti da
corrosione nelle pipelines; pertanto si
metteranno a punto sistemi di saldatura
per la realizzazione di giunti, ad elevate
profondità, di materiali dotati di resistenza
alla corrosione oltre che strutturale.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
69

F. Lezzi - Principali problemi nella saldatura subacquea
In particolare si stanno facendo sperimentazioni
di saldatura iperbarica all’asciutto
su acciai placcati, leghe di titanio
e acciai inossidabili duplex.
Per quanto concerne i procedimenti sono
state fatte sperimentazioni, per ora limitatamente
a 30 m di profondità e nella
posizione “in piano”, di un processo
plasma-MIG per elevati tassi di deposito
estremamente interessanti per futuri
possibili depositi di placcature all’interno
di condotte sottomarine.
3. Saldatura subacquea in acqua
3.1 Generalità
I primi esperimenti di saldatura elettrica
in acqua risalgono agli anni trenta e
furono eseguiti presso la Lehigh University
in America in piccole vasche di
vetro con il saldatore fuori e all’aria, con
le sole mani immerse. Da allora e fino
alla fine degli anni ottanta il procedimento
non è stato ritenuto affidabile ed
in grado di fornire adeguati livelli di
qualità a causa della intrinseca situazione
ambientale che provoca rapidi
raffreddamenti e quindi elevate durezze
in ZTA, inclusioni gassose di idrogeno
in ZF, cricche a freddo.
Negli ultimi 25 anni il procedimento è
stato rivalutato e positivamente caratterizzato
per fornire gli adeguati standard
di qualità richiesti dall’industria offshore,
navale, ed in generale per le opere
civili portuali.
Naturalmente, nella sua applicazione
prevalentemente manuale, è fondamentale
il grado di addestramento e di esperienza
del saldatore subacqueo.
Ci limiteremo pertanto ad esaminare
soprattutto gli aspetti di miglioramento
tecnologico del procedimento, ed in
particolare:
• i generatori elettrici
Existing Mat’l
CE ≥ .40
Figura 7 - Schema per la riparazione di un
acciaio a Ceq >0,4 con “Temper Beads”.
70 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
• gli elettrodi
rivestiti
• i metodi per
limitare la
durezza e la
criccabilità da
idrogeno
• i procedimenti
alternativi.
Voltage (V)
3.2 Generatori di
saldatura
20
All’aumentare
della pressione per
mantenere stabile
l’arco elett r i c o
15
sono richieste
maggiori tensioni
a parità di corrente
e comunque
tensioni a vuoto
(per l’innesco)
maggiori di quelle usuali a terra (Fig. 6).
Soltanto la corrente continua permette il
mantenimento stabile dell’arco.
3.3 Materiali di consumo
La pubblicazione della
AWS D.3-6 “Specification
for underwater wet
welding” e successivamente
della norma
europea prEN ISO
15614-9 “Specification
and qualification of
welding procedures for
metallic materials -
Welding procedure test
- Hyperbaric wet
welding” ha stimolato i
produttori di consumabili
per saldatura; sono
oggi disponibili elettrodi
in grado di realizzare
giunti di qualità
corrispondente alla
Temper
Beads
Repair Mat’l
CE < .40
30
25
50 100
N
Brace 3B1
Failure point
-300
30 bar
15 bar
-36
3
Current (A)
1 bar
Figura 6 - Campi di funzionamento dei parametri
elettrici in funzione della pressione.
classe B dell’AWS D3-6, a profondità di
60 m, su acciai con Ceq non superiore a
0,40. Altre prove eseguite a 10 m di
profondità hanno soddisfatto i requisiti
di qualità della classe A.
Platform
north
2
150 200 250 30
B
E
Figura 8 - Jacket leg dalla piattaforma del
Mare del Nord con l’indicazione della parte
strutturale sostituita, a seguito dei danni
provocati da una collisione con mezzo navale
di servizio.
J
K
2

12 o’clock position
12”
EL(-)36’-0”
Figura 9 - Particolare dell’elemento
danneggiato in corrispondenza della
saldatura circonferenziale.
Leg
JL3E
Sono state comunque realizzate saldature
di classe B a 90 m.
Attualmente gli elettrodi a rivestimento
rutilico garantiscono le migliori prestazioni,
sia per la stabilità d’arco che per la
migliore geometria di deposito. In alternativa
sono presi in esame, per la minore
quantità di idrogeno diffusibile, gli elettrodi
a rivestimento con ossidi di ferro,
gli inossidabili austenitici e quelli a base
di nichel. Tutti gli elettrodi suddetti
devono avere un rivestimento esterno
con tenuta all’acqua.
3.4 Controllo della durezza e limitazione
dei fenomeni di criccabilità
Poiché il raffreddamento in acqua è
molto rapido e siamo in presenza di
notevoli quantità di idrogeno diffusibile,
con normali elettrodi rivestiti si producono
cricche da idrogeno su acciai con
Ceq > 0,29.
Tuttavia, utilizzando la tecnica di deposito
passate “Temper Beads” (Fig.7)
sono saldabili acciai anche con Ceq>0,4;
nel 1991 è stato fatto un intervento di
riparazione su una piattaforma del Mare
del Nord su un simile acciaio e sono state
ottenute durezze non superiori a quelle
previste dalla Classe A della AWS D3.6.
L’intervento fu effettuato a 36 m di
profondità per riparare la struttura tubolare
danneggiata dalla collisione di un
mezzo navale operativo; come si può
vedere dalle Figure 8, 9, 10 la riparazione
è stata effettuata saldando un
manicotto sagomato a cavallo del nuovo
componente strutturale e del moncone
residuo di quello originale.
3.5 Caratteristiche meccaniche
La letteratura tecnica riporta numerosi
dati, spesso non omogenei perché otte-
36”
Member
3B1
nuti con elettrodi di tipo tradizionale;
pur tuttavia è deducibile, come prevedibile,
per il maggior assorbimento di ossigeno
e idrogeno, un decremento delle
caratteristiche meccaniche all’aumentare
della profondità (Fig.11).
3.6 Metodi alternativi per la saldatura
in acqua
3.6.1 Saldatura MAG con filo animato
Si stanno formulando appositi flussi di
tipo rutilico per permettere tale applicazione,
di maggiore produttività e sono
già state rese ufficiali applicazioni sperimentali
a profondità di 20 m con ottenimento
di risultati qualitativi eccellenti
(conformi alla classe A della AWS D3.6).
3.6.2 Saldatura ad attrito
Sono state sviluppate esperienze a
partire dal 1992 presso il TWI in Inghilterra
utilizzando il processo di Friction
Stir Welding (FSW)
in una particolare
modalità conosciuta
700
in seguito come
Friction Hydro
600
Pillar Processing
(FHPP).
500
Il processo FHPP,
adatto alla ripara-
400
zione di strutture
300
“offshore”, consiste,
dopo aver indivi-
200
duato il percorso
della cricca, nell’ef-
100
fettuare un foro non
passante ad una sua
estremità, normalmente
con diametro
0
di 9-17 mm, e
60
nell’introduzione di
un elemento solido in
acciaio, in rotazione
50
e sotto spinta assiale.
Per attrito, il metallo
40
dell’elemento rotante
diverrà plastico e
30
riempirà il foro
diventando solidale
20
con le pareti di esso.
Opportunamente
10
tagliata l’eccedenza
esterna, l’operazione
verrà ripetuta con
altri fori parzialmente
sovrapposti
con il precedente
(Fig. 12).
0
Ultimate tensile strength (MPa)
Impact toughness @ 0 to -2 C (J)
F. Lezzi - Principali problemi nella saldatura subacquea
Figura 10 - Schema della riparazione
effettuata con saldatura, in acqua, tramite
manicotto sagomato, del nuovo elemento al
moncone residuo del componente
danneggiato.
I vantaggi di un simile processo sono:
• Processo di giunzione allo stato
solido
• non interviene l’arco elettrico
• interamente robotizzabile e controlla-
0 20 40 60 80 100
Depth (m)
Depth (m)
24”
Ref. 35
Ref. 8
Ref. 35
Ref. 34
JL3E
Ref. 12
Ref. 15
Ref. 12
Ref. 27
0 20 40 60 80 100
Figura 11 - Caratteristiche meccaniche in
funzione della profondità.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
71

F. Lezzi - Principali problemi nella saldatura subacquea
Figura 12 - Esempio schematico di
riparazione con procedimento FHPP.
Bibliografia
72 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
bile dalla superficie con controllo
remoto
• il metallo plastificato spinge verso
l’esterno impurità di ogni genere
• saldature esenti da porosità e cricche
da idrogeno
• metallo riportato a struttura molto
fine
• modesto effetto temprante esercitato
dall’acqua (durezza HV10

F. Lezzi - Principali problemi nella saldatura subacquea
[14] Draugelates U., Bouaifi B., Bartzsch J.: «Underwater welding using the plasma MIG method». Proc. of the 12th International
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Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
73

Monitoraggio di emissione acustica di
corpi a pressione (°)
E. Fontana *
Sommario / Summary
Questa memoria delinea le applicazioni di Emissione
Acustica (EA) come metodo di controllo non distruttivo per
valutare l’integrità meccanica e strutturale di una grande
varietà di componenti e strutture. L’ applicazione della
tecnica di EA ha raggiunto una significativa maturità e penetrazione
industriale e, per specifici componenti, è richiesta in
modo obbligatorio in Europa e nella comunità internazionale
sia in prima prova di collaudo che per successive qualifiche.
Lo sviluppo di software e hardware sempre più accurati e
dedicati e l’incremento di esperienze pratiche hanno consentito
un allargamento delle applicazioni di EA in tutti i settori
industriali. Data la sua intima relazione con la sollecitazione
l’EA consente un controllo volumetrico globale, in tempo
reale, dei corpi a pressione anche durante il normale ciclo
operativo. Lo sviluppo e la realizzazione di procedure
europee hanno inoltre favorito una maggiore accettazione
della tecnica a livello industriale.
Nella memoria viene data una panoramica delle applicazioni
dell’EA unitamente ad alcune considerazioni generali e
commenti sulle applicazioni industriali.
This paper outlines the Acoustic Emission applications as
non-destructive control method to evaluate the structural and
(°) Memoria presentata al Convegno: “Applicazioni di tecniche PND non
convenzionali”, organizzato da AIPND e IIS - Genova, 30 Novembre 2006.
* Libero professionista - Milano.
mechanical integrity of a large variety of components. The
application of AE technique has reached a significant maturity
and industrial penetration and, for specific component, it
is mandatory in Europe and in the international community
during the first acceptance test and subsequent re-qualifications.
The development of more accurate and dedicated software
and hardware and the improvement of practical experiences
have allowed an enlargement of the AE applications in
all industrial sectors. Due to its close relation with the stress
the AE allows a volumetric real time control of pressure
components also during the normal operating conditions.
The development and realisation of European codes and
procedures have promoted a greater acceptance of the technique
in the industrial community.
The paper gives an overview of the Acoustic Emission application
with some general comments and considerations on
the industrial applications.
Keywords:
Acoustic emission; automatic control; computer programs;
nondestructive testing; other NDT methods; pressure vessels;
structural analysis.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
75

E. Fontana - Monitoraggio di emissione acustica di corpi a pressione
1. Introduzione
Una grande varietà di applicazioni di EA
sono state fatte sia in laboratorio che in
campo sin dalla fine degli anni 60. La
quasi quarantennale storia dell’EA è
stata caratterizzata da periodi alternati di
approvazione e di criticismo, oggigiorno,
un atteggiamento più bilanciato
e realistico sembra ormai essere stato
raggiunto.
Il grande vantaggio della tecnica di EA
consiste nella sua capacità di monitorare
in tempo reale l’intero volume di una
struttura in esame con un numero ridotto
di sensori, opportunamente predisposti
sulla struttura. Dovuto alla natura intrinsecamente
dinamica del fenomeno di
EA, l’EA offre una incomparabile
opportunità di ottenere informazioni
sull’integrità strutturale di un dato
componente d’impianto nelle differenti
fasi della sua vita operativa, ad esempio
alla fine del processo di fabbricazione
(collaudo idraulico), durante le normali
operazioni d’impianto (monitoraggio
continuo e incremento di pressione) e
durante fermate di manutenzione
programmate (prova di riqualifica).
L’impegno di personale ben addestrato e
qualificato, equipaggiato con strumentazione
dedicata multicanale e multiparametrica
soggetto all’osservanza di requisiti
minimi e procedure di prova ben
definite è essenziale per mantenere un
alto livello di significato diagnostico e
affidabilità dei risultati ottenuti nel corso
di un esame di EA. Perciò è essenziale
che operatori con una consolidata esperienza
di applicazione della tecnica di
EA vengano utilizzati per effettuare e
gestire le prove.
2. Monitoraggio di EA
Il monitoraggio con EA di un corpo a
pressione in prova ha come obbiettivo
principale la rilevazione e la localizzazione
dei difetti planari eventualmente
presenti nel materiale.
76 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
Considerevoli progressi sono stati ottenuti
nell’utilizzo dell’EA dalle prime
applicazioni. Più settori industriali sono
stati esplorati: offshore e trasporto di
olio e gas, chimico e petrolchimico,
nucleare, generazione termica e idroelettrica,
aerospaziale e aeronautico, automobilistico,
ferroviario, industrie
cartarie ecc.
L’EA è stata applicata ad una grande
varietà di materiali (metallici, e non
metallici) e strutture/componenti, per
valutazione di integrità strutturale o
rivelazione di perdite: reattori e colonne
chimiche e petrolchimiche; desolforazione,
hydrotreating, platforming,
hydroforming, hydrosulphurization,
unità di trasferimento catalitico, deareatori,
cooldown reactors, nuclear vessels
e componenti a pressione, boiler drums,
steam headers e line di vapore, serbatoi
di stoccaggio cilindrici e sferici, gas
cyclinders, ponti; ferrocisterne e autocisterne,
biforcazioni di condotta forzata,
pompe reversibili, valvole a sfera per
unità idroelettriche, tubazioni interrate,
componenti automobilistici, carlinghe e
ali di aerei.
Studi intensivi di base di laboratorio per
la caratterizzazione dei materiali, investigazione
sui meccanismi di generazione
dell’EA, propagazione dei segnali
di EA, sono ancora oggi in atto.
L’utilizzo dell’EA, oltre ad assicurare un
controllo diretto dell’evoluzione del
danneggiamento e una indicazione
precoce di possibile rottura catastrofica
durante la pressurizzazione, fornisce una
mappatura iniziale della distribuzione
delle sorgenti di EA attivate nel materiale
del componente quando sollecitato
al massimo carico ammissibile.
Queste mappe di riferimento delle
sorgenti di EA possono essere utilizzate
durante la vita operativa del componente
per confronto con i risultati di controlli
successivi di EA, anche di monitoraggio,
effettuati per mantenere sotto
controllo le aree del componente identificate
come acusticamente attive.
Ulteriori sviluppi della tecnica hanno
consentito di applicare l’EA per affrontare
nuovi problemi di valutazione di
integrità strutturale, come ad esempio:
• riqualificazione di componenti strutturali
dopo un periodo prestabilito di
anni di servizio
• prove in linea durante il normale
funzionamento
• monitoraggio a breve e lungo termine
• monitoraggio intermittente
per differenti condizioni di sollecitazione,
pressione, temperatura, sollecitazione
meccanica monotonica e ciclica e
differenti condizioni ambientali e di
fluidi di processo.
L’utilizzo dell’EA per il monitoraggio
di prove di riqualifica e, più criticamente,
di componenti durante le normali
condizioni operative, deve essere cautamente
valutato in termini di affidabilità
diagnostica dell’informazione ottenuta
da una prova di EA.
Poiché solo i difetti che evolvono a
causa dello stimolo applicato possono
essere identificati e localizzati, se la
sollecitazione aggiuntiva applicata,
rispetto alle normali condizioni di sollecitazione,
è insufficiente per indurre
qualche crescita del difetto (o qualsiasi
forma di instabilità), o il tasso di energia
elastica locale rilasciata è troppo basso, i
difetti possono sfuggire alla rilevazione,
salvo che meccanismi di generazione
sussidiaria di EA (frizione delle superfici
della cricca, rottura di ossidi, frattura
dei prodotti di corrosione ecc.) possano
intervenire. Questo fatto è ovviamente
applicabile a tutti i meccanismi di generazione
di EA.
I difetti più pericolosi che possono
propagarsi in un materiale di un corpo a
pressione sono quelli di tipo planare,
quali appunto le cricche.
Nel corso di una sollecitazione, alle
estremità dei difetti planari eventualmente
presenti nel corpo a pressione, a
causa delle rilevanti intensificazioni
degli sforzi ivi esistenti si producono
sollecitazioni locali elevatissime e
quindi alterazioni strutturali e talora
anche significative estensioni degli
stessi difetti, processi tutti caratterizzati
da significativa generazione di EA.
Il monitoraggio on-line di componenti
operativi di impianto è al tempo stesso la
più attrattiva e la più vulnerabile delle
applicazioni di EA. Esso può essere
applicato in produzione, assicurando la
copertura volumetrica al 100% del
componente, può assicurare la rilevazione
e la localizzazione dei difetti attivi
e può essere correlato con i parametri di
impianto quali la pressione, portata,
temperatura, ciclo di produzione ecc.
Queste applicazioni on-line devono
affrontare alcuni problemi e ostacoli,
quali:

• attenuazione delle onde acustiche di
EA, dovuta alla complessità geometrica
e alla presenza di isolamento
termico;
• rumore di fondo di processo;
• segnali spuri di rumore provenienti
dall’esterno dell’area monitorata o
generati da movimenti strutturali
(specialmente nel caso di avviamenti/fermate
di impianto) o generati
da eventi strutturali non-rilevanti,
come la rottura di ossidi.
L’attività di EA che può essere associata
al danneggiamento occorso nell’area
monitorata deve essere chiaramente discriminata
dal rumore.
Tuttavia, se applicato contestualmente in
un programma di ispezione complessivo,
dove gli obbiettivi del monitoraggio
con EA sono stati chiaramente e
realisticamente definiti e concordati con
il personale di processo, manutenzione e
ispezione, l’EA può dare informazioni
diagnostiche utili e preziose.
L’espansione delle applicazioni di
EA, unitamente con la tremenda e
rapida evoluzione delle performance
dei sistemi hardware e software nell’operare
calcoli complessi e nell’acquisire
dati multi parametrici ad alta velocità,
hanno consentito agli operatori di
mantenere un controllo costante sull’attività
globale delle sorgenti attive di EA
e in alcuni casi, attraverso la realizzazione
di database, di ottenere il
gradiente di severità delle sorgenti identificate
di EA.
I sistemi di EA attualmente disponibili
sono in grado di garantire una acquisizione
e un trattamento ad elevata velocità
multi-canale e multi-parametrico,
così che l’estrazione e la presentazione
delle caratteristiche più rilevanti dei
segnali di EA, la localizzazione e la
discriminazione delle sorgenti di EA e la
loro presentazione possono essere fatte
in tempo reale.
In alcuni casi particolari nei sistemi di
EA viene incorporato un database o un
sistema esperto, per effettuare una valutazione
o una classificazione delle
sorgenti di EA assistita.
Due sono i metodi largamente utilizzati
per la localizzazione delle sorgenti di
EA: triangolazione basata sui tempi di
ritardo e localizzazione a zona o hits.
Il primo metodo necessita che il segnale
acustico, generato da una sorgente di
EA, raggiunga tre o più sensori perché
sia possibile effettuare una localizzazione
accurata della posizione, l’altro è
basato sul fatto che il confronto dell’attività
di EA accumulata su un set di
singoli sensori identifichi aree ad elevata
attività del componente monitorato.
Alcune considerazioni devono essere
fatte per permettere una valutazione dei
meriti e delle limitazioni dei due metodi.
La rivelabilità di un difetto in evoluzione
tramite EA dipende essenzialmente da:
• tasso di energia elastica rilasciato
dalla sorgente (è conosciuto essere
alto, ad esempio, per crescita di
cricca in materiale non duttile)
• livello del rumore di fondo
• energia persa lungo il percorso di propagazione
tra la sorgente e il sensore.
Il metodo di triangolazione, che processa
stringhe di tempi di ritardo ottenute
dall’attivazione di uno o più sensori
all’interno di un dato intervallo temporale,
previene, utilizzando filtri logici, di
processare sequenze di tempi di arrivo
errate, così che le sorgenti localizzate
possano essere considerate valide,
Questo approccio ha le sue controindicazioni
quando l’attività totale del tasso di
eventi di EA è troppo alta, perché gli
eventi di EA si possono sovrapporre nel
tempo e i filtri logici rifiutano un
numero crescente di dati apparentemente
inconsistenti.
La localizzazione a zona o singolo
colpito (hit) non richiede l’attivazione
di molti sensori per registrare un
evento, ma richiede l’utilizzo di una
riduzione e filtraggio dei dati durante
l’analisi fuori linea per eliminare dati
inconsistenti.
Nella localizzazione a zona la preoccupazione
principale è quella di evitare
ogni perdita di dati e la selezione e la
localizzazione delle sorgenti vengono
parzialmente ritardate. La discriminazione
dei dati acquisiti per il metodo a
zona è pertanto il problema più critico
per l’identificazione non ambigua delle
sorgenti di EA.
Ognuno dei due metodi ha la sua forza e
debolezza e può dare risposte ottimizzate
alle specifiche esigenze o condizioni
di prova.
Il modo migliore di prendere dati di
EA è di utilizzare l’informazione contenuta
nella sequenza dei colpiti per indirizzare
la triangolazione ed ottenere il
maggiore vantaggio possibile dall’uso
delle due metodologie.
E. Fontana - Monitoraggio di emissione acustica di corpi a pressione
3. Qualificazione del personale
L’EA è una tecnica complessa che
richiede una preparazione specifica ed
estesa del personale. In aggiunta ad una
minima conoscenza teorica di base,
l’operatore necessita di un addestramento
in campo per affrontare una
grande varietà di problemi reali, sorgenti
di rumore, rumore di processo, tipo e
metodo di sollecitazione, conoscenza
delle proprietà del materiale ecc., per
incrementare e consolidare la sua capacità
operativa ed esperienza diagnostica.
La qualificazione e la certificazione del
personale è altamente raccomandata
congiuntamente con le linee guida e le
procedure di applicazione della tecnica
di EA.
La preparazione e successiva pubblicazione
in ambito Unione Europea (UE)
delle seguenti norme:
UNI EN 1330-9: Terminologia -
Termini utilizzati nel controllo con emissioni
acustiche,
EN 13477-1: C a r a t t e r i zzazione
dell’apparecchiatura - Descrizione
dell’apparecchiatura
EN 13477-2: C a r a t t e r i zzazione
dell’apparecchiatura - Verifica delle
caratteristiche funzionali
EN 13554: Emissione acustica - Principi
generali
EN 14584: Acoustic emission - Examination
of metallic pressure equipment
during proof testing - Planar location of
AE sources
EN 473: Qualifica e certificazione del
personale addetto alle prove non distruttive.
Principi generali
ha sicuramente dato un contributo significativo
al consolidamento della tecnica
di EA in campo industriale.
4. Conclusioni
Il controllo con EA è applicato regolarmente
ad una grande varietà di corpi a
pressione in molteplici settori industriali.
La tecnica di EA è di grande interesse
per la possibilità che offre di effettuare,
con l’impiego di un numero
limitato di sensori, un controllo volumetrico
su tutto il materiale del corpo in
pressione, specialmente nel caso di
grandi strutture, e di fornire la mappa
con le posizioni dei punti sospetti identificati
nel corso della prova.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
77

E. Fontana - Monitoraggio di emissione acustica di corpi a pressione
Una importante peculiarità dell’EA è
quella di assicurare un riscontro costante
sulle condizioni di criticità a cui è sottoposta
una struttura permettendo di
controllare la sollecitazione applicata ed
eventualmente di fermarla prima del
raggiungimento di situazioni critiche.
Strutture complesse possono essere
monitorate con l’EA studiando opportunamente
la disposizione dei sensori per
garantire che il monitoraggio rilevi
segnali di EA provenienti da zone anche
geometricamente complicate come nel
caso delle biforcazioni di condotta
forzata.
Questa tecnica, inserita in un programma
di manutenzione predittiva, con altri
metodi di CND, permette di determinare
con maggiore precisione lo stato delle
condizioni effettive della struttura
esaminata.
Lo sviluppo e la pubblicazione di standard
di formazione e applicazione a
livello europeo hanno fornito una vera e
propria guida operativa di riferimento
per gli utilizzatori della tecnica di EA,
ed hanno consentito una maggiore penetrazione
in più settori industriali.
Emerge chiaramente la tendenza, per
applicazioni specifiche, di sviluppare
standard di applicazione differenziati
78 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
che forniscano criteri per la valutazione,
anche automatica, dell’importanza delle
sorgenti di EA individuate.
Il grande sviluppo di componenti hardware
e software consentono di migliorare
l’affidabilità delle tecniche di
discriminazione e di determinare con
più precisione la localizzazione delle
sorgenti di EA, aiutando l’operatore
nell’analisi delle sorgenti di EA per la
loro classificazione. L’EA è essenzialmente
una tecnica sintomatica, capace
di evidenziare la presenza di processi di
danneggiamento in atto, la loro posizione
sulla struttura e il loro andamento
dinamico in funzione di un dato
stimolo.
L’EA non può essere rimpiazzata e non
può rimpiazzare altre tecniche di
controllo non distruttivo, essa è complementare
a sinergica con tecniche di
CND convenzionali e deve essere utilizzata
all’interno di un programma ispettivo
per contribuire all’ottenimento di
una informazione diagnostica perfezionata
del componente in esame.
Emilio FONTANA, diplomato in Elettronica Nucleare nel 1967. Attualmente
svolge attività di formazione e di consulente nel settore applicativo della
tecnica di controllo non distruttivo Emissione Acustica della quale è un
Livello 3 certificato dal CICPND ed è un esperto di ricerca perdite in tubazioni
interrate. Collabora con UNI, AIPnD e CICPND, è stato per 12 anni il
chairman del gruppo europeo del CEN7TC 138 WG7 “Acoustic emission”.
Il background culturale nel settore di diagnostica industriale si è formato in
oltre 36 anni di attività di ricerca e sviluppo e applicazioni in campo delle
tecniche sopra citate presso il CISE (Centro Informazione Studi ed Esperienze)
di Segrate - MI. Ulteriori esperienze professionali sono state fatte
presso la Società STA (Servizi Tecnologici Avanzati) e la Società EMAC.
Molteplici sono state le missioni all’estero per trasferimento tecnologico e
addestramento di personale. Tra le più significative quelle svolte per conto
dell’IAEA (International Atomic Energy Agency) nal 1992 presso i laboratori
Indonesiani di BATAN vicino a Jakarta. Nel 2004 osservatore indipendente
per conto della Comunità Europea per la valutazione di progetto di sviluppo
di applicazione dell’EA alla corrosione dei serbatoi delle navi cargo. Molteplici
i corsi di formazione per la tecnica di Emissione Acustica svolti.
TThhee II IIW
aanndd EEWFF EEdduuccaat ti ioonn, , TTrraai inni inngg & Quuaal li if fi iccaat ti ioonn SSyysst teem foorr f Weel lddi inngg PPeerrssoonnnneel l
iss i thhee t ONLLYY SSyysst teem thhaat t t iss i rreeccooggnni isseedd woorrl lddwi iddee aanndd aal lssoo bbyy ISSO I aanndd CEEN bbooddi ieess

Bando per l’ammissione agli esami da livello 3
secondo EN 473 / ISO 9712
Prima sessione d’esame 2007
SINCERT
ACCREDITAMENTO ORGANISMI DI CERTIFICAZIONE E ISPEZIONE
SGQ N° 021A
PRD N° 021B
PERS N° 021C
L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA organizza a Genova una sessione d’esami da livello 3 secondo
la normativa EN 473 / ISO 9712 nel mese di Marzo 2007.
Metodi di controllo
Oltre all’esame di base, se non già superato in precedenza, nell’ambito della sessione sarà possibile sostenere
esami 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 accreditamento
Sincert e pertanto con la più ampia validità.
Sede di svolgimento
Gli esami si svolgeranno presso la Sede Centrale IIS, Via Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova, con
disponibilità di parcheggio interno.
Requisiti di ammissione alle prove
I requisiti di ammissione alle prove sono quelli previsti dalle norme EN 473 / ISO 9712, di cui si riporta
il 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’accesso
diretto al livello 3 è necessario sostenere preliminarmente la prova pratica al livello 2, presso i
Centri d’Esame dell’IIS di Legnano o Mogliano Veneto entro Venerdì 16 Marzo o contestualmente alle prove
di livello 3 presso la sede IIS a Genova.
Calendario degli esami
Per contenere al minimo l’impegno degli interessati è previsto un programma d’esami flessibile e
personalizzato 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 richiedono
circa una giornata di impegno per ogni singolo metodo, e le prove di recupero.
Mattino ---------------
Pomeriggio
Lu 26.03.07 Ma 27.03.07 Me 28.03.07 Gi 29.03.07 Ve 30.03.07
Esame di base
a quiz
Prova di metodo
a quiz
Prova di metodo
a quiz
Prova di metodo
a quiz
Le prove programmate al mattino inizieranno alle ore 8.30, quelle pomeridiane alle 14.00.
Iscrizione
L’iscrizione agli esami può essere formalizzata attraverso la specifica domanda scaricabile in formato pdf dal
sito dell’Istituto all’indirizzo www.iis.it, così come copia del Regolamento IIS per la certificazione degli operatori
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 sulla
Banca Popolare di Milano, C/C 4500 ABI 05584 CAB 01400, specificando la causale “Quota partecipazione
esami 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 la
Sede di Genova dell’IIS, all’attenzione della Sig.ra Angela Grattarola (Tel. 010 8341307, Fax 010 8367780,
E-mail angela.grattarola@iis.it), entro Venerdì 16 Marzo.
Informazioni
Per 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.
Prova di metodo
a quiz
Stesura procedura Stesura procedura Stesura procedura Stesura procedura

Analisi sperimentale di coppie brasate
52NiCrMo6-G30
U. Natale *
V. Rosiello *
R. Paradiso *
M. Capaccio *
Sommario / Summary
Con riferimento alle anime cilindriche bimetalliche impiegate
nella calibratura di fori passanti in componenti sinterizzati, si
illustra la procedura teorico-sperimentale mediante la quale
sono stati individuati i parametri del processo di brasatura
utilizzato per realizzarle mediante giunzione di un elemento
cilindrico in carburo di tungsteno sinterizzato con uno
analogo in acciaio da bonifica 52NiCrMo6.
Dopo un’analisi numerica dello stato tensionale nel metallo
brasato in presenza di carichi assiali, successivamente si
procede, sotto le stesse condizioni statiche, alla determinazione
sperimentale del valore ottimale della conicità del cianfrino
secondo la quale vanno preparate le estremità dei due
diversi tronchi cilindrici dell’anima al fine di assicurarne la
massima capacità portante.
At the opening the brazing main parameters of a cylindrical
jointing of two different metallic materials, 52NiCrMo6 steel
* Dipartimento di Progettazione e Gestione Industriale -
Università di Napoli Federico II - Napoli.
alloy and sintered tungsten carbide G30, are analyzed and
selected by experimental tests.
Successively, for five different models of edges shaping, the
authors carry out a numerical stress analysis of the silver alloy
layer employed to brazing the two metallic materials.
At last, the same models are tested to define the good tensile
performance resulting by a more experimental procedure to
identify the optimum value of the edges conicity of the cylindrical
specimens employed.
Keywords:
Brazing; brazing fillers; cylinders; dissimilar materials;
mathematical models; QT steels; sintered materials; stress
analysis; tungsten carbide.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
81

U. Natale et al. - Analisi sperimentale di coppie brasate 52NiCrMo6-G30
Nel ciclo produttivo dei componenti
sinterizzati è, di solito,
prevista una particolare operazione di
stampaggio, denominata calibratura, che
ha lo scopo (Fig. 1), di conferire ad una
dimensione del componente già sinterizzato
un prefissato intervallo di tolleranza.
In particolare, quando debbono essere
calibrati fori passanti, ad es., negli ingranaggi
dei cambi, vengono impiegate
anime cilindriche solidali al punzone
mobile dello stampo, costituite (Fig. 2),
da due tronchi cilindrici di materiali
dissimili giuntati mediante una brasatura.
La parte superiore dell’anima impegnata
con il punzone è costituita in
acciaio legato mentre quella inferiore,
che interferisce con il componente sinterizzato
da calibrare, è fabbricata in
carburo di tungsteno sinterizzato: questa
soluzione è dettata dall’esigenza di assicurare
all’anima una resistenza all’usura
notevolmente superiore, di circa il
300%, a quella che presenterebbe se essa
fosse tutta realizzata, ad es., in acciaio
legato.
Durante la successiva fase di estrazione
del punzone, l’anima bimetallica deve
sfilarsi dal foro del sinterizzato in cui
risulta forzata a seguito del conseguimento,
nello stampaggio di calibratura,
dell’imposto campo di tolleranza del
foro del componente sinterizzato: essa
risulta, perciò, sottoposta a notevoli
sforzi assiali che ne possono compromettere
la resistenza in corrispondenza
del collegamento brasato con inevitabili
ed indesiderate interruzioni del ciclo
produttivo.
È pertanto su questo delicato collegamento
che abbiamo soffermato, in quanto
segue, la nostra attenzione con l’intento
di individuare, in primo luogo, la tecnica
di brasatura più adeguata allo scopo e,
successivamente, di definire la preparazione
ottimale dei cianfrini dei lembi dei
due tronchi cilindrici da giuntare.
I valori ottimali dei parametri fondamentali
della brasatura (processo -
flusso-materiale di apporto-gas combu-
82 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
Figura 1 - Collocazione della calibratura nel
ciclo di sinterizzazione.
stibile – tecnica esecutiva, ecc.) vengono
determinati, con l’ausilio di analoghe
analisi disponibili in letteratura [1-10],
attraverso una serie di ispezioni visive
dell’effettiva superficie brasata portata
alla luce asportando al tornio il cono
Componente
da calibrare
Punzone inferiore
Punzone superiore
Testa G30
52NiCrMo6
Matrice
Figura 2 - Stampo di calibratura con anima
bimetallica.
esterno (in acciaio
legato) del materiale
base (Fig. 3), dei
provini.
Dopo un’analisi
numerica agli
elementi finiti, volta
ad evidenziare la
distribuzione in esercizio
dello stato
tensionale lungo le
generatrici di accoppiamento
dei coni dei
materiali base dell’anima
(che delimitano
il volume di materiale
di apporto allorquando
la bagnatura
si ipotizza completa
e la brasatura di
spessore uniforme)
si procede a testare
sperimentalmente una
serie di provini
brasati, differenziati
da una diversa conicità
di attestatura dei
lembi cianfrinati.
Attraverso le prove di
trazione viene analizzata l’influenza,
sulla resistenza statica, di una variazione
della geometria della cianfrinatura
conica dei due tronchi cilindrici al fine
di ricercare, per un’imposta estensione
assiale della brasatura, l’esistenza di un
eventuale valore ottimale della conicità
del cianfrino cui possa cioè corrispondere
un valore massimo della capacità
portante del collegamento brasato.
Figura 3 - Aspetto della brasatura dopo
tornitura del cono esterno.

Scelta dei parametri di brasatura
I due materiali da brasare per la fabbricazione
delle anime oggetto dello studio,
sono costituiti, per il tratto superiore
(stelo), da acciaio da bonifica
52NiCrMo6 avente carico di scostamento
dalla proporzionalità di 810
N/mm 2 ed allungamento a rottura
dell’11%, mentre quello inferiore (testa),
che lavora a contatto con il componente
sinterizzato in lavorazione, è costituito
in carburo di tungsteno sinterizzato G30,
le cui caratteristiche fisiche sono indicate
nella Tabella I, sul quale viene praticato
il cianfrino conico maschio necessario
per eseguire la brasatura stessa.
Quest’ultima non interessa le superfici
minori di base dei due coni che, a brasatura
effettuata, sono qui considerati solo
in battuta; la giunzione interessa,
pertanto, solo le superfici laterali dei due
coni dei cianfrini le cui modalità di preparazione
sono mostrate nella Figura 4.
È appena il caso di precisare che per le
prove distruttive effettuate per definire i
parametri di brasatura sono stati utilizzati
provini diversi da quelli impiegati
per le prove di resistenza statica in
quanto sono state recuperate alcune
(a)
(b)
Figura 4 - Cianfrinatura dello stelo (a)
e della testa (b).
Composizione %
brocce scanalate in G30 già disponibili
in officina.
Per quanto attiene al metodo di brasatura
si è preliminarmente convenuto di
impiegare, in alternativa a quello in
forno, una brasatura forte al cannello
(torch brazing) sulla base delle seguenti
considerazioni:
• dovendo realizzare piccole produzioni
di anime (3-4 pezzi) per ognuna
delle 5-6 tipologie di cianfrini da
testare, risulta possibile utilizzare in
questo caso un unico cannello a più
punte;
• l’ossidazione del flusso di protezione
risulta praticamente trascurabile;
• la rimozione della scoria di flusso
solidificata sull’esterno delle anime
non comporta una specifica lavorazione
meccanica in quanto viene
effettuata durante la prevista rettifica
postbrasatura dei provini;
• le modeste dimensioni dei provini
(~ 20mm) scongiurano ogni rischio di
surriscaldamento dei materiali base
tipico della brasatura al cannello;
• contrariamente a quanto comporta la
brasatura in forno, con la tecnica
torch brazing non necessitano particolari
attrezzature per il posizionamento
dei provini durante il loro
riscaldamento.
Dopo la pulizia dei lembi cianfrinati,
effettuata con sgrassante, spazzolatura
ed alcol etilico, è stato spalmato con
pennello il decapante (flusso) in pasta
Castolin 1802 PF che, presentando una
temperatura di fusione nettamente inferiore
a quella del solidus del materiale di
apporto ed un’elevata viscosità alla
temperatura di brasatura, favorisce in
maniera soddisfacente la bagnatura dei
materiali base da parte della lega di
apporto utilizzata nella brasatura.
U. Natale et al. - Analisi sperimentale di coppie brasate 52NiCrMo6-G30
TABELLA I - Caratteristiche fisiche della testa in G30.
WC Co
Densità
g/cm 3
Durezza
Rockwell
R A
Durezza
Vickers
kg/mm 2
Resistenza a
flessione
N/mm 2
85 15 13,8 ÷ 14,0 86 ÷ 88 1150 ÷ 1250 180 ÷ 220
Resistenza a
rottura
N/mm 2
Modulo E
N/mm 2
Conducibilità
termica
cal/cm sec °C
Coefficiente di
dilatazione
β*10 6
Resistenza
elettrica
∝≥·cm
390 54000 - 6 -
A questo proposito si è convenuto di
impiegare, con le modalità mostrate
nella Figura 5, la lega di argento
Castolin 1802F/XFC in bacchette che,
oltre a notevoli proprietà meccaniche
(che però possono risentire, a brasatura
avvenuta, di un decadimento dell’ordine
del 25-30% imputabile alla presenza di
gradienti termici che si instaurano lungo
le generatrici dei coni di accoppiamento
allorquando si raggiunge la temperatura
di brasatura), presenta un intervallo di
fusione molto stretto: è questa una
caratteristica essenziale per la tipologia
di brasatura in esame in quanto consente
di realizzare brasature con meati sottili e
processi di riscaldamento abbastanza
lenti come quello al cannello ossiacetilenico
quì impiegato. Detta lega non
sviluppa gas tossici durante la fusione
che, a sua volta, non richiede un riscaldamento
diretto in quanto è in grado di
fondere soltanto quando il metallo base,
interessato invece a riscaldamento
diretto, raggiunge la temperatura di
bagnatura; essa, inoltre, presenta una
Figura 5 - Disposizione della lega di apporto
nel cono femmina.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
83

U. Natale et al. - Analisi sperimentale di coppie brasate 52NiCrMo6-G30
Figura 6 - Difetti di adesione del metallo di
apporto.
notevole capacità di bagnare il metallo
base, rifluisce agevolmente nel meato
per attrazione capillare e non presenta
fenomeni di liquazione durante tutta la
brasatura.
Le principali proprietà fisiche della lega
di apporto prescelta per realizzare le
brasature in esame sono riportate nella
Tabella II.
Le prime brasature così effettuate hanno
presentato, però, alle prove distruttive
del cono esterno, una serie di difetti
costituiti essenzialmente da parziale
riempimento del meato, di spessore
variabile tra 0,02-0,04 mm, con
mancanza di adesione della lega di
apporto alla testa in carburo di tungsteno
(Fig. 6); non è stato possibile
eliminare questo tipo di difettosità attraverso
alcuni accorgimenti tecnici
convenzionali quali, ad es., l’adozione di
un cannello doppio per il riscaldamento
o la realizzazione di un foro di sfiato
Figura 8 - Eliminazione dei difetti di
adesione.
84 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
TABELLA II - Proprietà fisiche della lega di apporto.
Intervallo di fusione: .......................................... 595 - 600 °C
Temperatura di esercizio: ................................. 610 °C
Forno: ................................................................... ~ 700 °C
Densità: ................................................................ ~ 9,3 g/cm 3
Resistenza alla trazione: ....................................400 - 500 N/mm 2
Allungamento (l=5d): ......................................... 25 - 35 %
Durezza: ............................................................... ~ 100 HB 30
Resistività ρ: ........................................................ 0,06 ∝Wm
Figura 7 - Foro di sfiato nel cono femmina.
(Fig. 7), nel cono femmina. Ci è riuscito
di eliminarle, però, facendo ruotare, al
raggiungimento della temperatura di
brasatura, di due giri completi il cono
maschio (Fig. 8), con l’ausilio di una
pinza: quest’azione meccanica ha
evidentemente favorito una distribuzione
pressocchè uniforme della lega
fusa nel meato contribuendo a realizzare,
assieme alle scelte già discusse, le
condizioni ottimali dell’intero processo
di brasatura secondo il
quale sono state realizzate,
perciò, le giunzioni
brasate nelle successive
fasi dello studio.
Analisi numericosperimentale
Individuate così le
condizioni ottimali per
brasare i due materiali di
cui è costituita l’anima
di calibratura, prima di
procedere alle prove di
trazione volte ad individuare
la geometria della
conicità di cianfrinatura
dei lembi in grado di
assicurare la massima
capacità di resistenza a
0,02 a 0,04
trazione della
brasatura, si è
ritenuto utile
individuare per
via teorica il
livello di sollecitazione
cui sono
sottoposte in
esercizio le
diverse brasature
da testare.
A questo proposito
si è provveduto
a condurre un’analisi numerica agli
elementi finiti per valutare lo stato
tensionale in corrispondenza del cono
medio della lega di apporto il cui spessore
normale (meato) è stato sempre
assunto pari a 0,04mm.
Con riferimento alla Figura 9, una volta
fissati per tutti i modelli analizzati in
25 mm la lunghezza assiale l del cono
maschio ed in 6 mm il suo diametro
minore d, si è fatto variare il diametro
maggiore D dello stesso cono secondo i
valori 16-18-20-22-24 mm a cui è stato
sempre ricondotto anche il diametro D’
del cono femmina con una rettifica postbrasatura.
I cinque modelli, di cui nella Figura 10
sono riportati alcuni esemplari, caratterizzati
dai rapporti
δ = D/d = 2.66 - 3.00 - 3.33 - 3,66-4.00,
sono stati individuati, nell’ordine, con le
lettere A-B-C-D-E.
Portare in battuta
3m ni
Diametro iniziale
Diametro rettificato
Figura 9 - Parametri geometrici dei modelli
di provini.

Figura 10 - Vista d’insieme di alcuni provini.
Figura 11 - Modellazione
dell’accoppiamento brasato.
Lo stato tensionale lungo la generatrice
del cono medio della brasatura è stato
valutato con metodo agli elementi finiti
mediante codice Ansys assumendo i
seguenti valori del modulo Young e del
coefficiente di Poisson
208 Gpa....... 0,30............................. 52NiCr Mo6
E = 70 Gpa ....... ν = 0,37............................. 1802 XP
540 Gpa....... 0,28............................. G30
Utilizzando la modellazione mostrata
nella Figura 11 sono state ricavate,
per carico assiale di 1GN applicato
alla porzione di anima mostrata nella
Figura 11, le distribuzioni lungo l’asse
del cono delle sollecitazioni (radiali,
tangenziali, assiali ed equivalenti di Von
Mises) riportate nella Figura 12.
Da questi diagrammi si evidenzia immediatamente
una notevole disuniformità
nella distribuzione delle suddette sollecitazioni
con valori massimi che, pur
riducendosi al crescere della conicità
del cianfrino,
si registrano
sempre in corrispondenza
della
sezione minima
del cono in prossimità
della quale si
innesca, evidentemente, la rottura del
collegamento brasato con conseguente
“sfilamento” del cono maschio dalla
sede femmina.
Le prove di trazione sono state condotte
su tre esemplari di ognuno dei cinque
modelli precedentemente definiti in
U. Natale et al. - Analisi sperimentale di coppie brasate 52NiCrMo6-G30
Figura 12 - Distribuzioni delle tensioni sul
cono medio del metallo di apporto.
maniera da poterne valutare il carico di
rottura attraverso la media dei tre valori
ottenuti per ciascun modello.
Le testine dei provini sono state ricavate
di pezzo sul tronco in 52 Ni Cr Mo6 e
mediante cannotto scorrevole a foro
conico ed a perimetro quadrato sul
tronco in G30 che presenta, ovviamente,
il tratto terminale conico.
Nella Figura 13 sono evidenziate le
modalità costruttive delle estremità delle
teste in G30 mentre nella Figura 14 è
mostrata anche l’attrezzatura che si è
dovuto predisporre per l’ammorsaggio
dei provini sulla macchina di prova.
Alcuni provini che hanno ceduto in
corrispondenza del tratto conico della
testina (Fig. 15), non sono stati presi in
considerazione per la valutazione del
carico medio di rottura che è stato, per
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
85

U. Natale et al. - Analisi sperimentale di coppie brasate 52NiCrMo6-G30
Figura 13 - Particolare costruttivo delle teste
in G30.
ciascun modello, calcolato solo per i casi
in cui le rotture dei provini sono avvenute
(Fig. 16), per “sfilamento” dei due
coni brasati e con una caratteristica
statica come quella evidenziata nella
Figura 17.
Nella Tabella III e nella Figura 18 sono
riportati i risultati delle prove effettuate
che evidenziano come la capacità
portante delle brasature eseguite risulti
funzione del rapporto δ ed, in particolare,
presenti un massimo in corrispondenza
del valore δ = 3.
Conclusioni
Dovendo procedere alla brasatura di
un’anima di calibratura utilizzando due
materiali dissimili (acciaio da bonifica
52NiCrMo6 e carburo di tungsteno G30)
si è preliminarmente individuata nella
brasatura forte al cannello la tecnica di
Figura 15 - Tipologia di rottura non valida.
Figura 16 - Rottura per “sfilamento”
stelo-testa.
86 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
Figura 14 - Modalità di ammorsaggio dei provini.
brasatura più conveniente allo scopo.
Successivamente, dopo aver motivato le
scelte del decapante in pasta Castolin
1802PF per proteggere la brasatura e del
materiale di apporto, lega di argento,
Castolin 1802F/XFC per eseguirla, si è
individuato in una torsione del cianfrino
conico maschio, da effettuare al raggiungimento
della temperatura di brasatura,
nella corrispondente sede femmina
dell’acciaio da bonifica, l’accorgimento
essenziale per eliminare ogni difetto di
adesione della lega di apporto al cono in
carburo di tungsteno.
Dopo un’analisi agli elementi finiti che
ha consentito di determinare, in via
puramente teorica, la distribuzione dello
stato tensionale in corrispondenza del
cono medio della lega di argento e di
TABELLA III - Risultati delle prove effettuate.
Modello
d
[mm]
l
[mm]
d
[mm]
δ
evidenziarne le variazioni con la conicità
di preparazione dei lembi, si è
proceduto a testare sperimentalmente 5
tipologie di preparazione dei lembi
corrispondenti ad altrettanti valori del
rapporto δ tra i diametri delle sezioni
estreme del cono di cianfrinatura.
Queste prove hanno consentito di
evidenziare l’esistenza di un valore ottimale
δ = 3 del suddetto rapporto in corrispondenza
del quale le brasature realizzate
presentano la massima capacità a
resistere a carichi assiali.
Tale comportamento trova spiegazione
nel fatto che ad un aumento del rapporto
δ corrisponde, ovviamente, non solo un
incremento della superficie di brasatura
ma anche una riduzione della tensione di
rottura della lega di argento attribuibile
Al
[mm 2 ]
Rm
[kN]
A 6 25 16 2,6 863,50 135,66
B 6 25 18 3 942,00 142,50
C 6 25 20 3,33 1020,50 137,30
D 6 25 22 3,66 1099,00 127,00
E 6 25 24 4 1177,50 121,00
Ri
[kN]
A1 125
A2 142
A3 140
B1 137
B2 148
B3 -
C1 143
C2 130
C3 138
D1 130
D2 127
D3 124
E1 132
E2 -
E3 110

Figura 17 - Caratteristica statica di rotture
per “sfilamento”.
ad un maggiore grado di disuniformità
nella distribuzione delle temperature
lungo le generatrici dei cianfrini conici
di accoppiamento: il risultato complessivo
di questi due effetti contrapposti è
tale da comportare l’individuazione di
un valore ottimale del rapporto δ cui
corrisponde un massimo della capacità
portante delle brasature in esame.
Ringraziamenti
Si ringraziano il Prof. Ing. Antonio De
Iorio, Direttore del Dipartimento di
Progettazione e Gestione Industriale
dell’Università di Napoli Federico II, e
le Officine Meccaniche Pontillo srl di
Scafati (SA) per aver messo a disposizione
degli Autori parte del materiale
utilizzato per le prove di laboratorio.
Bibliografia
Umberto NATALE è Docente nella Facoltà di
Ingegneria dell’Università di Napoli Federico II,
presso la quale è titolare dei corsi di Costruzioni
Saldate e di Progettazione Meccanica. È viceDirettore
del Dipartimento di Progettazione e
Gestione Industriale dove svolge attività di
ricerca scientifica e consulenza industriale
nell’ambito, prevalentemente, della resistenza
statica ed a fatica delle strutture saldate. Coordina
il gruppo di ricerca interdipartimentale sullo
sviluppo dei processi di saldatura ad elevato tasso
di deposizione in controllo adattativo.
Marco CAPACCIO, laureato in Ingegneria
Meccanica, svolge attività professionale di consulente
industriale nell’ambito della progettazione
di impianti meccanici.
U. Natale et al. - Analisi sperimentale di coppie brasate 52NiCrMo6-G30
Figura 18 - Variazione della resistenza media
con la conicità di cianfrinatura.
[1] Sabadasc O.M., Khorunov V.F.: «Materials and technology for flux brazing
and soldering of aluminium and aluminium to steel», Paton Welding Journal,
Oct. 2005.
[2] Kang S.K, Sarkhel A.K.: «Lead-free solders for electronic packaging»,
Journal of Electronic Materials, Vol. 23, n. 8, 1994.
[3] Moon K.W. et al.: «Experimental and thermodynamic assessment of Sn-Ag-
Cu solder alloy», Journal of Electronic Materials, Vol. 29, n. 10, 2000.
[4] Dittes M., Walter H.: «Advanced alloy for lead-free solder balls», Soldering,
n. 1, 2003.
[5] Maxsimova S.V. et al.: «Vacuum brazing of dispersion-strengthened copper
alloy Glidcop Al-25», Paton Welding Journal, Oct. 2002.
[6] Kruzmin N.G., Sevostyanov V.P.: «Fluxless soldering of liquid crystal indicators»,
Welding International, Aug. 2005.
[7] Sievert T.A. et al.: «Zeroing in on lead-free solder database», Welding
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[8] Holmström M.S. et al.: «Brazing an iron based ODS alloy and joint performance
and structure», Welding in the World, Sept.-Oct. 2000.
[9] Kempf B. et al.: «Neue lote zum fügen von chrom-nickel-stählen»,
Schweissen und Schneiden, n. 1, 2001.
[10] American Society for Metals: «Welding, brazing, and soldering handbook»,
ASM International, Materials Park, Ohio, 1992.
Vincenzo ROSIELLO è ricercatore confermato
presso la Facoltà di Ingegneria dell’Università di
Napoli Federico II, e svolge la propria attività
didattica e scientifica presso il Dipartimento di
Progettazione e Gestione Industriale. Insegna
Macchine di Sollevamento e Trasporto e Costruzioni
Saldate e collabora con il gruppo di ricerca
interdipartimentale sulla saldatura.
Roberto PARADISO , laureato in Ingegneria
Meccanica, è stato titolare di un contratto di
collaborazione continuativa con il Dipartimento
di Progettazione e Gestione Industriale dell’Università
di Napoli Federico II ed è, attualmente,
tutor del corso teleimpartito di Affidabilità e Sicurezza
delle Costruzioni Meccaniche.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
87

International Institute of Welding
Fracture analysis of
strength undermatched
welds of thin-walled
aluminium structures
using FITNET procedure (°)
1. Introduction
Driven by the demand for lighter and
cost-effective airframes as well as by the
close competition with the non-metallic
composite materials, the design of
metallic structures in the airframe fabrication
has experienced revolutionary
changes during the last decade. The well
established joining technique by rivets is
currently being replaced for some
airframe applications by welding using
novel welding technologies like laser
beam welding (LBW) and friction stir
welding (FSW). The adoption of these
welding processes provides savings in
structural weight and fabrication cost up
to about 15% [1]. The most widely used
metallic material in aircraft structures is
aluminium and was deemed to be
unweldable [2]. However, newly developed
aluminium alloys with silicon (Si)
and magnesium (Mg) as the main
alloying elements facilitate the use of
low heat input welding technologies to
manufacture crack and porosity free
welds with good mechanical properties
compared to the properties of the
conventional base material alloys.
(°) Doc. IIW-1709-05 (ex-doc. X-1577-05) recommended
for publication by Commission X
“Structural performances of welded joints -
Fracture avoidance”.
* GKSS Research Center, Institute for Materials
Research (Germany).
Summary
Stringer-to-skin joints in advanced
airframes of some airplanes are already
being produced using LBW with the use
of 12% Si containing wire, whereas for
the skin-to-skin joints, LBW and FSW
techniques are currently under consideration
in order to replace conventional
E. Seib *
M. Koçak *
The paper presents a methodology for the residual strength prediction
for the load carrying thin-walled components with highly strength undermatched
welds containing cracks. The analysis is based on the strength
Mismatch Option of the Fracture Module, being a part of the newly
developed fitness-for service (FFS) procedure FITNET. The Mismatch
Option of the FITNET Fracture Module allows for the account of weld
features like the weld tensile properties and weld geometry in the fracture
analysis of cracked welded components. The methodology described
was verified with the generated experimental results within this investigation.
The material used is an age-hardening aluminium alloy 6013 in
T6 temper condition used in recent airframe components. The welds in
the form of butt joints were produced using the CO 2 laser beam and friction
stir welding processes. The deformation and fracture behaviour as
well as the special features with respect to the FITNET FFS Procedure
were analyzed. The results have shown that using the presented methodology
along with newly proposed recommendations for the input data
selection, conservative predictions of the maximum load carrying
capacity of the large welded panels under tensile loading containing a
long crack in the weld can be obtained.
KEYWORDS: Aerospace; Aluminium alloys; Butt joints; Cracking;
Defects; Deformation; Elongation; Fractures; Friction stir welding; Friction
welding; Laser welding; Light metals; Mechanical properties; Mismatch;
Plastic deformation; Photon beam welding; Radiation welding; Reference
lists; Strength;Thermomechanically affected zone; Thin; Ultimate tensile
strength;Weld zone;Yield strength.
riveted lap joints. Current metallic
airframes of airplanes are designed to
satisfy the damage tolerance requirements
in terms of fatigue and residual
strength. The residual strength of a
structure is defined as the remaining
load carrying capacity in presence of one
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
91

E. Seib e M. Koçak - Fracture analysis of strength undermatched welds of thin-walled aluminium structures using FITNET procedure
or multiple cracks. Conventional
analysis tools for the residual strength
prediction of riveted thin-walled structures
are well established. However, the
move from the differential (riveted) to
integral (welded) design of the airframe
components introduces new aspects,
which potentially need to be considered
in the analysis route for cracked welded
components made of thin sheets. The
material is no longer homogeneous since
joining of aluminium alloys by LBW
and FSW usually produces a weld joint
area having lower strength (undermatching)
than the base material. In
such welded structures, a lower strength
weld zone leads to a localization of the
plastic strain if the component experiences
a high level of external loads. In
particular, for cracks located in the weld
material, the plastic zone at the crack tip
is entirely confined to the softer weld
material leading to an increase of the
crack tip constraint, which in turn may
influence the fracture performance of
the welded component. Therefore, it is
essential to take into account of the
material heterogeneity when structural
integrity assessment needs to be
conducted for cracks in the vicinity of
such welds.
The identification of adequate input
parameters based on the experimental
observation of the deformation and
damage process in the weld area is
essential to describe the critical condition
of strength undermatched structures.
The selection of the strength and
fracture toughness properties to be used
in the FFS analysis of welded thinwalled
structures has significant implications
on the results. Currently,
FITNET FFS procedure [3] is considering
an analysis route for the assess-
LBW butt joints
a) LBW butt joints
Figure 1 - Macro-sections.
92 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
ment of welds in
thin-walled structures.
Therefore, this
paper aims at
providing a validated
procedure to assess
the structural significance
of flaws in
strength undermatched
LBW and
FSW welds in thin
Al-alloy sheets.
2. Deformation
characteristics
of highly
strength
undermatched
welds
The material investigated
within this
work is an age-hardening
Al-alloy 6013
in T6 temper condition.
The thickness of
the sheets was varied
between 2.2 mm to
2.6 mm. The laser
beam welding has
been carried out
using a single CO 2
laser source with a
AlSi12 filler wire.
The optical macrosections
of both
LBW and FSW butt joints are shown in
Figure 1. No post weld heat treatment
has been applied to the welds. Both
welding processes produced, as
expected, strength undermatched welds
(i.e. weld having lower yield strength
than base metal). The Vickers micro-
FSW butt joints
b) FSW butt joints
a) LBW butt joints
b) FSW butt joints
Figure 2 - Micro-hardness profiles.
hardness profiles for both LBW and
FSW butt joints are shown in Figure 2
which clearly demonstrates the loss of
strength in the weld area. The LBW joint
exhibits the lowest hardness in the
fusion zone whereas the FSW joint
shows two distinguished hardness

E. Seib e M. Koçak - Fracture analysis of strength undermatched welds of thin-walled aluminium structures using FITNET procedure
minima in the thermo-mechanically
affected zone (TMAZ) on each side of
the nugget area.
A detailed knowledge on the evolution
of the plastic deformation at the crack tip
in mismatched structures is essential to
develop a methodology to assess its
structural significance. For this purpose,
a detailed investigation was conducted
by using the experimental image
analysis of the ARAMIS system [4].
ARAMIS is a correlation based image
evaluation technique to capture the
deformation distribution of a sample
under load. The sample (large welded
panel in this study) is viewed by a CCD
camera, which records the surface deformation
in the form of digital images.
The system then enables the calculation
of the surface displacement and surface
strain fields at each deformation step.
The measurement area captured by the
CCD camera was about 70 mm wide so
that the welds of this maximum length,
ahead of the crack tip, could be monitored.
The plastic zone evolution in
LBW M(T)760, FSW nugget M(T)750
and FSW TMAZ M(T)750 panels is
qualitatively shown in Figures 3-5,
respectively. In all three cases the plastic
deformation is entirely confined to the
lower yield strength weld material and
does not penetrate into the base material.
3. Weld strength mismatch
phenomenon
The yield load of a cracked component
is defined as the load level at which the
uncracked ligament starts yielding. For
the simple case of a homogeneous
middle cracked M(T) panel with a total
width 2W, thickness B and the crack
length 2a, the yield load solution, F YB,
under plane stress condition is [5]:
(1)
where
σYB is the yield strength of the material.
For a weld strength mismatched configuration
the yield load also depends on
the yield strength of the weld material
and the parameter which defines the ratio of the uncracked
(2)
Figure 3 - Evolution of the plastic zone ahead of the crack tip in the M(T)760 LBW plate.
Figure 4 - Evolution of the plastic zone ahead of the crack tip in the M(T)750 FSW plate with a
crack in the nugget area along the weld centreline.
ligament length, W-a, and the weld
width, 2H. The mismatched yield load
solution, F YM, for a butt welded M(T)
panel with strength undermatched weld,
i.e. the plastic deformation at the crack
tip is entirely confined to the weld material,
is given by [6]:
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
93

E. Seib e M. Koçak - Fracture analysis of strength undermatched welds of thin-walled aluminium structures using FITNET procedure
Figure 5 - Evolution of the plastic zone ahead of the crack tip in the M(T)750 FSW plate with a
crack in TMAZ.
where
is the mismatch factor defining the ratio
between the weld (σ YW) and the base
(σ YB) material yield strengths. The
mismatch yield load solution is graphically
depicted in Figure 6, which also
shows the yield load solution for an
overmatched case [6].
The description of the weld strength
mismatch as given above clearly indicates
that an assessment of flaws in the
vicinity of welds requires a particular
assessment procedure. This situation has
been well practiced for strength overmatched
steel or Ti-alloy welds. Flaws
within the strength overmatched welds
are principally protected. However, Alalloy
weldments generally show
strength undermatching in varying
degree depending on the alloy type and
94 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
(3)
(4)
welding technology used. Contrary to
the overmatched welds, flaws within the
lower strength weld deposit will not
protected from applied strain by using
inherent strength properties of the weld
metal. Therefore, it is essential to
provide additional shielding mechanisms
for such flaws to promote damage
tolerant behaviour. Development of efficient
joint design and “local engineering”
methods (e.g. strengthening of
the weld area) are required to overcome
the loss of the load carrying capacity of
such welds almost in all geometries.
4. Methodology and approach
The residual strength analysis of LBW
and FSW wide plates is based on the
Fracture Module of the FITNET FFS
Procedure which has been newly developed
within a European thematic
network FITNET [3, 7]. The procedure
covers the failure (in four major areas:
fracture, fatigue, creep, corrosion)
analysis of metallic structures with and
without welds giving clear guidelines for
the evaluation of the structural significance
of defects. The Fracture Module
provides an engineering methodology
for a prediction of critical conditions in
terms of the maximum load or critical
crack length in a cracked component.
For the analysis of detected of postulated
weld defects, the FITNET FFS Procedure
provides a special analysis option.
Figure 6 - Mismatch yield load solution of a M(T) panel with a crack in the weld centre [6].

E. Seib e M. Koçak - Fracture analysis of strength undermatched welds of thin-walled aluminium structures using FITNET procedure
The FITNET FFS approach uses the
methodology formerly known as the
SINTAP procedure [8] and extends it
with fully validated strength undermatched
welded thin-walled structures.
If the yield strength difference between
the base and weld materials is more than
10%, the FITNETT FFS Mismatch
Option provides an assessment route
accounting for the special features of
welds, as it was established within the
SINTAP procedure.
In the following, only the set of equations
for the Mismatch Option of the
Fracture Module will be given. For the
complete information on the different
analysis options within the FITNET FFS
Procedure, the reader is referred to [3].
The required input information, as
schematically illustrated in Figure 7, for
the application of the Fracture Module
to cracked welded structures will be
given subsequently, including the determination
of the weld metal tensile and
fracture properties.
4.1 FITNET FFS Procedure - Fracture
Module: Option 2: Weld strength
mismatch
The Fracture Module provides two
Material related input:
- tensile properties
of base and weld materials
- fracture resistance
complementary analysis routes: Failure
Assessment Diagram (FAD) and Crack
Driving Force (CDF). Since both routes
are based on the same set of equations,
their predictions are also the same.
Therefore, only the CDF route will be
presented in this paper. The CDF
expression in terms of the crack tip
opening displacement (CTOD), δ, is
given as:
with the elastic part of CTOD, δ e:
K denotes the elastic stress intensity
factor,
the parameter m (m = 1 for plane stress
and m = 2 for plane strain) is considered
a constraint parameter,
E’ = E for place stress and
E’ = E/(1-v 2 ) for plane strain (E =
Young’s modulus, v = Poisson’s ration),
and
FITNET Procedure
Fracture Module
Prediction of critical conditions:
- critical crack size
- maximum load level
Figure 7 - Required input information for the application of the FITNET FFS Procedure - Fracture Module.
(5)
(6)
is the ratio of externally applied load, F,
and the yield load, F Y, of the cracked
component which is a function of the
material’s yield strength, σ Y, of the
crack location and component/weld
geometry. Regarding the selection of E’,
the plane stress condition has been
chosen due to the fact of the thin sheet
material. It should be pointed out that
for v = 0.3, E’ for the plane strain case
differs only by a factor of 1.1
from the plane stress case, whereas the
variation of m between 1 and 2 is much
more pronounced. The plasticity correction
function, ƒ/(L r) is subdivided into
different options within the FITNET
FFS Procedure and is dependent on the
extent of the material data input and on
the case analyzed (homogeneous or
heterogeneous with strength mismatch).
For a strength mismatched configuration
(FITNET FFS Fracture Module Option
2), the plasticity correction function is
defined as:
Component or structure
related input:
- K-factor solution
- Yield load solution
(7)
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
95

E. Seib e M. Koçak - Fracture analysis of strength undermatched welds of thin-walled aluminium structures using FITNET procedure
Strain hardening exponents for mismatch, N M, base, N B, and weld materials, N W, are
defined as follows:
σUTS denotes the ultimate tensile
strengths of base (subscript B) and weld
(subscript W) materials. FYM and FYB are
the yield load solutions for the mismatch
and base material plates, respectively.
By the use of Eq. (14), the FITNET FFS
procedure takes account of the interaction
between base and weld metals in
terms of post-yield properties of the
weld joint constituents. The described
procedure aims at reducing the excessive
conservatism
(in case of overmatching)
and
non-conservatism
(in case of undermatching)
in
prediction of critical
conditions for
weld flaws. The
present paper
focuses on the
validation for the
safe applicability
of this procedure
to thin-walled
highly strength
undermatched Al-
96 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
alloy welds. Contrary to the overmatched
cases, there is a need for a fully
validated procedure for undermatched
welds.
4.2 Material related input
information
4.2.1 Tensile properties
One of the major input parameters in the
FITNET FFS analysis is the yield load
of the mismatched configuration.
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)
The yield load solution presented above
contains the mismatch factor M, which
in turn depends on the yield strength of
the weld material. An important task is
therefore the determination of the weld
metal tensile properties. Two approaches
will be presented in the following:
tensile tests using standard flat specimens
containing transverse welds and
micro-flat tensile specimens.
It is known that the standard flat tensile
specimens produce tensile properties of
the whole joint covering the interaction
between base and weld areas. However,
micro-flat tensile specimens enable the
determination of local tensile properties.
These 0.5 mm thick and 1.5 mm wide
small specimens, see Figure 8, were
extracted using electrical discharge
machining (EDM) from different locations
of the LBW and FSW joints.
Figure 8 also shows the extraction technique
for sheet thicknesses up to about
3.0 mm. For thicker plates, specimens
can also be extracted across the weld
joint. This technique yields full stressstrain
curves obtained from the bulk
material of the region of interest. The
elongation was measured at a gauge
length of L 0 = 7 mm. It should be noted
that micro-flat tensile specimens are
made of all-weld material and thus
provide the intrinsic (local) material
tensile properties.
The stress-strain curves are shown in
Figure 9 a) along with the base material
curve. The undermatching nature of the
LBW and FSW joints is clearly visible.
Since the TMAZ region is narrower than
the width of the micro-flat tensile specimen,
tensile specimens from that region
also contained material of HAZ. This

E. Seib e M. Koçak - Fracture analysis of strength undermatched welds of thin-walled aluminium structures using FITNET procedure
a) from the micro-flat tensile specimens
b) from standard transverse flat
Figure 9 - Stress-strain curves of LBW, FSW,
and base materials obtained.
has led to a higher
stress-strain curve
although the hardness
is found to be
the lowest in the
TMAZ region. In the
defect assessment the
lowest stress-strain
curve of the FSW
joint will be used to
be on the conservative
side.
Global tensile properties
of LBW and
FSW joints were
determined by
tensting standard flat
tensile specimens
according to the standard
DIN EN 895
with transverse
welds. In order to
make a comparison
of the tensile properties
between welded
joints and the base
material excluding
any geometry and
size effects, specimens
of the same
geometry were
prepared from the
base material. The
elongation was
measured at a gauge
length of 50 mm.
Since the plastic
strain entirely localized within the softer
weld material, the elongation at fracture
is obviously much smaller than that in
the base material specimen, Figure 9 b).
Table 1 summarizes the tensile strength
and elongation values for all materials.
For the LBW material, the standard
specimens yielded much higher yield
and ultimate tensile strength than the
micro-flat tensile specimens. The higher
strength values should be expected due
to the constrained plastic deformation
within the welds (both LBW and FSW)
which leads to a higher stress triaxiality.
However, the (apparent) yield strength
increase is primarily attributed to the
relatively large gauge length for the
strain measurement in the standard specimens.
Since the yield strength is determined
in terms of the 0.2% proof stress,
it is dependent on the gauge length.
A reduction of a gauge length will
increase the strain and decrease the 0.2%
proof stress [9]. The sensitivity of the
FITNET FFS residual strength prediction
to the weld metal yield strength will be
demonstrated in a later section including
the recommendation for the suitable
determination of the weld metal tensile
properties. The differences in LBW and
FSW tensile properties are due to their
weld metal microstructures and weld
geometries (FSW has a much larger
width, 2H, than the LBW joint, see Figure
1). The large differences in weld widths
strongly influences the deformation
behaviour of the undermatched joints.
Table 1 - Material properties of the weld and base materials obtained from micro-flat and standard transverse flat tensile (gauge
length 50 mm) specimens.
Material
Yield strength
σ γ = R p0.2
MPa
Tensile strength
σ UTS
MPa
Micro-flat tensile specimens
Elongation
at fracture, A
%
Base (LT) 330 365 11.5
Mismatch factor,
M =σ YW/σ YB
–
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
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
97

E. Seib e M. Koçak - Fracture analysis of strength undermatched welds of thin-walled aluminium structures using FITNET procedure
4.2.2 Fracture resistance
The widely used standard for the Rcurve
determination of the thin sheet
material is ASTM E 561 [10] and is well
established for the aerospace applications.
However, the methodology given
in this standard is only valid for homogeneous
(unwelded) materials. The
determination of the plasticity corrected
effective crack length (Δa eff), as required
within this standard, is not transferable
to welded configurations in a straightforward
manner. The plastic zone development
at the tip of the crack within the
weld deposit is not similar to those of the
homogeneous base metal crack. The
Figure 10
a) CTOD δ 5 R-curves for LBW (crack in
fusion zone) and FSW (nugget and
TMAZ cracks) welds obtained from the
respective C(T)50 specimens
b) Critical events of LBW and FSW M(T)
panels where the panels experienced
unstable fracture
98 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
ARAMIS method has demonstrated the
confined and elongated plasticity development
ahead of the undermatched weld
cracks in Figures 3-5. Therefore, the
standard methodology for the plastic
zone size determination and hence the
calculation of the effective crack extension
for the cracks in strength
mismatched welds needs to consider the
mismatch factor (M) and the size of the
weld (2H). Moreover, the current
FITNET FFS Procedure needs an Rcurve
in terms of a physical crack length
(Δa phy). The CTOD δ 5 approach [11]
offers a method for the determination of
the fracture resistance curves, which is
particularly suited
for thin-walled structures.
A specially
designed clip is
attached across (5.0
mm gauge length)
the fatigue crack tip
to measure the crack
tip opening displacement
as the crack
advances during
loading.
Figure 10 a) shows
the fracture resistance
curves in terms
of CTOD δ 5 obtained
for the LBW and
FSW joints from the
respective C (T) 50
specimens with a/W
= 0.5 using the
multiple specimen
technique. Antibuckling
guides were
used to ensure the
Mode I type loading
during the testing of
the C(T)50 specimens.
The R-curve
for the LBW weld
exhibited the lowest,
whereas for the FSW
joint with a crack in
the nugget area the
highest R-curve.
Figure 10 b) depicts
the critical CTOD δ 5
values at the final
failure, being also the
maximum load, of
corresponding stable
crack extension. It
can be seen that these
values lie on the curve fits of the respective
C(T)50 specimens indicating the
geometry independence of these fracture
resistance curves.
4.3 Component related input data
4.3.1 K-factor solution
The K-factor for a middle cracked M(T)
panel is available in a closed form solution
[12]:
where
(17)
F is the applied load,
2W is the total panel width,
a is the half crack length, and
B 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 configurations
like welded panels.
4.3.2 Yield load solution
The second component related input
parameter of the FITNEY FFS flaw
assessment procedure is the mismatch
corrected yield load solution, F YM,
which has already been presented in the
previous section and given according to
[6] as:
[see (3)]
Note that this solution is only valid for
highly undermatched welds where the
plastic deformation at the crack tip
located in the weld does not penetrate
into the base material. This consideration
is specifically applicable to both
LBW and FSW butt joints of 6xxx series
Al-alloys.
5. FITNET prediction of the load
carrying capacities of the
welded M(T) panels
The input information needed for the
application of the FITNET FFS Procedure
- Fracture Module (see Figure 7) is
presented in previous sections.

E. Seib e M. Koçak - Fracture analysis of strength undermatched welds of thin-walled aluminium structures using FITNET procedure
Figure 11 - Sensitivity of the residual strength
prediction to the yield strength of the weld
material.
First, the sensitivity of the residual
strength predictions to the weld material
yield strength will be demonstrated on
the example of the LBW panel, however,
the results are also valid for the FSW
panels. The local (intrinsic) tensile properties
of the very small laser weld metal
may not always be available in many
cases. Therefore, it is important to
demonstrate the significance of the
tensile property selection for the structural
integrity assessment of flaws
within the strength undermatched welds.
Figure 11 shows the predicted load-
CTOD curves for different yield strength
values of the weld material.
If the yield strength value (145 MPa, see
Table 1) obtained from the micro-flat
tensile specimens is used, the prediction
of the maximum load as well as of the
deformation behaviour closely agrees
with the experimental results. However,
if the yield strength value is taken from
the standard transverse tensile specimen,
the prediction of the residual strength of
the large panels is non-conservative.
In the second case, σ YW,LBW = R p0.2,LBW
= 175 MPa has been used which results
from a standard transverse tensile specimen
with a gauge length of 8 mm, i.e.
close to the LBW weld area [9]. Higher
yield strength values of the weld material,
as they are obtained from standard
specimens with a gauge length of 50 mm
(see Table 1), would result in an even
higher non-conservatism.
It should be noted that the predicted
maximum load is close to the yield load
the undermatched
weld metal is an
essential part of the
FITNET FFS flaw
assessment procedure.
It is therefore
recommended to use
micro-flat tensile
specimens to
generate local tensile
properties of the
undermatched weld
metals to prevent
non-conservative
predictions of the
critical conditions
using the FITNET
FFS Procedure.
It should be noted
that in the case of
overmatched weld
metals, the use of
base metal tensile
properties or values
obtained from standard
flat tensile specimens
will lead to
highly conservative
predictions.
However, analysis of
the undermatched
case is much more
critical for the selection
of the material
input data.
In all three cases, the
instability point was
reached within the
range of the R-curve
that has been covered
level F = F YM, which
in turn is directly
related to the
mismatch factor M
(see also Figure 6).
An inaccurate determination
of the weld
material yield
strength will significantly
affect the
maximum load
prediction. Based on
this sensitivity
analysis, it becomes
clear that the determination
of the local
tensile properties of
during their determination with C(T)50
specimens.
That means that the R-curves generated
on small scale specimens were of sufficient
size to predict the fracture behaviour
of large M(T) panels, see Figures 12
a) - 14 a).
The load-CTOD diagrams Figure 12 b) -
14 b) also contain the yield load level,
given by the dotted line F = F YM, and the
load level F = F UTS, shown by the
dashed line, at which the net section
stress reaches the ultimate tensile
strength of the weld joint:
F UTS = 2 σ UTS B (W - a). (18)
a) Prediction of the maximum load carrying
capacity of the LBW M(T)760 panel
b) Comparison between the predicted and
experimental results including the variation
of the constraint parameter m
Figure 12
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
99

E. Seib e M. Koçak - Fracture analysis of strength undermatched welds of thin-walled aluminium structures using FITNET procedure
Figure 13
a) Prediction of the maximum load carrying
capacity of the FSW M(T)750 panel with
a crack in the nugget area
b) Comparison between the predicted and
experimental results including the variation
of the constraint parameter m
Note that the ultimate tensile strength of
the weld joints is considered a global
property and is therefore taken from the
standard transverse tensile specimens as
given in Table 1. In the case of the LBW
joint σ UTS = 290 MPa and for the FSW
joint (for both panels) σ UTS = 285 MPa.
Only the FSW panel with the crack in
the nugget area has reached this load
level, i.e. the panel failure was governed
by the plastic collapse and not by the
critical crack tip loading. This fact
explains the relatively high conservatism
of the FITNET FFS prediction
for this particular case.
The variation of the constraint parameter
m shows that the higher m the predicted
100 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
load-CTOD response becomes stiffer.
The predicted maximum load, however,
is affected marginally. For m = 2.0,
which represents the plane strain condition,
the predicted curve describes the
deformation behaviour more closely to
the experimental load-CTOD curve.
Indeed, due to the confined plastic
deformation within the lower strength
weld metal at the crack tip (the material
is not free to flow) a higher constraint
within the softer weld material should be
expected.
This is another important feature of the
strength undermatched welds in thinwalled
structures which needs to be
taken into account during the assessment
a) Prediction of the maximum load carrying
capacity of the FSW M(T)750 panel with
a crack in TMAZ
b) Comparison between the predicted and
experimental results including the variation
of the constraint parameter m
Figure 14
of weld flaws in such structures. Therefore,
it is recommended to use m = 2.0
for undermatched welds even if the plate
thickness may suggest that the cracked
component may be under the plane
stress condition.
The results of the variation of the weld
width, 2H, and the strain hardening
exponent, N W, of the strength undermatched
weld material have proven a
minor influence on the FITNET FFS
residual strength predictions and are
reported elsewhere [13].
Finally, the applicability of FITNET
FFS Procedure Fracture Module to the
analysis of flaws in highly strength
undermatched advanced welds such as

E. Seib e M. Koçak - Fracture analysis of strength undermatched welds of thin-walled aluminium structures using FITNET procedure
LBW and FSW of aerospace grade Alalloy
6013 in thin-walled condition has
been demonstrated. It has been shown
that special care should be exercised in
selecting the material input parameters
and the assumption on the stress state of
the panels.
6. Conclusions
The application of the mismatch option
of the Fracture Module of the FITNET
FFS Procedure to LBW and FSW panels
has yielded conservative estimations of
the maximum load carrying capacity.
This analysis option allows for the
account of weld specific features like the
local tensile properties of the weld material
as well as the weld geometry by
including the weld width, 2H, in the
yield load solution of the strength
mismatched configuration.
The verification of the FITNET FFS
Procedure for highly strength undermatched
Al-alloy welds in thin-walled
structures under tension yielded the
following results:
• The variation of selected input
parameters has shown that the
residual strength predictions are less
sensitive to the weld width, 2H, and
the weld metal strain hardening exponent,
N W.
• The variation of the weld metal yield
strength, σ YW, however, has significantly
affected the residual strength
predictions of the welded panels. It is
therefore recommended to determine
and use local tensile properties of the
weld material with micro-flat tensile
specimens.
• This technique provides intrinsic
(local) stress-strain curves of the
material region of interest. Global
tensile properties of the weld joints,
as they are obtained from standard
transverse flat tensile specimens, may
over-estimate the weld metal yield
strength, which in turn may lead to
non-conservative residual strength
predictions of structural components
containing cracks in such strength
undermatched welds.
• The variation of the constraint parameter
m has shown that the value of
m = 2.0 is suitable for highly undermatched
LBW and FSW panels to
predict the maximum load and
References
[1] Rendings K.H.: «Aluminium structures used in aerospace - Status and
Prospects», Materials Science Forum, 1997, 242, pp. 11-24.
[2] Irving B.: «Why aren’t airplanes welded», Welding Journal, 1997, 76, (1),
pp. 31-42.
[3] FITNET, European Fitness-for-Service (FFS) Network. GIRT-CT-2001-
05071, http://www.eurofitnet.org.
[4] ARAMIS: «Optical deformation analysis», http://www.gom.com.
[5] Miller A.G.: «Review of limit loads of structures containing defects», International
Journal of Pressure Vessels and Piping, 1988, 32, pp. 197-327.
[6] Schwalbe K.H., Kim Y.J., Hao S., Cornec A., Koçak M.: «EFAM ETM-MM
96: The ETM method for assessing the significance of crack-like defects in
joints with mechanical heterogeneity (strength mismatch)», GKSS Report
97/E/9, GKSS Forschungszentrum, 1997.
[7] Koçak M.: «Fitness for service analysis of structures using FITNET procedure:
an overview». In: Proceedings of the 24th International Conference on
Offshore Mechanics and Arctic Engineering (OMAE)», Halkidiki, Greece,
12-17 June, 2005.
[8] SINTAP: Structural INTegrity Assessment Procedure, final revision.
EU-Project BE 95-1462 Brite Euram Programme, 1999.
[9] Seib E.: «Residual strength analysis of laser beam and friction stir welded
aluminium panels for aerospace applications», PhD thesis (2005), TU
Hamburg-Hamburg. To be published.
➠ segue
Sommario
Analisi della frattura di saldature di componenti sottili in alluminio
significativamente undermatched utilizzando la procedura FITNET
L’articolo presenta una metodologia per la predizione della resistenza residua
in componenti sottili soggetti a carichi con saldature significativamente undermatched
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 Fitness
for Service (FFS) . La Mismatch Option permette di considerare, nell’analisi di
meccanica della frattura di componenti saldati contenenti difetti, caratteristiche
della saldatura, come la resistenza meccanica e la configurazione
geometrica.
La metodologia descritta è stata verificata con i dati sperimentali risultanti da
questo studio.
Il materiale utilizzato è la lega di alluminio 6013 T6 indurita mediante invecchiamento
ultilizzata recentemente in componenti di strutture areonautiche.
Le saldature, testa a testa, sono state eseguite mediante saldatura laser CO 2 e
FSW.
Sono stati analizzati il comportamento della deformazione e della frattura così
come ulteriori particolari caratteristiche secondo i criteri della procedura FFS
FITNET.
I risultati hanno mostrato che usando la metodologia presentata, seguendo le
recenti raccomandazioni proposte per la selezione dei dati d’ingresso, può
essere ottenuta una previsione conservativa della massima capacità di sopportare
il carico di grandi panelli saldati sottoposti a carico di trazione contenenti
lunghe cricche nella saldatura.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
101

E. Seib e M. Koçak - Fracture analysis of strength undermatched welds of thin-walled aluminium structures using FITNET procedure
capture the deformation behaviour of
these panels more accurately.
This obviously suggests that the stress
state at the crack tip located in an undermatched
weld is governed by the plane
strain condition (which corresponds to
m = 2.0) despite the fact that the overall
thickness of the thin sheet may suggest
otherwise.
Finally, FITET FFS Procedure offers an
advanced flaw assessment methodology
to the needs of the recent technological
developments in the field of the airframe
fabrication using welded metallic integral
structures. Although, examples are
taken from welded aerospace Al-alloys,
the procedure has a generic nature and is
equally applicable to all welded Alalloys
of 2xxx, 5xxx or 7xxx series
having undermatched welds. Similarly,
high strength thin-walled steel structures
may contain strength undermatched
weld deposits (to have sufficient fracture
toughness and formability).
The FITNET FFS Procedure described
in this paper can also be applied to such
cases.
Acknowledgements
This investigation was conducted within
the collaborative research program with
AIRBUS Hamburg. Authors wish to
acknowledge the valuable contributions
of Dr. H. Assler and Mr. Pacchione and
provision of financial and material
supports to the project.
102 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
[10] ASTM E561: «Standard practice for R-curve determination», Annual book of
ASTM standards, Vol. 03.01, 1994.
[11] Schwalbe K.H.: «Introduction of δ5 as an operational definition of the
CTOD 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, 3 rd edition, 2000.
[13] Koçak M., Seib E., Motarjemi A.: «Improvements to the fracture assessment
of welds using FITNET fitness for service assessment procedure». In:
Proceedings of the 24th International Conference on Offshore Mechanics and
Arctic 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 Welding
Institute” di Cambridge (UK), il Seminario Europeo
“Education, training, qualification and certification of railway
track welders on a common European basis”. Tale
Seminario si è tenuto nell’ambito delle attività sviluppate dal
progetto di Formazione professionale europea Leonardo da
Vinci “Railsafe”.
Il Seminario è stato seguito da circa quaranta partecipanti
provenienti dagli Enti ferroviari europei, Imprese operanti nel
settore dell’armamento ferroviario, Società produttrici di
materiali e attrezzature per la saldatura delle rotaie, nonchè
dagli Istituti nazionali della Saldatura ed aveva lo scopo di
informare sullo stato di esecuzione del progetto stesso,
aggiustandone, se del caso, gli indirizzi. In particolare sono
stati espressi utili commenti e suggerimenti da parte dei due
delegati ufficialmente inviati al Seminario dal Comitato di
normazione CEN TC256/SC1/WG4 che, nello specifico, si
occupa dei diversi aspetti tecnici concernenti la realizzazione
dei binari ferroviari.
Anche in virtù di tali commenti verranno specificate meglio le
differenze tra diploma e certificati, verrà ulteriormente
implementata la procedura descrittiva del procedimento di
saldatura alluminotermico nelle sue diverse varianti e
modificato il database per la gestione dei saldatori e dei
certificati a livello europeo, adattandolo meglio alle necessità
delle 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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IIS Didattica
1 - Generalità
Il controllo di giunti saldati con il
metodo ultrasonoro è certamente il
campo di applicazione del metodo che
presenta le maggiori difficoltà sia per la
vastissima tipologia di giunti, sia per le
numerose scelte da effettuare e sia per le
condizioni pratiche logistiche che
possono presentarsi.
In linea di principio, come qualsiasi altra
applicazione del metodo, sarà necessaria
la redazione di un documento specifico
dove siano inequivocabilmente indicate
le modalità del controllo.
Tale documento, normalmente definito
“Procedura di controllo“ sarà, di regola,
conforme alle normative scelte o
richieste e pertanto ogni situazione di
controllo è certamente un caso a se
stante. Tuttavia è possibile affrontare in
termini generali l’argomento rilevando
gli aspetti più importanti da tenere in
considerazione.
2 - Informazioni generali
Ovviamente ogni controllo deve
condurre ad un risultato, in genere un
giudizio di conformità o non conformità
del manufatto in esame. Tale giudizio è
funzione o di una specifica o di una
normativa che sancisca un criterio di
accettabilità che normalmente è
funzione della caratterizzazione del
difetto, sia come tipologia, sia come
dimensioni.
Nelle tecniche di controllo ultrasonoro
con rappresentazione SCAN-A appare
evidente che il giudizio passa necessariamente
attraverso la valutazione
* Redazione a cura della Divisione FOR - Formazione e insegnamento -
dell’Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
Applicazione del controllo
ultrasonoro ai giunti
dell’eco o degli echi presenti sullo
schermo.
Tale valutazione dovrà quindi tenere
conto dei seguenti fattori:
• morfologia dell’eco e dinamica dello
schermo;
• entità dell’eco in relazione alla riflettività
del difetto;
• valutazione attraverso l’eco delle
dimensioni del difetto.
Altre considerazioni potranno poi essere
fatte circa la valutazione della posizione
od orientamento del difetto ed anche in
questi casi dovremo rifarci a considerazioni
su quanto appare sullo schermo.
Il risultato non è quindi così immediato
come in altri metodi di controllo dove la
valutazione del difetto è certamente più
immediata in quanto deducibile da una
traccia e da una dimensione facilmente
apprezzabili. Quindi per avere una
maggiore certezza di una corretta valutazione
del difetto sarà utile avere qualche
dato di riferimento iniziale relativo al
manufatto in esame.
La conoscenza delle seguenti informazioni
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; cordone
saldato).
2.1 Materiale in esame
La conoscenza del materiale in esame ci
consente di fare due considerazioni; la
prima connessa ad eventuali difetti
possibili o probabili, la seconda relativa
saldati * saldati *
a scelte di strumentazione. Limitandoci
alle scelte di strumentazione si può
affermare che il materiale influenza
grandemente la trasparenza al fascio
ultrasonoro e quindi la possibilità di
avere sia una buona sensibilità (capacità
di rilevare riflettori tanto più piccoli) ed
un buon potere risolutivo (capacità di
distinguere sia la natura del riflettore,
sia di discriminare tra riflettori diversi
seppure vicini, intendendo per vicini
una distanza tra gli stessi, sia nella direzione
di propagazione del fascio, sia
adiacenti).
La migliore o peggiore trasparenza e la
necessità di avere buona sensibilità e
potere risolutivo ci condizionano nella
scelta dei trasduttori come tipologia;
caratteristiche; dimensioni; frequenza;
angoli; ecc….
2.2 Spessore
Lo spessore deve necessariamente
essere noto per quanto riguarda l’impostazione
dell’apparecchiatura (taratura
del fondo scala) e per la valutazione
della posizione del difetto.
Lo spessore può anche condizionare la
scelta della sonda in considerazione
all’accessibilità, ad esempio la scelta
dell’angolo di rifrazione, e costituisce un
limite applicativo del metodo sia per
piccolissimi che per grossi spessori.
2.3 Tipologia del giunto
La tipologia del giunto comprende i
seguenti parametri:
• Preparazione dei lembi.
• Procedimento di saldatura; posizione
di saldatura.
• Accessibilità.
• Condizioni superficiali del giunto.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
105

Applicazione del controllo ultrasonoro ai giunti saldati
La conoscenza della preparazione dei
lembi ci consente di fare delle considerazioni
sia sul tipo e posizione di difetti
possibili o probabili, sia sulla scelta
degli angoli di rifrazione adeguati per
mettere in evidenza tali difetti. Di regola
sarà utile scegliere angoli di sonda che
consentano di rilevare qualsiasi orientamento
e giacitura del difetto.
La conoscenza del procedimento
di saldatura (arco manuale; arco
sommerso; ecc….) e della posizione
(saldatura in piano; verticale; sopratesta;
frontale o combinazioni tra queste) non
sono fattori essenziali per condurre delle
scelte di strumentazione o di metodologia
operativa ma sono certamente dati
utili per la valutazione degli eventuali
segnali di risposta e della correlazione di
questi con le tipologie di difetto.
La conoscenza, a priori, dell’accessibilità
consente di fare delle valutazioni sui
parametri da impostare specie in fase di
taratura della strumentazione oltre che
nella valutazione della scelta della sonda
in relazione all’angolo di inclinazione
del fascio ultrasonoro.
La valutazione delle condizioni superficiali
del giunto deve tenere conto delle
superfici su cui fare scorrere le sonde,
considerando che un buon controllo
necessità di un buon accoppiamento
sonda pezzo e che le norme stabiliscono
dei limiti di rugosità superficiale oltre i
quali il controllo non è realizzabile.
Sarà comunque utile avere una valutazione
delle condizioni di finitura del
cordone saldato in modo da limitare gli
errori di interpretazione. A questo scopo,
in molte occasioni potrà essere utile
affiancare al controllo ultrasonoro un
controllo con un metodo superficiale
(esame visivo; liquidi penetranti o particelle
magnetiche).
3 - Scelta della
strumentazione
La scelta della strumentazione è un
momento fondamentale del controllo in
quanto pone le condizioni di base per
poterlo eseguire in modo corretto e con
risultati soddisfacenti.
Possiamo considerare come strumentazione
quanto di seguito elencato:
• Apparecchio ultrasonoro.
• Sonde e cavi.
106 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
• Blocchi campione per verifica strumentazione.
• Blocchi campione per taratura del
fondo scala dell’apparecchio ultrasonoro.
• Blocchi campione per la taratura
della sensibilità.
3.1 Apparecchio ultrasonoro
L’apparecchio ultrasonoro deve essere in
grado di soddisfare ogni nostra finalità;
in particolare sarà utile una valutazione
delle sue principali funzioni.
I moderni apparecchi non dovrebbero
presentare limiti, almeno nelle applicazioni
più comuni, in quanto dotati di
numerosissime funzioni.
Tuttavia alcune funzioni possono essere
particolarmente utili per una migliore
valutazione del difetto come, ad
esempio, la possibilità di scegliere la
forma d’onda; la banda di frequenza
(larga banda o banda passante) o, per
una più agevole interpretazione, ad
esempio la possibilità di “gate” che
consentano una lettura elettronica dei
valori rilevati o la possibilità di
costruire elettronicamente curve di
sensibilità.
Senza contare le capacità di molti apparecchi
che consentono memorizzazione
e ripetibilità di settaggi di taratura.
Anche la logistica può richiedere scelte e
quindi non sono da sottovalutare il peso,
la dimensione dello schermo o la visibilità
dello stesso.
3.2 Sonde e cavi
La scelta delle sonde è da considerarsi
una tra le più importanti per ottimizzare
il risultato di un esame: in particolare i
seguenti parametri:
Figura 1 - Tecniche di controllo con sonde angolate.
a
b
• Frequenza.
• Angolo.
• Dimensioni.
• Tipo di sonda e trasduttore.
La scelta della frequenza è da considerarsi
quella più importante in quanto
influenza la sensibilità e potere risolutivo
del controllo. Di regola, le norme
considerano frequenze comprese tra 1 e
5 MHz , ma la scelta corretta dovrebbe
essere fatta a seguito sia di valutazioni
sulla trasparenza del materiale, sia sulla
sensibilità richiesta ossia sul difetto
minimo accettabile.
Considerazioni in questo senso
dovranno essere riportate in una specifica
di controllo.
La scelta dell’angolo è determinante per
un buon risultato. In linea di massima,
per il controllo di un giunto saldato sarà
utilizzata una sonda ad onde longitudinali
(angolo 0°) per l’esame del materiale
base adiacente e una o più sonde
angolate per il controllo del volume di
saldatura.
Per queste ultime la norma UNI EN
1714: Controllo non distruttivo delle
saldature - Controllo mediante ultrasuoni
dei giunti saldati - può fornire
delle indicazioni in funzione dello spessore
e delle superfici di esame anche se
la determinazione degli angoli andrebbe
valutata in funzione delle probabili
giaciture del difetto in relazione alla
preparazione del giunto; spessore e tipo
di procedimento.
Condiziona anche la scelta l’accessibilità
o la volontà di condurre il controllo
con una tecnica ben determinata ad
esempio l’utilizzo del solo raggio diretto
o di successivi raggi riflessi (1°RR;
2° RR;……n° RR).
Tecnica di controllo
a raggio diretto
Tecnica di controllo con
primo raggio riflesso

La scelta della sonda in base alle dimensioni
è determinata solamente da fattori
pratici come l’accessibilità e gli spazi
disponibili. Una considerazione diversa
deve essere fatta per le dimensioni del
trasduttore che invece influenzano sia le
dimensioni del campo prossimo sia le
dimensioni del fascio nello spazio e
quindi la distribuzione della pressione
acustica. In genere le norme impongono
dei limiti alle dimensioni del trasduttore.
Per quanto riguarda il tipo di sonda e
trasduttore, sono in genere utilizzate
sonde monocristallo rice-trasmittente;
soltanto nel caso in cui la rilevabilità del
difetto possa essere difficoltosa potrebbe
essere necessario ricorrere a sonde a
doppio cristallo con opportune focalizzazioni
e addirittura con trasduttori
diversificati in funzione delle loro caratteristiche
(buon trasmettitore e buon
ricevitore).
3.3 Blocchi campione per la verifica
della strumentazione
I blocchi per la verifica della strumentazione
saranno di volta in volta scelti in
funzione delle verifiche da eseguire e
delle relative metodologie previste da
specifiche norme.
Particolare importanza riveste la taratura
del fondo scala dell’apparecchio ultrasonoro
in quanto è un’impostazione che
consente di valutare la posizione del
difetto.
Il criterio di base è quello di utilizzare un
blocco avente caratteristiche acustiche
uguali a quella del materiale in esame.
Troppo spesso, per semplicità, si suole
eseguire la taratura sul cosiddetto blocco
di taratura n°1 (UNI EN 12223) e blocco
di riferimento n° 2 (UNI EN 27963)
o analoghi per altre normative.
Si rammenta che questi blocchi consentono
una corretta taratura per tutti quei
materiali che hanno i seguenti valori di
velocità delle onde ultrasonore:
• Velocità longitudinale 5920±30 m/s
• Velocità trasversale 3200±20 m/s
Nel caso di velocità diverse dovranno
essere utilizzati blocchi ricavati dal
materiale in esame.
Solo nel caso in cui la valutazione della
riflettività del difetto venga fatta per
paragone con un difetto campione (foro
o intaglio), è necessario prevedere degli
appositi blocchi per la taratura della
sensibilità; essi sono normalmente ricavati
dal materiale in esame e vengono di
volta in volta realizzati con difetti
campione di tipologia e dimensioni in
funzione dell’accettabilità. Le principali
normative (UNI EN 1714; ASME V
art. 4 e 5; ecc…) forniscono indicazioni
sulle modalità di realizzazione di questi
blocchi.
4 - Taratura della
strumentazione
La taratura dell’asse dei tempi deve
essere eseguita per ogni sonda e la scelta
del fondo scala deve essere tale da
comprendere almeno il massimo
percorso previsto in relazione allo spessore
in esame; angolo della sonda e
tecnica di controllo (raggio diretto o
raggio riflesso).
Una corretta taratura dell’asse dei tempi
che tenga conto sia della velocità sia del
ritardo interno alla sonda è un presupposto
fondamentale per potere identificare
la posizione del difetto.
Come già specificato per la taratura sarà
necessario un blocco di sonorità congrua
al pezzo in esame. Con i moderni apparecchi
digitali il problema di reperire un
blocco adeguato è ampiamente superato
dalla possibilità di eseguire la taratura
direttamente sul pezzo in esame prendendo
due echi di riferimento dalle
superfici, dagli spigoli o da fori praticati
nel pezzo stesso. Il paragrafo 7 riporta la
procedura operativa per le sonde a fascio
angolato.
La taratura della sensibilità è condizione
indispensabile 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 condizione
sarà opportuno stabilire a priori le
modalità di esecuzione della taratura di
sensibilità utilizzando le curve DGS
(AVG) o, più comunemente, mediante la
costruzione di curve distanza-ampiezza
(DAC).
In quest’ultimo caso, in particolare, sarà
necessario stabilire sia la tipologia del
difetto di riferimento (fondo piatto;
superficie laterale del foro; intaglio) sia
le sue dimensioni, predisponendo inoltre
blocchi campione con caratteristiche di
Applicazione del controllo ultrasonoro ai giunti saldati
sonorità e finitura superficiale uguali a
quelle del materiale in esame. Il paragrafo
7 riporta una procedura operativa
per la taratura della sensibilità per sonde
angolate finalizzata alla ricerca di
imperfezioni longitudinali.
Alcune normative (ad esempio UNI EN
1714), infine, consentono, per materiali
di caratteristiche diverse, una comparazione
delle perdite di attenuazione
sonora e successiva correzione (metodo
di valutazione delle perdite per trasferimento:
dB/cm).
5 - Tecniche e modalità di
esame
La determinazione delle tecniche e delle
modalità di esame dipende da molti
fattori quali la geometria del giunto;
l’accessibilità; la preparazione, ecc… .
La procedura aziendale deve definire tali
tecniche e molte norme propongono
esempi grafici di come procedere per le
varie tipologie di giunti (ad esempio
UNI EN 1714).
Le tecniche d’esame, di principio,
devono prevedere dapprima il controllo
del materiale adiacente al giunto, e, in
seguito, il controllo del giunto per la
ricerca di imperfezioni longitudinali e
trasversali.
Il controllo del materiale adiacente al
giunto è utile per potere verificare l’integrità
del laminato nelle zone dove
dovremo far scorrere le sonde utili per il
controllo del giunto (sonde angolate):
infatti, se il laminato presentasse difetti
di laminazione questi potrebbero ostacolare
la propagazione del fascio ultrasonoro
delle sonde utilizzate per il
controllo del giunto.
Data la natura e giacitura dei difetti
ricercati, questo controllo sarà condotto
con sonde diritte (sonde piane ad onde
longitudinali).
Il controllo per la ricerca di imperfezioni
longitudinali è invece condotto con
sonde angolate utilizzando diversi angoli
di inclinazione del fascio ultrasonoro.
La movimentazione della sonda sarà
eseguita componendo il movimento
trasversale al giunto con il movimento
longitudinale (Fig. 2) in modo da potere
scansionare tutto il volume in esame.
Importante sarà una velocità di movimentazione
della sonda contenuta in
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
107

Applicazione del controllo ultrasonoro ai giunti saldati
Figura 2 - Movimentazione della sonda
trasversalmente al giunto
modo da consentire l’immagine sullo
schermo dell’apparecchiatura (1) .
La ricerca di imperfezioni trasversali si
esegue anch’essa con sonde angolate
utilizzando diversi angoli di inclinazione
del fascio, si noti tuttavia che il controllo
può presentare alcune difficoltà dovute
alla presenza del cordone che limita l’accoppiamento
sonda - pezzo.
Normalmente è possibile condurre
il controllo nel caso di giunto rasato o
su superfici di cordone lisciate di mola o
su cordoni eseguiti con alcuni procedimenti
automatici (ad esempio in arco
sommerso). In questi casi la sonda potrà
essere movimentata, poggiandola direttamente
sul cordone, longitudinalmente
lungo l’asse del cordone stesso.
Nel caso ciò non sia possibile, si può
movimentare la sonda a lato del cordone
con un’inclinazione di circa 20-30 gradi,
come mostrato nella Figura 3a. È anche
possibile utilizzare una tecnica tandem
(Fig. 3b); in questo caso sarà possibile
rilevare la presenza del difetto senza
poterne localizzare la posizione.
5.1 Valutazione delle dimensioni della
discontinuità e registrazione delle
indicazioni
Normalmente, dalle principali normative,
è richiesta una valutazione delle
dimensioni in lunghezza della discontinuità.
Tuttavia in alcune occasioni, specie nei
controlli in esercizio o in manutenzione
o per procedere a considerazioni che
interessano la stabilità e resistenza del
manufatto, è richiesta anche la valutazione
in altezza della discontinuità.
Una procedura aziendale deve prevedere
la tecnica di dimensionamento sia per
quanto riguarda la lunghezza, sia per
quanto riguarda l’altezza.
108 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
Possono essere utilizzate le seguenti
tecniche:
• dimensionamento tramite la caduta
dei 6 dB (6 dB drop);
• dimensionamento tramite caduta
diversa da 6 dB (12 dB drop; 18 dB
drop; 20 dB drop).
Una possibilità è quella di considerare la
valutazione sullo schermo del dimezzamento
(caduta dei 6 dB) dell’eco di
risposta del riflettore quando la sonda
arriva ad intercettare con il fascio
l’estremità del difetto (Fig. 4). Si noti
che questo metodo non prevede la caratterizzazione
del fascio; infatti, il dimezzamento
dell’eco avviene quando metà
della pressione acustica intercetta il
difetto e ritorna alla sonda
In alternativa può essere richiesta la
valutazione tramite una caduta diversa
da 6 dB; normalmente si richiede 20 dB
(20 dB drop), ma può essere possibile
anche 12 o 18 dB. In ogni caso, qualsiasi
valore di caduta sia prevista è necessaria
la caratterizzazione del fascio (dimensioni
del profilo
orizzontale o
verticale del
fascio) su un
blocco avente
sonorità eguale al
materiale in
esame, infatti, a
differenza del
caso precedente,
la valutazione
della caduta
dell’eco per il
valore richiesto si
ha quando l’estremità
del difetto è
intercettata dall’isobara
trasversale
all’asse del
fascio, il cui
a b
Figura 3 - a) movimentazione della sonda a
lato cordone; b) tecnica tandem.
valore corrisponde al valore di valutazione
richiesto.
La lunghezza (o altezza) reale della
discontinuità andrà calcolata sottraendo
alle dimensioni ottenute la dimensione
del fascio alla profondità (percorso)
dell’indicazione.
5.2 Valutazione della tipologia della
discontinuità
Poco si può dire, in termini descrittivi,
sulle modalità di valutazione della tipologia
del difetto in quanto ogni considerazione
non può prescindere dall’esperienza
dell’operatore.
In ogni caso si dovranno tenere in considerazione
importanti fattori quali la
morfologia dell’eco e la dinamica dello
schermo in relazione a movimenti e
posizioni della sonda.
(1) Nelle moderne apparecchiature non sussiste
più il problema della velocità di posizionamento
ed orientamento sia nel caso di schermo a
cristalli liquidi sia nel caso di schermi
Sonda
Difetto
Figura 4 - Dimensionamento con tecnica -
6 dB.

Alcune norme (UNI EN 1713: Controllo
non distruttivo delle saldature -
Controllo mediante ultrasuoni - Caratterizzazione
delle indicazioni nelle saldature)
hanno stabilito dei criteri per poter
razionalizzare la caratterizzazione del
difetto, tuttavia anche in queste normative,
morfologia e dinamica dello
schermo, sono fattori determinanti.
5.3 Registrazione delle indicazioniresoconto
di prova
I criteri di registrazione e mappatura
delle indicazioni dipendono dalle
prescrizioni contenute in specifiche,
norme, procedure anche se va sottolineato
che saranno da rilevare, oltre la
posizione del difetto, almeno la profondità,
la lunghezza o l’altezza se richiesto,
l’altezza dell’eco in relazione alle curve
di taratura della sensibilità e la presunta
natura dell’indicazione.
Il resoconto di prova e le varie voci che
lo compongono devono essere indicate
nella procedura aziendale anche se
molte normative stabiliscono i dati
minimi che devono essere riportati.
6 - Taratura della distanza
con sonde a fascio
inclinato per indicazioni
longitudinali
Viene utilizzato un blocco di taratura
provvisto di intagli di forma rettangolare
praticati sia sulla superficie interna che
esterna di uno spezzone di tubo dello
stesso materiale e spessore di quello da
esaminare (Fig. 5).
La calibrazione della distanza viene
eseguita attraverso il susseguirsi delle
seguenti fasi:
• la sonda è posizionata in modo da
massimizzare l’eco dell’intaglio
interno (“half skip”);
• deve essere misurata la distanza sulla
superficie di scansione tra il “frontesonda”
e l’intaglio (distanza a1 nella
Figura 5);
• l’apparecchio è regolato in modo da
portare la distanza così misurata a
corrispondere alla frazione di base
dei tempi prestabilita (Fig. 5);
• la sonda è posizionata in modo da
massimizzare l’eco dell’intaglio
esterno (“full skip”);
• è misurata la distanza sulla superficie
Figura 5
di scansione tra il “fronte-sonda” e
l’intaglio (distanza a2 nella Figura 5);
• l’apparecchio è regolato in modo da
portare la distanza così misurata a
corrispondere alla frazione di base
dei tempi prestabilita (Fig. 5);
• attraverso ulteriori regolazioni, come
sopra descritto, si perviene alla calibrazione
corretta della distanza (o
campo di misura);
• il fondo scala dello strumento, a
seconda dello spessore dei particolari
Figura 6
a1
a1
Applicazione del controllo ultrasonoro ai giunti saldati
a2
a2
in esame (tra 8,4 e 12,7 mm), deve
essere tra 50 e 100 mm.
7 - Taratura della
sensibilità con sonde a
fascio angolato per le
indicazioni longitudinali
Il blocco di riferimento può essere lo
stesso utilizzato per la taratura della
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
109

Applicazione del controllo ultrasonoro ai giunti saldati
distanza (Fig. 5). In ogni caso le condizioni
superficiali del blocco devono
essere le stesse del materiale in esame.
L’identificazione del livello di sensibilità
di riferimento può essere effettuata
contemporaneamente alla taratura della
distanza (paragrafo 6), ottenuta attraverso
il susseguirsi delle seguenti fasi:
• la sonda è posizionata in modo da
massimizzare l’eco dell’intaglio
interno (“half skip”);
• la relativa eco è regolata all’80%
dell’intera altezza dello schermo e,
110 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
sullo stesso, si segna (con pennarello
oppure attraverso opportuni pulsanti
nel caso di strumentazione digitale) il
punto corrispondente alla ampiezza
di detta eco (Fig. 6).
• senza agire ulteriormente sul
guadagno (dB), la sonda viene posizionata
in modo da massimizzare
l’eco dell’intaglio esterno (“full
skip”) (Fig. 5).
• in corrispondenza della cuspide della
relativa eco è marcato un altro punto
sullo schermo.
N. DATA LOCALITA' ARGOMENTO
1 1 Febbraio
2
22 Febbraio
23 Marzo
19 Aprile
24 Maggio
21 Giugno
Marina di Carrara
(In ambito SEATEC)
Milano
Mogliano Veneto
Cagliari
Taranto
Siracusa
• sullo schermo è infine tracciata una
linea che unisce i due punti precedentemente
tracciati (Fig. 5): questa linea
rappresenta il livello di riferimento.
Si noti che è comunque opportuno che il
controllo di produzione sia condotto al
livello di sensibilità di riferimento più 6
dB; tale livello è chiamato “livello di
sensibilità d’esame”. La valutazione
dell’ampiezza delle indicazioni deve
essere tuttavia comunque effettuata ai
livelli di sensibilità stabiliti dai criteri di
accettabilità delle indicazioni.
Evoluzione e nuove frontiere della saldatura subacquea
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
5
6
7
15 Marzo
3 Aprile
16 Maggio
14 Giugno
16 Aprile
23 Maggio
12 Giugno
27 Giugno
5 Luglio
19 Luglio
12 Settembre
19 Settembre
10 Ottobre
13 Novembre
27 Novembre
CALENDARIO DELLE MANIFESTAZIONI TECNICHE IIS 2007
Parma
(In ambito Subfornitura)
Firenze
Verona
Milano
Risk Management nella fabbricazione mediante saldatura
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
Genova La criccabilità dei giunti saldati
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: maria.didio@iis.it

Applicazione del controllo ultrasonoro ai giunti saldati
distanza (Fig. 5). In ogni caso le condizioni
superficiali del blocco devono
essere le stesse del materiale in esame.
L’identificazione del livello di sensibilità
di riferimento può essere effettuata
contemporaneamente alla taratura della
distanza (paragrafo 6), ottenuta attraverso
il susseguirsi delle seguenti fasi:
• la sonda è posizionata in modo da
massimizzare l’eco dell’intaglio
interno (“half skip”);
• la relativa eco è regolata all’80%
dell’intera altezza dello schermo e,
110 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
sullo stesso, si segna (con pennarello
oppure attraverso opportuni pulsanti
nel caso di strumentazione digitale) il
punto corrispondente alla ampiezza
di detta eco (Fig. 6).
• senza agire ulteriormente sul
guadagno (dB), la sonda viene posizionata
in modo da massimizzare
l’eco dell’intaglio esterno (“full
skip”) (Fig. 5).
• in corrispondenza della cuspide della
relativa eco è marcato un altro punto
sullo schermo.
N. DATA LOCALITA' ARGOMENTO
1 1 Febbraio
2
22 Febbraio
23 Marzo
19 Aprile
24 Maggio
21 Giugno
Marina di Carrara
(In ambito SEATEC)
Milano
Mogliano Veneto
Cagliari
Taranto
Siracusa
• sullo schermo è infine tracciata una
linea che unisce i due punti precedentemente
tracciati (Fig. 5): questa linea
rappresenta il livello di riferimento.
Si noti che è comunque opportuno che il
controllo di produzione sia condotto al
livello di sensibilità di riferimento più 6
dB; tale livello è chiamato “livello di
sensibilità d’esame”. La valutazione
dell’ampiezza delle indicazioni deve
essere tuttavia comunque effettuata ai
livelli di sensibilità stabiliti dai criteri di
accettabilità delle indicazioni.
Evoluzione e nuove frontiere della saldatura subacquea
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
5
6
7
15 Marzo
3 Aprile
16 Maggio
14 Giugno
16 Aprile
23 Maggio
12 Giugno
27 Giugno
5 Luglio
19 Luglio
12 Settembre
19 Settembre
10 Ottobre
13 Novembre
27 Novembre
CALENDARIO DELLE MANIFESTAZIONI TECNICHE IIS 2007
Parma
(In ambito Subfornitura)
Firenze
Verona
Milano
Risk Management nella fabbricazione mediante saldatura
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
Genova La criccabilità dei giunti saldati
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: maria.didio@iis.it

Scienza e
Tecnica
Comportamento in regime di scorrimento viscoso
di giunti saldati dissimili
Giunti saldati dissimili, realizzati con
procedimento TIG e filo d’apporto del
tipo Er Ni-Cr3 fra lamiere di 25mm di
spessore in acciaio inossidabile austenitico
tipo 304 e acciaio martensitico del
tipo 9Cr-1Mo-V-Nb, sono stati sottoposti
a prove di rottura in regime di
scorrimento viscoso (creep), dopo essere
stati trattati termicamente a 730°C per
circa 8 h.
Prima dell’effettuazione del collegamento,
il lembo relativo all’ acciaio
martensitico del tipo 9Cr-1Mo-V-Nb è
stato imburrato adottando lo stesso
processo di saldatura e lo stesso filo
d’apporto impiegati per il giunto
d’unione.
Le prove di creep sono state effettuate, a
tre diverse temperature, con due livelli
di sollecitazione ciascuna, e precisamente:
• 550°C e 160 e 240 MPa;
• 600°C e 80- 160 MPa;
• 650°C e 40-80 MPa.
I risultati ottenuti dall’indagine possono
essere così riassunti:
• la resistenza a rottura, in regime di
creep, dei giunti saldati dissimili è
stata sempre inferiore a quella dei
materiali di base, a tutte le temperature
e sollecitazioni;
• la differenza fra i valori di resistenza
in regime di creep dei giunti saldati
dissimili e dei corrispondenti materiali
di base aumenta con il crescere
della temperatura di prova;
• alle temperature più basse e sollecitazioni
più elevate, la rottura tende a
localizzarsi all’interfaccia fra la
zona fusa (Er Ni-Cr3) e la zona
termicamente alterata dell’acciaio
martensitico 9Cr-1Mo-V-Nb (Type
VII rupture), a seguito dell’insorgere
di sollecitazioni di taglio dovute al
diverso coefficiente di dilatazione
termica dei materiali e della loro
diversa resistenza a caldo;
Figura 1 - Welding procedure of dissimilar welded joint.
• alle temperature più alte e sollecitazioni
più basse, la rottura tende localizzarsi
nella zona termicamente alterata
a grano fine dell’acciaio
martensitico 9Cr-1Mo-V-Nb (Type IV
rupture).
I giunti saldati, sia omogenei che fra
materiali dissimili, mostrano, in regime
di scorrimento viscoso, comportamenti
del tutto ripetitivi dal punto di vista
qualitativo. Dal punto di vista quantitativo,
i parametri di esecuzione dei giunti
e dei trattamenti termici dopo saldatura,
nonché le differenze fra le caratteristiche
a caldo dei materiali, giocano un
ruolo che merita una migliore definizione.
Dott. Ing. Mauro Scasso
Segretario Generale IIS
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
113

Giornate Nazionali di Saldatura
Genova, 25-26 Ottobre 2007
Area Porto Antico
Magazzini del Cotone
GLI SPONSOR
(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 - giornate.saldatura@iis.it - www.iis.it
Giornate
Nazionali di
Saldatura
Genova 25-26 Ottobre 2007
Area del Porto Antico
Magazzini del Cotone

Comitato Direttivo
Il Comitato Direttivo dell’Istituto,
congiuntamente al Collegio dei Revisori
dei Conti, si è riunito a Genova presso la
sede dell’IIS il giorno 20 Novembre
2006; la riunione è stata presieduta dal
Presidente dell'Istituto Dott. Ing.
Ferruccio Bressani. Il Segretario Generale,
Dott. Ing. Mauro Scasso ha presentando
e commentato i dati sul fatturato,
sui costi e sul risultato atteso per l'anno
2006 dai quali emerge un andamento in
linea con l‘ultima previsione del preventivo
dell'anno in corso ed ha proseguito
illustrando i dati relativi ai dipendenti,
agli investimenti ed alla situazione dei
crediti e della liquidità dell'Istituto.
Il Comitato ha quindi preso in esame e
discusso la proposta di istituzione della
Commissione Consultiva del Comitato
Direttivo "Analisi e Verifica del contesto
Scientifico e Tecnologico dell'IIS" che
dovrebbe svolgere i compiti di analizzare
e verificare il contesto scientifico e
tecnologico all'interno del quale l'IIS
opera, nonché la combinazione delle
varie attività da questo svolte; rappresentare
il punto di riferimento per i più
importanti problemi di indirizzo scientifico,
tecnologico e organizzativo
connessi alla vita dell'IIS e di riportare
quindi i risultati del proprio esame al
Comitato Direttivo. Il Comitato ha
approvato all’ unanimità la proposta ed
ha chiamato a farne parte i membri del
Comitato Direttivo: Dott.Ing. Ferruccio
Bressani, Prof. Ing. Renato Ghigliazza,
Dott. Ing. Giulio Costa, Dott. Ing
Angelo Guerciotti, Dott Ing. Leopoldo
Iaria , Dott. Teresio Valente e Dott. Ing.
Mauro Scasso, in qualità di Segretario.
Il Segretario Generale Ing. Scasso ha
IIS News
quindi presentato lo schema "Funzioni e
Compiti dell'IIS” del quale ne viene data
lettura. Dopo breve discussione, i
Membri del Comitato Direttivo sono
stati invitati ad indirizzare eventuali
proposte scritte alla Segreteria Generale
per le dovute considerazioni.
Il Prof. Giuseppe Lo Nostro della
Facoltà di Ingegneria dell'Università di
Genova è stato quindi proposto dall’ Ing.
Scasso, quale Rappresentante Accademico
nella Commissione di Certificazione
dell'IIS, in sostituzione del Prof.
Alfredo Squarzoni. Il Comitato Direttivo
all'unanimità ha approvato le proposte.
Il Comitato ha quindi esaminato la
situazione delle associazioni all’Istituto
dal 7 Luglio 2006 al 20 Novembre 2006
decidendo di accogliere 1 nuova
richiesta di associazione (1 Socio Individuale),
e le dimissioni di 5 Soci (1 Socio
Collettivo e 4 Soci individuali).
Effettuato a Genova dall’IIS il primo
Corso per il rilascio della certificazione
a Saldatore Subacqueo
Effettuato a Genova dall’ IIS il primo
Corso per il rilascio della certificazione
a Saldatore Subacqueo in accordo alla
normativa europea.
Presso la sede operativa della Soc.
DRAFINSUB S.R.L., al Ponte Parodi
Levante del Porto di Genova, l’Istituto
Italiano della Saldatura ha tenuto, dal
18 al 22 Dicembre 2006, il 1° Corso di
saldatura subacquea condotto dal P.I.
Marco Nanni dell’IIS.
Al Corso hanno preso parte 4 allievi di
cui 3 privati ed 1 della Soc. HYDRA
GROUP; tutti gli allievi erano in
possesso del brevetto Padi Open Water
Diver mentre solo due di essi erano già
saldatori esperti. I due allievi che non
avevano mai saldato hanno pertanto
dovuto frequentare preliminarmente un
Corso di saldatura in aria presso i Laboratori
dell’Istituto. Il Corso, della durata
di 40 ore, si è svolto secondo le modalità
previste dalla norma UNI EN 15618-
1:2003 “Prove di qualificazione dei
saldatori per la saldatura subacquea -
Saldatori subacquei per la saldatura
iperbarica in ambiente bagnato”. Sono
stati eseguiti saggi in posizione in piano
di lamiere di spessore 12mm preparate a
V con sostegno saldati con elettrodi ESAB
OK 43.39 6013 e Lastek dry. I saggi
saldati saranno sottoposti alle prove di
frattura come previsto dalla norma di
riferimento. Nel caso di esito positivo
delle prove verrà rilasciato il certificato -
“patentino” - di Wet Welder Diver.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
115

Corso di Specializzazione in Saldatura
Utile alla qualificazione ad International Welding Engineer / Technologist
L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA terrà a partire dal prossimo mese di Marzo tre diversi
Corsi di Specializzazione in Saldatura, presso le proprie Sedi di Genova, Legnano (MI) e Mogliano
Veneto (TV).
Tenuto dal 1952 presso alcune delle più prestigiose Sedi scolastiche ed accademiche, con oltre
12.000 tecnici qualificati, il Corso rappresenta tuttora il principale strumento per la formazione di
base dei tecnici operanti nella fabbricazione mediante saldatura.
Alla sua tradizionale valenza, il Corso ha aggiunto nel tempo un significato ulteriore, valido come
prima parte dei percorsi di Qualificazione per Welding Engineer e Technologist.
Valenza del Corso
Il Corso di Specializzazione consente una prima ma completa preparazione nei più diffusi processi di
saldatura e materiali utilizzati in ambito industriale.
Per tale ragione, può risultare di particolare interesse per personale di recente assunzione in
Azienda, che abbia bisogno di una prima formazione specifica, così come anche per personale più
esperto, come momento di aggiornamento.
Tra i settori industriali più interessati a questo Corso possono essere citati il chimico ed il petrolchimico,
il navale, il ferroviario, la meccanica, l’off-shore.
Calendario ed orario delle lezioni
Il Corso è formato da una parte teorica (della durata di 80 ore) ed una pratica (60 ore), svolte con
lezioni 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 lezioni
Gli 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, saldabilità
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 di
saldatura 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).
Iscrizioni
Le domande di iscrizione, dovranno pervenire unitamente ad un certificato comprovante il titolo di
studio 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 ricerca
posto nella parte superiore della homepage.
Chi fosse invece interessato a partecipare in forma non impegnativa ad alcune lezioni, riservandosi di
regolarizzare la propria iscrizione solo in un secondo tempo, potrà farlo contattando direttamente la
Segreteria.
Modalità di pagamento
La quota di partecipazione al Corso è di € 2.850,00 (+ IVA). La quota suddetta deve essere corrisposta
prima dell’inizio del Corso, tramite bonifico bancario (Banca Popolare di Milano, CC 4500 ABI
05584, CAB 01400 CIN I intestato all’Istituto Italiano della Saldatura).
Informazioni
Per ulteriori informazioni si prega rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura, Via Lungobisagno
Istria 15, 16141 Genova. Tel. 010 8341371, fax 010 8367780 (e-mail mariapia.ramazzina @iis.it).

Pur non essendo la 626/94 il testo base
della sicurezza, perché si ricollega a
molte disposizioni previgenti in tema di
prevenzione degli infortuni e di igiene
del lavoro, vi è da tener conto che essa
pone l’accento sulla considerazione dei
fattori di rischio specifico, e diviene così
un elemento di riferimento anche nella
interpretazione delle altre leggi caratterizzate
riguardo ad essa da un rapporto
di “specialità”.
È questa in effetti la collocazione del
D.Lgs. 27 Luglio 1999, n. 272, specifico
per le operazioni e per i servizi portuali,
riparazione e trasformazione delle navi
in ambito portuale, costruito sul modello
del D.Lgs. 626/94 (norma a contenuto
generale), ma su quest’ultima norma
prevalente in virtù del principio giuridico
della valenza della norma a carattere
speciale rispetto alla norma generale.
Ne deriva che allorquando viene affrontato
il percorso formativo dei soggetti
destinati a ricoprire nelle aziende le
funzioni RSPP e ASPP (quale stabilito
dall’art. 8-bis del D.Lgs 6267/94, e in
successione dal D.Lgs. 195/2003, e
dall’Accordo 26 Gennaio 2006 in sede
di Conferenza Stato, Regioni e Province
Formazione
Obblighi formativi sempre riferiti ai rischi specifici
Autonome); e in detto Accordo la formazione
viene scandita nei Moduli A, B, C,
in particolare per quanto concerne il
Modulo “B” con riferimento ai rischi
specifici del macrosettore di appartenenza
delle lavorazioni, la disposizione
che individua tabellarmente i fattori di
rischio raggruppa i rischi in nove
comparti (Macro-settori di attività
ATECO), apoditticamente omogenei e di
grossolana indicazione, costruiti intorno
ai presumibili processi produttivi - a
prescindere dall’ambito dell’attività
produttiva.
Cosicché vi è da osservare che tale
genericità non soddisfa di certo il
precetto generale della “nuova sicurezza”
che impone invece l’analisi del
rischio a fondamento della prevenzione,
e considera i singoli “pericoli” in relazione
all’ambito ed all’ambiente, come
reali fattori di rischio.
Consegue ancora che la particolare
delicatezza delle lavorazioni e delle
operazioni in ambito portuale considerata
proprio dalla norma specifica del
D.Lgs. 272/99, sarebbe alquanto vanificata
ove la formazione dei soggetti
preminenti nella individuazione e
gestione dei rischi (RSPP e ASPP) fosse
genericamente svolta con riferimento
più a comparti merceologici o amministrativi,
anziché condotta sui rischi effettivi
dell’ambito e dell’ambiente considerato,
vale a dire sulle linee guide
costruite intorno alla norma generica di
sicurezza (626/94) anziché nel contesto
dei rischi specifici (272/99).
Formazione
Si impone quindi per coerenza ermeneutica
in ordine all’approccio sistematico
alla valutazione e al contrasto dei rischi
effettivi presenti in ambienti e ambiti
lavorativi governati da linee normative
ad hoc, che l’attività di formazione, tutti
i Moduli ma segnatamente il Modulo B,
venga programmato con specificità
assoluta e non con generica flessibilità
di comparto. Il che si traduce nel
progetto di corsi specifici per RSPP e
ASPP nell’ambito del campo di applicazione
della 272/99.
Avv. Prof. Tommaso Limardo
Consulente per la sicurezza
del lavoro
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
117

ISTITUTO ITALIANO
DELLA SALDATURA
Divisione PRN
Maura Rodella
Lungobisagno Istria, 15
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
Email: maura.rodella@iis.it
www.weldinglibrary.com
www.iis.it
Pubblicazioni IIS - Novità 2006
Pubblicazioni IIS - Novità 2006
Ossitaglio
Gli acciai dolci e quelli basso legati possono essere
tagliati con facilità, rapidamente e ottenendo superfici di
taglio di qualità, con l’impiego di cannelli da taglio all’ossigeno
che utilizzano diversi combustibili: acetilene,
metano, propano, gas illuminante, idrogeno. Tra i
vantaggi principali di questo processo di taglio ci sono
l’assenza di limitazioni pratiche allo spessore tagliabile e
la possibilità di lavorare anche in assenza di alimentazione
elettrica, mentre il limite fondamentale è riferito
ai metalli tagliabili, essendo applicabile soltanto ad acciai
basso legati al carbonio o comunque avente tenore
massimo di cromo del 2%.
Indice
1. Principi di funzionamento
2. Tagliabilità dei metalli
3. Parametri di funzionamento del processo
4. Apparecchiature e tecniche operative
5. Effetti dell’ossitaglio sugli acciai
2006, 40 pagine, Codice: 101088, Prezzo: € 30,00
Soci IIS - Società e Figure Professionali IIS, Prezzo: € 24,00

Abbiamo spesso sentito discutere, in
termini di esposizione dei saldatori ad
agenti chimici, del fatto che i fumi di
saldatura sono costituiti da una componente
solida rappresentata da particelle
molto piccole, le quali hanno dimensioni
molto piccole, essendo originate
da processi di riscaldamento di metalli
a temperature molto alte, con produzione
di veri e propri vapori atomici.
Peraltro era altrettanto chiaro che tali
vapori atomici, si aggregassero in fase
di condensazione e solidificazione.
In generale si è sempre detto: le dimensioni
dei fumi sono inferiori ad 1 micrometro.
Uno (fra i tanti, purtroppo) problemi
importanti sotto il profilo tossicologico
e mai risolto, è sempre stato quello di
conoscere, non tanto la composizione
chimica elementare della massa dei
fumi, che abbiamo da tempo imparato
ad analizzare, quanto la natura dei
reali composti che sono presenti in
questi fumi. Ma per fare ciò dobbiamo
scendere nell’intima composizione dei
fumi, disaggregare (come probabilmente
succede nei polmoni del saldatore)
gli agglomerati microscopici di
Salute, Sicurezza e
Ambiente
Le particelle dei fumi ci appaiono sempre più piccole
particelle e studiarne la composizione e
la struttura.
Basta pensare infatti che quel vapore
atomico di cui abbiamo parlato prima
si trova in uno stato energetico particolarmente
elevato ed ha enormi capacità
reattive. La presenza di molecole
dell’aria o dell’umidità, ad esempio, in
prossimità degli atomi appena generati
può produrre reazioni di vario tipo e
può quindi condurre alla formazione di
composti, alcuni dei quali non saranno
necessariamente stabili, ma molti resteranno
inalterati anche dopo raffreddamento,
in quello che sarà il “fumo
inalabile”. Ossidi, azoturi, idruri,
composti intermetallici sono solo
alcuni esempi. Ognuno di questi
composti può avere una azione pericolosa
di tipo e grado diverso a carico
dell’organismo del soggetto esposto.
Gli studi e le analisi sulle nanoparticelle
possono dare un contributo fondamentale
alla individuazione di questi
composti ed all’approfondimento delle
conoscenze sui rischi in questo campo.
Tuttavia i mezzi attualmente disponibili
sono parzialmente adeguati a completare
questa conoscenza e comunque
sono estremamente costosi e richiedono
impegni e professionalità corrispondenti.
Si devono mettere in gioco tutte le
tecniche analitiche utili nel campo della
micro-metallurgia: dalla microscopia
elettronica SEM con EDS ed HR-TEM
analitico con EDS, ma soprattutto il più
recente microscopio elettronico ad emis-
sione di campo FEG-FESEM (Field
Emission Scanning Electron Microscopy),
il cui costo rilevante di acquisto
e di impianto ne limita l’impiego a centri
altamente specializzati.
Tutto ciò ci porta a concludere che
dobbiamo continuare a rincorrere la
conoscenza sulle particelle dei fumi di
saldatura, in primo luogo verificando
la loro reale caratterizzazione morfologica
e la capacità di penetrazione
nell’apparato respiratorio, ma
studiando parallelamente la struttura
chimica delle particelle e nanoparticelle
che li costituiscono, al fine di
comprendere meglio quali meccanismi
tossicologici possono entrare in gioco.
Se le particelle dei fumi ci mostrano la
loro reale natura anche nelle più
piccole dimensioni, capiremo meglio
come interagire con loro per ridurne la
pericolosità. Ci vorrà ancora qualche
tempo, ma questa è una delle principali
sfide per i prossimi anni in tema di
tutela della salute dei saldatori.
Prof. Teresio Valente
DIMEL - Sez. Medicina del Lavoro
Università di Genova
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
119

Dalle
Aziende
L’involucro del catalizzatore con
la sicurezza di qualità CMT
automatizzata
Il processo di saldatura “a freddo” dà
prova di sé nella saldatura dei depuratori
dei gas di scarico
Purem sviluppa e realizza presso il sito
di Unna impianti di depurazione dei gas
di scarico altamente efficaci per i motori
diesel dei veicoli commerciali pesanti.
I sistemi di depurazione come l’SCR
(Selective Catalytic Reduction) soddisfano
norme che saranno con ampia
probabilità sempre più restrittive.
I tecnici di saldatura specializzati realizzano
involucri per catalizzatori impermeabili
al gas, stabili sia meccanicamente
sia chimicamente, utilizzando
lamiere di acciaio legato 1.4301 resistente
alla corrosione con spessori fino
a 60 mm. A tal fine, puntano su tecnologie
all’avanguardia e sull’automatizzazione.
L’innovativo processo CMT
(Cold Metal Transfer) di Fronius garantisce
un apporto di calore ridotto e senza
spruzzi, nonché una saldatura più
rapida rispetto ai tradizionali processi
ad arco voltaico. Si aggiungano inoltre i
significativi vantaggi ottenibili in associazione
con i robot. Gli esperti Purem,
dopo un anno e mezzo di utilizzo in
produzione, riferiscono di esperienze
molto positive in termini di flessibilità,
produttività e sicurezza di qualità.
È straordinaria la qualità che contraddistingue
gli involucri dei catalizzatori
che Purem realizza per bus, veicoli di
servizio dei vigili del fuoco e altri veicoli
speciali a motore diesel, in particolare
del gruppo DaimlerChrysler. Circa
trenta metri è la lunghezza totale del
giunto di saldatura di un involucro per
catalizzatori, per esempio di un pullmann
Mercedes.
Circa 15.000 sono i catalizzatori SCR
certificati ISO-16949 prodotti da Purem
al ritmo di 50 - 60 pezzi al giorno.
I volumi ridotti dei lotti nelle attuali
condizioni di concorrenza commerciali
dei mercati richiedono in primo luogo la
massima flessibilità e apertura a livello
di sistemi di saldatura e, in
secondo luogo, un elevato
grado di automatizzazione.
Dall’estate del 2005, i tecnici
di saldatura di Unna assolvono
questo compito con
successo utilizzando quattro
celle di saldatura a robot,
dotate complessivamente di 8
sistemi di saldatura CMT
Fronius. Ogni cella è destinata
a una particolare fase di
lavorazione. In questo modo,
i responsabili ottengono la
flessibilità necessaria. L’assenza di
spruzzi e l’impermeabilità al gas sono le
caratteristiche che si ottengono nel reattore
chimico del modulo catalizzatore. Il
Direttore dell’azienda, Dr. Wolfgang
Bässler, afferma che, in Purem, le caratteristiche
di qualità del risultato di
saldatura sono oggetto di un sistema di
controllo e di documentazione innovativo,
costante e preciso. Il CMT soddisfa
le elevate esigenze dell’azienda, così
dimostra l’esperienza dei tecnici esperti
di saldatura di Unna dopo 18 mesi di
utilizzo.
Per sfruttare i vantaggi specifici del
processo CMT “a freddo”, come la
precisione dimensionale e la qualità
della superficie senza interventi di rifinitura,
Purem utilizza il controllo digitale
integrato tipico del CMT. Connesso in
rete con un computer, questo controllo
crea il collegamento ideale fra i robot e i
controlli di qualità.
Il processo di saldatura CMT, rispetto al
processo convenzionale, si contraddistingue
per tre caratteristiche principali:
un movimento a inversione del filo,
che viene integrato nel controllo digitale
di processo, un apporto di calore notevolmente
ridotto nel pezzo da lavorare,
nonché il passaggio del materiale assolutamente
privo di spruzzi.
FRONIUS
Via Monte Pasubio, 137 - 36010 Zanè (VI)
Tel. 0445 8904444 - Fax 0445 804400
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Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
121

Dalle Aziende
L’acciaio in una nuova forma:
A.T.L.A. utilizza i gas tecnici Siad
per la trasformazione delle lamiere
A.T.L.A. opera nel settore della trasformazione
delle lamiere di acciaio dal
1985, inizialmente svolgeva le lavorazioni
utilizzando materie prime fornite
dai clienti successivamente ha iniziato a
fornire un servizio completo acquistando
l’acciaio direttamente dalle
acciaierie produttrici.
La struttura produttiva è concentrata in
un ampio e moderno stabilimento di
10.000 m 2 , realizzato all’interno di
un’area di 30.000 m 2 situata a Leini, alle
porte di Torino: pur essendo una realtà
di medie dimensioni A.T.L.A. si propone
sul mercato come centro di servizio
dotato di eccellenti standard di lavorazione,
sia in termini di qualità che quantità,
caratteristiche uniche nel contesto
della piccola-media impresa italiana.
L’ampia disponibilità di spazio ha
portato A.T.L.A. ad occuparsi di clientela
operante nell’industria medio -
pesante, intrecciando collaborazioni
con il settore dei trasporti (in particolare
in ambito ferroviario, nella produzione
di autotreni e di impianti funiviari),
delle macchine movimento terra,
degli attrezzi portuali e delle macchine
utensili in genere.
Nella complessità che contraddistingue
il settore, A.T.L.A. emerge e si evidenzia
grazie all’impegno del personale che,
attraverso quotidiane sfide, è riuscito ad
implementare la crescita della società di
anno in anno.
La collaborazione con Siad
L’inizio della collaborazione con Siad
ha origini abbastanza recenti, in seguito
122 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
all’acquisto di una nuova macchina per
il taglio laser che permette di eseguire la
lavorazione di lamiere in acciaio ed
inox, anche di ampie dimensioni (fino a
2000 mm di larghezza e 6000 mm di
lunghezza e fino a 25 mm di spessore).
Con l’utilizzo di questa nuova tecnologia
di lavorazione A.T.L.A. amplia il
suo raggio d’azione proponendo un
taglio di alta precisione anche per particolari
altrimenti ottenibili solo con lavorazioni
meccaniche: la clientela ottiene
pertanto un vantaggio in più ricevendo
un pezzo già finito senza doverlo sottoporre
ad ulteriori lavorazioni.
L’impianto strategico e di grande investimento
per la società, ha comportato
la decisione di A.T.L.A. di affidarsi, per
la fornitura di gas, ad un’azienda leader
di mercato, cioè a Siad.
I tecnici Siad hanno fornito la loro
consulenza nella fase di rinnovamento e
d’installazione dei
nuovi impianti
centralizzati per l’ossigeno
e per l’azoto,
utilizzati per il taglio
laser.
Visti i buoni risultati
ottenuti, A.T.L.A. ha
scelto Siad anche per
la fornitura di gas e
miscele della linea
Stargas, che vengono
impiegate rispettivamente
per le lavorazioni
di saldatura
MIG/MAG e di taglio
plasma,
Oltre alla qualità dei gas forniti, ricopre
una fondamentale importanza il sistema
di “Total gas management” ideato da
Siad, che tra gli altri servizi comprende
il controllo a distanza dei consumi: il
fornitore monitora le scorte e verifica il
livello dei contenitori di ossigeno e
azoto, attraverso i computer dislocati
presso le diverse postazioni di lavoro.
Non appena viene segnalato il bisogno
di approvvigionamento, Siad interviene
con tempestività ed efficienza, evitando
al cliente l’onere di ordinare le forniture.
Il servizio di “Total gas management”
garantisce l’efficienza dell’impianto,
impedendo che si verifichino blocchi
alla produzione e si riscontrino ingenti
perdite economiche.
A.T.L.A. Srl
Strada Fornacino 107
10040 Leinì (TO)
Tel. 011 9919211 - Fax 011 9919299
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SIAD S.p.A.
Via S. Bernardino, 82 - 24126 Bergamo
Tel. 035 328357 - Fax 035 328318
e-mail: siad@siad.com
www.siad.com
Mec-Spe 2007 “fiera” di fare
formazione
Secondo gli ultimi dati disponibili
elaborati da Unioncamere (Unioncamere
MLPS 2005) la distribuzione delle
opportunità formative in Italia, che
prevede circa 2 milioni di dipendenti
(19,3% sul totale) coinvolti all’interno
di corsi promossi dalle Imprese, è estremamente
segmentata portando benefici
per lo più ai lavoratori delle imprese di
maggiori dimensioni, ubicate nelle
regioni del nord ed appartenenti al
settore dei servizi.
Nel complesso queste evidenze mostrano
come il nostro paese presenti un deficit
di competenze che si ripercuote sulle
capacità del sistema produttivo di essere
competitivo.
Per rispondere a questi evidenti deficit
Senaf, la società organizzatrice di
Mec-Spe, fiera internazionale della
meccanica specializzata, prosegue
nel produrre ed organizzare appuntamenti
di formazione continua come uno
degli elementi centrali anche per l’edizione
2007.
Giunta alla sua sesta edizione, dal 22 al
24 Marzo prossimi, Mec-Spe proporrà
ai visitatori convegni, miniconferenze ed
unità dimostrative con l’obiettivo di
rappresentare uno spunto innovativo per
gli operatori dell’intera industria manifatturiera,
qualsiasi sia il loro settore di
provenienza.
L’obiettivo è quello di coinvolgere non
solo i visitatori ma anche gli espositori,
che saranno impegnati in prima linea a
tenere delle miniconferenze, trasferendo
così la loro conoscenza ed esperienza
sul campo in un confronto con visitatori
qualificati. Le miniconferenze si svolgeranno
direttamente tra gli stand espositivi,
a stretto contatto con i prodotti,
caratterizzandosi per la facile fruibilità
e la breve durata. In particolare si

terranno nell’ambito di Eurostampi
lungo il Viale dei materiali innovativi e
nell’ambito di Mec-Spe nella Piazza
della ricerca, dell’innovazione e del
trasferimento tecnologico e nel
Villaggio Ascomut.
Inoltre, visto che per Senaf fare formazione
significa abbinare il lato teorico a
quello pratico, per la prossima edizione
di Mec-Spe sono previste due unità
dimostrative: alla storica “Dal Progetto
all’Oggetto”, che vedrà la realizzazione
nell’ambito di Eurostampi di due lenti
ottiche con relativa custodia, si aggiungerà
“Dall’acciaio al Manufatto”
nell’ambito di Trattamenti & Finiture, in
cui verrà realizzato un fermasoldi. Le
unità dimostrative daranno quindi l’opportunità
al visitatore di assistere all’intero
processo produttivo, a partire dalla
fase di ideazione/progettazione sino alla
realizzazione del prodotto finito.
Forti del principio che la pratica è
importante quanto e più della grammatica,
sono previste anche delle visite
guidate all’unità dimostrativa “Dal
Progetto all’Oggetto” e alle varie isole
di lavorazione della Piazza delle lavorazioni
meccaniche innovative nell’ambito
di Mec-Spe. La proposta formativadivulgativa
si articolerà inoltre in
convegni tenuti da autorevoli riviste del
settore e da Associazioni di categoria
quali ADM (Associazione Disegno
Macchine), Assinter (Associazione
Sviluppo della Metallurgia delle
Polveri), Cna Produzione, Aias (Associazione
Italiana fra gli addetti alla
sicurezza), Ucisap (Unione Costruttori
Italiani Stampi e Attrezzature di Precisioni),
AM (Associazione di Meccanica),
Assogalvanica.
“Se un tempo era possibile tenere separati
il momento dell’apprendimento e
della formazione da quello del lavoro,
afferma Giorgio Verga - Direttore Senaf,
oggi questo non è più possibile.
Il tempo del lavoro deve diventare
sempre di più anche un tempo di apprendimento
di conoscenze e competenze per
mantenersi aggiornati, contribuendo
allo sviluppo individuale e a quello
dell’azienda in cui si lavora.
La formazione e la qualifica del personale
sono e saranno sempre di più le
armi vincenti in un mercato di competizione
globale”. Tutte le informazioni
sulla fiera e sul programma dei
Convegni abbinati a Mec-Spe
2007 su www.senaf.it, tel. 02 3320391.
PlastixExpo fa il suo ingresso nel
team di Mec-Spe 2007
PlastixExpo, fiera specializzata nella
lavorazione delle materie plastiche
entrerà a far parte del team della sesta
edizione di Mec-Spe, andando a sostituire
PlastikaItaly.
Nuova denominazione e nuovo logo
dunque per una fiera che soddisferà le
specifiche esigenze di visibilità delle
numerose aziende legate al settore delle
materie plastiche che prenderanno parte
alla fiera internazionale della meccanica
specializzata, a Parma dal 22 al 24
Marzo.
La sinergia di sette fiere continua a
rappresentare il punto di forza dell’appuntamento
organizzato da Senaf, luogo
di incontro, confronto e formazione per
le aziende dell’intero comparto manifatturiero
alla ricerca di nuovi input tecnologici
che migliorino l’efficienza dei
processi produttivi.
Le fiere di Mec-Spe
Mec-Spe: fiera internazionale della
meccanica specializzata;
Eurostampi: fiera internazionale dedicata
al mondo degli stampi;
Subfornitura: salone delle lavorazioni
industriali per conto terzi;
Control Italy: fiera specializzata per
l’assicurazione della qualità;
Trattamenti & Finiture: fiera specializzata
per macchine, impianti e prodotti per
il trattamento e la finitura delle superfici;
PlastixExpo: fiera specializzata per la
lavorazione delle materie plastiche;
Motek Italy: fiera specializzata per la
tecnologia di montaggio, assemblaggio
e manipolazione.
Tutte le informazioni sulla fiera su
www.senaf.it , tel. 02 3320391
PR Help Comunicazione d’Impresa
Via Burlacchi, 11 - 20135 Milano
Tel. 02 54123452 - Fax 02 54090230
e-mail: info@prhelp.it
www.prhelp.it
Filo animato ESAB OK E 71-T1 per
saldatura multiposizionale: nuova
tecnologia NSW
Il nuovo filo animato OK E 71-T1 è stato
sviluppato dalla ESAB per soddisfare le
esigenze di saldatura MIG/MAG in tutte
le posizioni con la stessa corrente.
Dalle Aziende
È un filo animato flux-cored rutilico non
ramato, lucido, bobinato spira-spira,
dalle caratteristiche operative eccezionali,
che salda con assenza di spruzzi e
distacco automatico della scoria.
Trova applicazione in carpenteria generica
e nella saldatura di strutture meccaniche
mediamente sollecitate, costruite
con acciai dolci ed a media resistenza
con carico di rottura di 510 N/mm 2 .
È inoltre raccomandato per l’esecuzione
della prima passata in verticale ascendente
con l’utilizzo di supporti ceramici.
Il filo animato OK E 71-T1 fa parte di una
nuova famiglia di fili fabbricati con la
nuova tecnologia NSW (New Standard
Wire) con trattamento superficiale estremamente
accurato, protezione anti-ossidazione
e lubrificazione di tipo innovativo.
I fili prodotti con la nuova tecnologia
NSW offrono notevoli vantaggi operativi,
che si possono riassumere in:
• Superficie lucida, con eccellente
scorrevolezza nei beccucci delle torce
di saldatura e nelle guaine, che ne
riduce l’usura ed elimina i problemi
di intasamento.
• Migliore stabilità d’arco, con
drastica riduzione degli spruzzi,
migliore estetica del cordone di
saldatura e possibilità di utilizzo di
correnti inferiori, particolarmente
utile nella saldatura di spessori sottili
o cordoni d’angolo ridotti.
I fili animati ESAB fabbricati con la
nuova tecnologia NSW sono il nuovo
punto di riferimento per la qualità dei
materiali di consumo per saldatura.
ESAB Saldatura S.p.A.
Via Mattei 24, 20010 Mesero (MI)
Tel. 02 97968.1 - Fax 02 97289300
e-mail: esab.saldatura@esab.se
www.esab.it
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
123

Dalle Aziende
Air Liquide Welding e OTC-DAIHEN
annunciano il lancio di TOPWAVE
una soluzione innovativa per migliorare
qualità e produttività nella
saldatura robotizzata
Frutto della collaborazione con OTC-
DAIHEN, Air Liquide Welding lancia
TOPWAVE sul mercato europeo. Queste
due società partner hanno condiviso il
loro know-how nel settore della saldatura
per sviluppare questa soluzione
particolarmente innovativa.
In effetti, la semplicità di programmazione
e il risparmio di tempo per l’operatore
sono tra i principali vantaggi di
TOPWAVE garantiti da un’interfaccia di
comunicazione intelligente tra il robot e
la sorgente di saldatura.
La qualità di saldatura e la produttività
sono garantiti dalla nuova generazione
di saldatrici a tecnologia inverter a
regolazione numerica DIGI@WAVE e
CITOWAVE, i generatori multifunzione
sviluppati per rispondere alle nuove
esigenze industriali per la saldatura di
spessori sottili o più spessi e lanciati con
grande successo commerciale durante la
fiera Schweissen und Schneiden di
Essen nel mese di Settembre 2005.
L’affidabilità degli impianti è il principio
chiave di Air Liquide Welding e
OTC-DAIHEN.
Una connessione “can bus” sostituisce
il cablaggio classico per garantire una
comunicazione ottimale tra il robot, il
generatore e le altre periferiche.
Nel 2006, Air Liquide Welding ha anche
introdotto sul mercato con successo
TOPTIG, una nuova soluzione di saldatura
TIG robotizzata. Air Liquide
Welding e OTC-DAIHEN puntano su
TOPWAVE per proseguire la loro
crescita sul mercato della saldatura
robotizzata in Europa proponendo soluzioni
innovative che migliorano la
produttività, la qualità e la funzionalità.
124 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
AIR LIQUIDE Welding Italy
Via Torricelli, 15/A - 37135 Verona
Tel. 045 8291557 - Fax 045 8291634
e-mail: francesca.fiocco@airliquide.com
www.airliquidewelding.com
DuPont Personal Protection -
Disponibile gratuitamente il nuovo
catalogo prodotti
DuPont Personal Protection è specializzata
nel coniugare l’innovazione scientifica
con il proprio know-how manifatturiero
allo scopo di mettere a
disposizione di svariati settori industriali
un ventaglio completo di eccellenti
indumenti protettivi.
Uno dei fattori essenziali per garantire
la sicurezza dei lavoratori è fornire loro
l’indumento protettivo adatto. Una
protezione adeguata infatti non serve
solamente a prevenire gli infortuni, ma
permette anche di evitare le malattie
professionali a lungo termine.
Per questo motivo DuPont lavora in
stretta collaborazione con il mondo
industriale in modo da avere la certezza
che la gamma di prodotti soddisfi le
specifiche esigenze degli utenti finali.
Ma l’impegno in tema di sicurezza non
si esaurisce qui: DuPont Personal
Protection propone anche un servizio di
assistenza completo sulle specifiche
tecniche degli indumenti e corsi di
formazione sulla corretta gestione degli
indumenti protettivi per garantire che
vengano indossati nelle migliori condizioni
di sicurezza.
In questo senso va la decisione di
editare un nuovo Catalogo, completo ed
esauriente, in grado di affrontare nel
dettaglio i diversi aspetti della protezione
personale. Sfogliando le 48 pagine
si possono così trovare informazioni sui
fattori da prendere in considerazione
nella selezione dell’indumento protettivo
adeguato; indicazioni sulla definizione
della marcatura CE; definizione dei
modelli di indumenti protettivi; informazioni
sull’utilizzo di indumenti protettivi
in zone potenzialmente esplosive;
consigli pratici per individuare i capi
più idonei per ciascuna esigenza;
presentazione dei livelli di protezione
forniti dall’intera gamma di indumenti
protettivi DuPont Personal Protection;
dettagliate descrizioni di ogni singolo
modello dell’intera gamma di produzione:
Tychem ® : la gamma Tychem ® offre
leggerezza e protezione contro un ampio
ventaglio di sostanze, dagli agenti
chimici poco tossici ai gas altamente
tossici, nonché contro i rischi biologici.
Tyvek ® : la gamma Tyvek ® offre protezione
da numerosi agenti chimici liquidi
o solidi, ma anche dalla polvere e dalle
fibre.
Proshield ® : la gamma di prodotti Proshield
® offre una soluzione di protezione
idonea alle esposizioni di Tipo 5 e 6,
meno esigenti in termini di barriera
protettiva.
Il catalogo contiene anche brevi informazioni
riguardo:
Nomex ® : il prodotto per eccellenza per
lavori che presentano un rischio di esposizione
alle fiamme, alle esplosioni o
agli archi elettrici.
Kevlar ® Armor, Kevlar ® Comfort,
Kevlar ® Clean: le ultime innovazioni
della gamma che offre una combinazione
ideale di elevata resistenza al
taglio, elasticità, leggerezza e comfort.
Il Catalogo, del tutto gratuito, può
essere richiesto registrandosi sul sito
Internet www.dpp-europe.com o contattando
direttamente il Servizio Clienti al
numero verde 00800.3666.6666.
DuPont Personal Protection
L-2984 Luxembourg
Tel. +352 36665664 - Fax +352
36665071
e-mail: personal.protection@lux.dupont.com
www.dpp-europe.com
TechFLUID, prima fiera
dell’industria petrolifera,
petrolchimica e dell’energia
Si svolgerà dal 10 al 12 Maggio 2007
presso il polo fieristico PiacenzaExpo, a
Piacenza, la prima edizione della fiera
internazionale delle soluzioni tecnologiche
della subfornitura meccanica, dei
metalli e materiali innovativi destinati
all’industria petrolifera, petrolchimica e
dell’energia, in collaborazione tra
PiacenzaExpo, leader nella organizzazione
di manifestazioni industriali di
nicchia, ed Edimet, network multimediale
del mondo dei metalli, è nata Tech-
FLUID.
TechFLUID, iniziativa fieristica unica in
Italia, è una manifestazione ad alta
specializzazione, che dedicherà particolare
attenzione ai materiali innovativi e

alla subfornitura di lavorazioni qualificate,
per un settore industriale - quello
del petrolifero e petrolchimico - caratterizzato
da forte ricerca e innovazione
tecnologica.
Queste le categorie di espositori a cui la
mostra è destinata: produttori di componenti
in alluminio, acciai speciali, acciai
inossidabili, titanio, ottone, rame;
produttori di tubi; produttori di getti di
fonderia di metalli ferrosi e non ferrosi;
produttori di elastomeri, polimeri, materiali
compositi; aziende di prototipazione
e progettazione; aziende che effettuano
lavorazioni conto terzi.
Destinatari dell’evento, in qualità di
visitatori, direttori generali, direttori
acquisti, direttori ricerca e sviluppo,
dirigenti tecnici, responsabili qualità,
progettisti strutturali, consulenti aziendali,
liberi professionisti, titolari di
aziende appartenenti a quattro
macroaree:
• perforazione e trivellazione sotterranea
(applicata a qualsiasi tipo di
fluido e di gas);
• impiantistica per l’industria petrolifera
(impianti di estrazione, piatta-
forme off-shore,
gasdotti, impianti
di trasformazione e
raffinazione);
• impiantistica per
l’industria petrolchimica
(impianti
come sopra con
tutti i derivati da
quella petrolifera);
• produttori di
veicoli operativi
speciali, macchine
complete, impianti completi gruppi
e sottogruppi meccanici (pompe
oleodimaniche, valvole assiemate,
rubinetteria tecnica, componenti
elettromeccanici, parti e ricambi
finiti per tutte le suddette applicazioni).
TechFLUID sarà un momento di
confronto importante per il comparto, in
cui alla parte espositiva si affiancherà
una serie di sessioni tecniche specializzate.
Fortemente strategica la scelta di
Piacenza quale sede dell’evento, al
centro dell’area italiana maggiormente
industrializzata e con un bacino
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 *
715 * 1050 *
Rimanenti recuperabili * 154 *
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
Dalle Aziende
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’ingresso
o con biglietto offerto dalle ditte
espositrici - possibile la preregistrazione
on line su www.techfluid.it
d’utenza dal forte tessuto imprenditoriale.
Importante infine ricordare le sinergie
di TechFLUID con GeoFluid, manifestazione
biennale giunta alla 16° edizione,
la principale a livello europeo nel
settore delle tecnologie ed attrezzature
per la ricerca, estrazione e trasporto dei
fluidi sotterranei.
EDIMET S.p.A.
Via Corfù, 102 - 25124 Brescia
Tel. 030 2421043 - Fax 030 223802
e-mail: info@edimet.com
www.edimet.com
International Institute of Welding
Future IIW Annual Assemblies
Dubrovnik (Croatia) 2007
Graz (Austria) 2008
Singapore 2009
Kiev (Ukraina) 2010
Mumbai (India) 2011
Future IIW International Congresses
Sidney (Australia) 2007
Mexico 2007
Brazil 2008
India 2008
China 2008
Iran 2009
Israel 2010
Per maggiori informazioni:
www.iiw-iis.org
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
125

Letteratura Tecnica
ASM Handbook, Volume 13B -
Corrosion: Materials
Cramer S.D. e Covino B.S. Jr., Materials
Park, (OH-USA) 2005, 210x297 mm,
703 pagine, ISBN: 978-0-87170-707-9,
$ 229,00 (€ 176.53).
Questo manuale, consacrato allo studio
dei fenomeni di corrosione dei materiali,
è il secondo di un’opera in tre nuova
edizione, completamente rielaborata ed
aggiornata, del “Corrosion - Volume 13”
della nona edizione del “ASM-Metals
Handook”. Il primo volume 13A:
“Corrosion: Fundamentals, Testing, and
Protection” pubblicato nel 2003,
presenta i fenomeni di corrosione, le
relative prove e le tecniche di protezione,
mentre il terzo ed ultimo edito
recentemente, 13C: “Corrosion: Environments
and Industries” descrive la
corrosione nei diversi settori industriali.
Scopo principale dell’opera è quella di
presentare lo stato attuale delle conoscenze
e le prospettive future nell’analisi
dei fenomeni di corrosione e nello studio
delle tecniche di protezione e prevenzione.
Nel manuale i materiali principalmente
presi in esame sono i metallici, anche se
la trattazione di quelli non metallici
occupa una parte prominente, riflettendo
il loro ormai largo ed efficace impiego
per risolvere alcuni gravi problemi di
corrosione ed il loro frequente utilizzo
con i metallici in complessi sistemi di
ingegneria. La corrosione in ambiente
umido rimane l’argomento prominente
della collana, ma la corrosione ad alta
temperatura in ambiente gassoso è pure
ampiamente considerata.
Il volume 13B, organizzato in tre
sezioni, include una vasta gamma di
materiali, analizza il loro impiego nei
diversi settori industriali ed il loro
comportamento in relazione alle probabili
condizioni di servizio.
La prima parte illustra il comportamento
alla corrosione dei metalli ferrosi,
comprendendo: gli acciai al carbonio,
quelli basso-legati, gli acciai resistenti
agli agenti atmosferici, gli acciai rivestiti
con materiali metalli ed organici, la
ghisa, i getti in ghisa ed in acciai bassolegati,
gli acciai inossidabili ed i getti in
acciai inossidabili. La corrosione dei
materiali non metallici e speciali è l’argomento
della seconda parte, in cui sono
trattati: l’allumino e le sue leghe, il rame
e le sue leghe, il cobalto e le sue leghe, i
metalli e le leghe a basso punto di
fusione, il magnesio e le sue leghe, i
metalli e le leghe refrattari, i metalli e le
leghe preziosi, lo zinco e le sue leghe.
Inoltre un unico capitolo è dedicato alla
corrosione di prodotti speciali quali: le
giunzioni brasate, i rivestimenti spruzzati,
i metalli placcati, i metalli amorfi,
quelli intermetallici, i carburi ed i materiali
compositi a matrice metallica.
Infine la terza ed ultima parte, è indirizzata
alla descrizione del comportamento
Notiziario
di materiali non metallici in diverse
condizioni ambientali aggressive,
include i materiali refrattari, quelli ceramici,
i rivestimenti protettivi, gli elastomeri,
le resine termoindurenti ed i materiali
compositi.
ASM International, 9639 Kinsman Road.
Materials Park, OH 44073-0002 (USA).
Telefax +1 440 3384634.
http://www.asm-intl.org/
Processes and mechanisms of
welding residual stress and
distortion
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 ed
all’analisi dell’origine dei processi e dei
meccanismi di formazione delle tensioni
residue e delle deformazioni in saldatura,
mette in evidenza la loro influenza
e la loro pericolosità sull’affidabilità e
sul comportamento in servizio dei
componenti e delle strutture saldate.
Il volume, diviso principalmente in due
parti, fornisce una rassegna aggiornata e
completa sugli sviluppi più recenti nel
campo; in particolare descrive nella
prima parte relativa ai principi: i processi
ed i meccanismi di formazione, gli effetti
dei cicli termici di saldatura, le interazionitermiche/metallurgiche/mecca-
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
127

Notiziario
niche dovute ai processi di saldatura, la
misura della distribuzione della temperatura,
la costruzione di modelli riguardanti
gli effetti dei processi di saldatura.
La seconda parte rivolta alle applicazioni
illustra: la determinazione e la
misura delle deformazioni, l’applicazione
pratica di modelli per la verifica
delle tensioni residue e delle deformazioni,
le tecniche ed i metodi per ridurre
gli effetti, il controllo degli imbozzamenti
e delle deformazioni nel caso di
lamiere e di serbatoi saldati.
CRC Press, LLC 6000 Broken Sound
Parkway, NW, (Suite 300) Boca Raton,
FL 33487, (USA). Woodhead Publishing
Limited, Abington Hall, Abington,
Cambridge, CB1 6AH, (Inghilterra).
Telefax +44 1223 893694
http://www.woodheadpublishing.com/en
Codici e Norme
Norme nazionali
Italia
UNI EN 1011-8 - Raccomandazioni per
la saldatura di materiali metallici - Parte
8: Saldatura della ghisa (2006).
UNI EN 1991-1-7 - Azioni sulle strutture
- Parte 1-7: Azioni in generale -
Azioni eccezionali (2006).
UNI EN 1993-1-4 - Progettazione delle
strutture di acciaio - Parte 1-4: Regole
generali - Regole supplementari per
acciai inossidabili (2007).
UNI EN 1993-1-5 - Progettazione delle
strutture di acciaio - Parte 1-5: Elementi
strutturali a lastra (2007).
UNI EN 1993-3-1 - Progettazione delle
strutture di acciaio - Parte 3-1: Torri, pali
e ciminiere - Torri e pali (2007).
UNI EN 1993-3-2 - Progettazione delle
strutture di acciaio - Parte 3-2: Torri, pali
e ciminiere - Ciminiere (2007).
UNI EN 1998-4 - Progettazione delle
strutture per la resistenza sismica - Parte
4: Silos, serbatoi e condotte (2006).
UNI EN ISO 3452-2 - Prove non
distruttive - Esame con liquidi penetranti
- Parte 2: Prove dei materiali utilizzati
nell'esame con liquidi penetranti (2006).
128 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
UNI EN ISO 9227 - Prove di corrosione
in atmosfere artificiali - Prove di nebbia
salina (2006).
UNI EN 10089 - Acciai laminati a caldo
per molle bonificate - Condizioni
tecniche di fornitura (2006).
UNI EN 10140 - Nastri stretti di acciaio
laminati a freddo - Tolleranze sulle
dimensioni e sulla forma (2006).
UNI EN 10143 - Lamiere sottili e nastri
di acciaio con rivestimento applicato per
immersione a caldo in continuo - Tolleranze
sulla dimensione e sulla forma
(2006).
UNI EN 10162 - Profilati di acciaio
laminati a freddo - Condizioni tecniche
di fornitura - Tolleranze dimensionali e
sulla sezione trasversale (2006).
UNI EN 10325 - Acciaio - Determinazione
dell’aumento della resistenza allo
snervamento per effetto del trattamento
termico (2006).
UNI EN 10341 - Nastri e lamiere
magnetici di acciaio non legato e legato
laminati a freddo e forniti allo stato
semifinito (2006).
UNI EN 12560-6 - Flange e loro giunzioni
- Guarnizioni per flange designate
mediante Classe - Parte 6: Guarnizioni
metalliche striate rivestite da utilizzare
con flange di acciaio (2007).
UNI EN 13445-8 - Recipienti a pressione
non esposti a fiamma - Parte 8:
Requisiti aggiuntivi per i recipenti a
pressione di alluminio e leghe di alluminio
(2007).
UNI EN 13835 - Fonderia - Ghise austenitiche
(2006)
UNI EN 14620-1 - Progettazione e
fabbricazione di serbatoi di acciaio verticali,
cilindrici, a fondo piatto, costruiti in
sito, per lo stoccaggio di gas liquefatti
refrigerati operanti a temperature tra 0
°C e -165 °C - Parte 1: Generalità (2006).
UNI EN 14620-2 - Progettazione e
fabbricazione di serbatoi di acciaio
verticali, cilindrici, a fondo piatto,
costruiti in sito, per lo stoccaggio di gas
liquefatti refrigerati operanti a temperature
tra 0 °C e -165 °C - Parte 2: Componenti
metallici (2006).
USA
AASHTO LRFDUS - Bridge design
specifications (2007).
ASTM A 513 - Standard specification
for electric-resistance-welded carbon and
alloy steel mechanical tubing (2006).
AWS C5.7 - Recommended practices
for electrogas welding (2006).
AWS D10.11M/D10.11 - Guide for root
pass welding of pipe without backing
(2007).
AWS D16.2M/D16.2 - Guide for
components of robotic and automatic arc
welding installations (2007).
Norme europee
EN
EN ISO 7500-2 - Metallic materials -
Verification of static uniaxial testing
machines - Part 2: Tension creep testing
machines - Verification of the applied
force (2006).
EN 10130 - Cold rolled low carbon steel
flat products for cold forming - Technical
delivery conditions (2006).
CEN/TR 15481 - Welding of reinforcing
steel - Tack weldability - Test methods
and performance requirements (2006).
CEN/TS 15379 - Building management -
Terminology and scope of services (2006).
Norme internazionali
ISO
ISO 7500-2 - Metallic materials - Verification
of static uniaxial testing machines
- Part 2: Tension creep testing machines -
Verification of the applied force (2006).
ISO 22391-2 - Plastics piping systems
for hot and cold water installations -
Polyethylene of raised temperature
resistance (PE-RT) - Part 2: Pipes (2007).
ISO 22391-3 - Plastics piping systems for
hot and cold water installations - Polyethylene
of raised temperature resistance
(PE-RT) - Part 3: Fittings (2007).
ISO 22391-5 - Plastics piping systems
for hot and cold water installations -
Polyethylene of raised temperature
resistance (PE-RT) - Part 5: Fitness for
purpose of the system (2007).

Corsi IIS
Luogo Data Titolo Ore Organizzatore
Genova Marzo-Giugno
2007
Legnano (MI) Marzo-Giugno
2007
Mogliano Veneto
(TV)
Marzo-Giugno
2007
Genova Marzo-Giugno
2007
Legnano (MI) Marzo-Giugno
2007
Mogliano Veneto
(TV)
Marzo-Giugno
2007
Corso per International Welding Engineer - Parti I e II -
Corso di Specializzazione 140
Corso per International Welding Engineer - Parti I e II -
Corso di Specializzazione
Corso per International Welding Engineer - Parti I e II -
Corso di Specializzazione
Corso per International Welding Technologist - Parti I e II -
Corso di Specializzazione
Corso per International Welding Technologist - Parti I e II -
Corso di Specializzazione
Corso per International Welding Technologist - Parti I e II -
Corso di Specializzazione
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 e
raccordi di PE secondo UNI 9737 per il convogliamento di gas,
acqua ed altri fluidi. Processi ad elemento termico e ad
elettrofusione
Genova
2-6/4/2007
7-11/5/2007
4-8/6/2007
Corso modulare per la qualificazione ad International Welding
Inspector - Comprehensive - Tecnologia della saldatura
Genova 11-12/4/2007 Corso avanzato - Meccanica della frattura 16
Genova 16-19/4/2007
Genova
16-20/4/2007
18-20/6/2007
Genova 16-20/4/2007
Genova
Mogliano Veneto
(TV)
Mogliano Veneto
(TV)
16-20/4/2007
21-25/5/2007
7-9/5/2007
7-10/5/2007
Legnano (MI) 8-10/5/2007
Corso propedeutico alla certificazione dei saldatori di tubi e
raccordi di PE secondo UNI 9737 per il convogliamento di gas,
acqua ed altri fluidi. Processi ad elemento termico e ad
elettrofusione
Corso per International Welding Engineer - Parte III -
Tecnologia della saldatura
Corso per International Welding Technologist - Parte III -
Tecnologia della saldatura
Corso modulare per la qualificazione ad International Welding
Inspector - Basic - Tecnologia della saldatura
Corso sull’applicazione dei sistemi di gestione per la qualità in
saldatura ISO 9001
Corso propedeutico alla certificazione dei saldatori di tubi e
raccordi di PE secondo UNI 9737 per il convogliamento di gas,
acqua ed altri fluidi. Processi ad elemento termico e ad
elettrofusione
Progettazione, fabbricazione e collaudo di apparecchi e sistemi
di tubazioni di PRFV
140
140
140
140
140
28
121
28
58
43
66
24
28
24
Notiziario
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FOR
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
Tel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - for@iis.it
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
129

Notiziario
Corsi IIS (segue)
Luogo Data Titolo Ore Organizzatore
Mogliano Veneto
(TV)
Mogliano Veneto
(TV)
130 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
10-11/5/2007 Corso sull’applicazione dei sistemi di gestione del processo
speciale saldatura EN 729/ISO 3834 16
14-15/5/2007 Corso sull’applicazione dei sistemi di gestione ambientale ISO
14001
Genova 14-17/5/2007 Corso propedeutico alla certificazione dei saldatori di tubi e
raccordi di PE secondo UNI 9737 per il convogliamento di gas,
acqua ed altri fluidi. Processi ad elemento termico e ad
elettrofusione
Genova 14-18/5/2007 Corso per International Welding Specialist - Parte I
Genova 14-18/5/2007 Corso per International Welding Practitioner - Parte I
Genova 16-17/5/2007 Corso avanzato - Failure analysis
Genova 21-23/5/2007 Corso di qualificazione e certificazione nella microsaldatura in
elettronica approvato dall’ESA per Ispettore per tecnologia a
“foro passante” in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-08
Legnano (MI) 21-24/5/2007 Corso propedeutico alla certificazione dei saldatori di tubi e
raccordi di PE secondo UNI 9737 per il convogliamento di gas,
acqua ed altri fluidi. Processi ad elemento termico e ad
elettrofusione
Genova 21-25/5/2007
20-22/6/2007
Corso per International Welding Engineer - Parte III -
Metallurgia e saldabilità
Genova 21-25/5/2007 Corso per International Welding Technologist - Parte III -
Metallurgia e saldabilità
Genova 21-25/5/2007 Corso di qualificazione e certificazione nella microsaldatura in
elettronica approvato dall’ESA per Operatore per tecnologia a
“foro passante” in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-08
Genova 22-23/5/2007 Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per
Operatore/Ispettore per tecnologia a “foro passante” in accordo
alla Specifica ECSS-Q-70-08
Genova 28/5-1/6/2007 Corso di qualificazione e certificazione nella microsaldatura in
elettronica approvato dall’ESA per Operatore per tecnologia
SMT in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-38
Genova 28/5-1/6/2007 Corso di qualificazione e certificazione nella microsaldatura in
elettronica approvato dall’ESA per Ispettore per tecnologia
SMT in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-38
Genova 29-30/5/2007 Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per
Operatore/Ispettore per tecnologia SMT in accordo alla
Specifica ECSS-Q-70-08
16
28
36
26
16
24
28
72
43
40
16
36 (*)
36 (*)
16
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FOR
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
Tel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - for@iis.it
(*) Si tratta del totale delle ore per coloro che non abbiano già frequentato il corso da Operatore e/o Ispettore per tecnologia a
foro passante. Per coloro in possesso di tale certificato il corso può essere ridotto fino alla durata di 24 ore.

Particelle magnetiche (MT)
Genova 3-6/4/2007 per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
Mogliano
Veneto (TV)
Esame visivo (VT)
Legnano (MI) 14-18/5/2007 per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
Mogliano
Veneto (TV)
17-20/4/2007 per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
Liquidi penetranti (PT)
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
Genova
Mogliano
Veneto (TV)
Legnano (MI)
7-11 e
14-18/5/2007
2-6 e
16-20/4/2007
21-25 e
28/5-1/6/2007
Corsi di qualificazione al livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
Esame radiografico (RT) (La prima settimana di ogni
corso è limitata alla qualifica per la sola interpretazione film)
per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
Esame ultrasonoro (UT) (La prima settimana di ogni
corso è limitata alla qualifica per la sola misurazione spessori)
per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
Corsi di altre Società
Luogo Data Titolo Organizzatore
Napoli 20/3/2007
8/5/2007
Corso base sul D. Lgs.626/94 per addetti,
responsabili della sicurezza e rappresentanti dei
lavoratori per la sicurezza
Milano 21-23/3/2007 Corso di formazione per valutatori interni del
sistema di Gestione per la Qualità (in accordo
con la norma ISO 19011)
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
formazione@aicq-meridionale.it
AICQ Centro Nord (Milano)
Tel. 02 67382158; fax 02 67382177
segreteria@aicqcn.it
Roma 22-28/3/2007 Valutatori Sistema di Gestione per la Qualità AICQ-CI (Roma)
Tel. 06 4464132; fax 06 4464145
infocorsi@aicqci.it
Torino 26/3/2007 Nuovo corso di formazione auditor Sistemi di
Gestione Ambientale
Milano 27/3/2007 ISO 9001:2000 - La gestione per la qualità nel
settore delle costruzioni
Mestre (VE) 27-28/3/2007 Il Sistema di Gestione Ambientale secondo le
norme ISO 14000
Mestre (VE) 29/3/2007 L’approccio basato sui processi secondo l’ISO
9000:2000
AICQ Piemonte (Torino)
Tel. 011 5627271; fax 011 537964
info@aicqpiemonte.it
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024379; fax 02 70024474
formazione@uni.com
AICQ Triveneta (Mestre – VE)
Tel. 041 951795; fax 041 940648
aicqtv@aicqtv.it
AICQ Triveneta (Mestre – VE)
Tel. 041 951795; fax 041 940648
aicqtv@aicqtv.it
Notiziario
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
131

Notiziario
Corsi di altre Società (segue)
Luogo Data Titolo Organizzatore
Napoli 29-30/3/2007 Misure meccaniche e termiche: strumentazione,
tecniche e metodologie
Milano 2-5/4/2007
7-10/5/2007
Potenza
Napoli
3-5/4/2007
15-17/5/2007
132 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
Corso di specializzazione per RSPP.
Le competenze relazionali, gestionali e psicosociali
(Modulo C)
I Sistemi di Gestione Ambientale: le norme UNI
EN ISO 14000
Napoli 4-6/4/2007 Corso Base per la conduzione delle Verifiche
Ispettive Interne Ambientali secondo le norme
ISO 19011 e ISO 14001
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
formazione@aicq-meridionale.it
AICQ Centro Nord (Milano)
Tel. 02 67382158; fax 02 67382177
segreteria@aicqcn.it
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
formazione@aicq-meridionale.it
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
formazione@aicq-meridionale.it
Milano 5/4/2007 Esercitazioni per la stima dell’incertezza di misura AICQ Centro Nord (Milano)
Tel. 02 67382158; fax 02 67382177
segreteria@aicqcn.it
Monopoli (BA) 10-12/4/2007 Il Responsabile Qualità: gli elementi normativi e le
competenze tecniche per un’efficace applicazione
delle ISO 9000: 2000 alla propria realtà aziendale
Milano
Roma
Milano
Roma
Milano
Roma
16-17/4/2007
10-11/5/2007
18/4/2007
7/5/2007
19/4/2007
8/5/2007
Redazione del manuale qualità e delle procedure
secondo la norma ISO 9001:2000
La comunicazione nei sistemi di gestione
ambientale
Roma 2-4/5/2007 Le ISO 9000:2000. Introduzione ai Sistemi di
Gestione per la Qualità
CERMET - Ufficio Commerciale Puglia (Monopoli - BA)
Tel. 080 9371458; fax 080 9379707
infopuglia@cermet.it
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024379; fax 02 70024474
formazione@uni.com
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024464; fax 02 70024474
formazione2@uni.com
UNI (Roma)
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
uni.roma@uni.com
Risk management ambientale Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 700244464; fax 02 70024474
formazione2@uni.com
UNI (Roma)
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
uni.roma@uni.com
Torino 8/5/2007 Qualificazione auditor interni Sistemi Gestione
Ambiente e Sicurezza - ISO 14001. Specifica
tecnica OHSAS 18001. Linee guida ISO 129011.
Audit ambiente e sicurezza
Milano 9/5/2007 Marcatura CE per i prodotti da costruzione -
Direttiva 89/106/CEE
AICQ-CI (Roma)
Tel. 06 4464132; fax 06 4464145
infocorsi@aicqci.it
AICQ Piemonte (Torino)
Tel. 011 5627271; fax 011 537964
info@aicqpiemonte.it
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024379; fax 02 70024474
formazione@uni.com
Mestre (VE) 22/5/2007 Le verifiche ispettive secondo la norma ISO19011 AICQ Triveneta (Mestre - VE)
Tel. 041 951795; fax 041 940648
aicqtv@aicqtv.it
Napoli 23-24/5/2007 Trattamenti superficiali dei metalli, prove di
laboratorio e di accettazione
Roma 28-30/5/2007 Il processo di audit del Sistema di Gestione per la
Qualità nei laboratori
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
formazione@aicq-meridionale.it
AICQ-CI (Roma)
Tel. 06 4464132; fax 06 4464145
infocorsi@aicqci.it
Milano 28-30/5/2007 Auditor ambientale interno Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024464; fax 02 70024474
formazione2@uni.com

Mostre e Convegni
Luogo Data Titolo Organizzatore
Firenze 15/3/2007 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
Montichiari (BS) 16-19/3/2007 MU&AP - Rassegna della Produzione per l'Industria
Meccanica
Barcellona
(Spagna)
Oxford
(Inghilterra)
Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341331; fax 010 8367780
maria.didio@iis.it
Notiziario
STAFF SERVICE - Segreteria Organizzativa (Brescia)
Tel. 030 226425; fax 030 226426
muap@muap.it
20-24/3/2007 MAQUITEC 2007 - La Feria Industrial FIRA BARCELONA (Barcellona - E)
Tel. + 34 93 233200; fax + 34 93 23321 98
info@firabcn.es
22-23/3/2007 6th International Conference 2007 “Quality, reliability
and maintenance”
Parma 22-24/3/2006 Fiera Mec-Spe - 5º Salone della meccanica specializzata
Parma 22-24/3/2007 6^ Edizione Control Italy - Fiera specializzata per
l’assicurazione della qualità
Parma 22-24/3/2007 Subfornitura - Salone delle lavorazioni industriali
per conto terzi
Parma 22-24/3/2007 Eurostampi - Fiera internazionale del mondo degli
stampi
Parma 22-24/3/2007 PlastikExpo - Fiera specializzata per la lavorazione
delle materie plastiche
Parma 22-24/3/2007 Motek Italy - Fiera specializzata per la tecnologia
di montaggio, assemblaggio e manipolazione
Parma 23/3/2007 Risk Management nella fabbricazione mediante
saldatura
Mogliano Veneto (TV)
Cagliari
Taranto
Siracusa
Cambridge
(Inghilterra)
Orlando
(Florida - USA)
Monaco
(Germania)
23/3/2007
19/4/2007
24/5/2007
21/6/2007
Guida alla stesura e alla qualificazione delle WPS
per riporti di saldatura e per saldature tubo-piastra
tubiera, secondo Pr EN ISO 15614-7 e EN ISO
15614-8
26-28/3/2007 Fatigue 2007 - The 6th Engineering Integrity
Society International Conference “Durability and
fatigue”
R A Thomas c/o QRM Ltd, (Swansea - UK)
Tel./fax +44 1792 885089
rad@qrmconference.co.uk
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
mecspe@senaf.it
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
controlitaly@senaf.it
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
subformitura@senaf.it
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
eurostampi@senaf.it
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
plastikexpo@senaf.it
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
motekitaly@senaf.it
Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341331; fax 010 8367780
maria.didio@iis.it
Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341331; fax 010 8367780
maria.didio@iis.it
Engineering Integrity Society (Sheffield -UK)
Tel. +44 114 2621155; fax +44 114 2621120
fatigue@e-i-s.org.uk
26-30/3/2007 16th ASNT - Annual Research Symposium Conference Department ASNT (Columbus, OH - USA)
Tel. + 1 614 2746003; fax +1 614 2746899
asnt@asnt.org
27-29/3/2007 Aerospace Testing Expo 2007 Europe UKIP Media & Events (Dorking, Surrey - UK)
Tel. +44 1306 743744; fax +44 1306 742525
aerospacetesting@ukintpress.com
Ravenna 28-30/3/2007 OMC 2007 - 8th Offshore Mediterranean Conference
& Exhibition
OMC (Ravenna)
Tel. 0544 219418; fax 0544 39347
conference@omc.it
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
135

Notiziario
Mostre e Convegni (segue)
Porto
(Portogallo)
Luogo Data Titolo Organizzatore
136 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
1-4/4/2007 Materials 2007 - Global materials for the XXI
Century: Challenges to academia and industry
Stuttgart (Germania) 2-4/4/2007 ETNDT 4 - 4th International Conference “Emerging
technologies in non-destructive testing and
technology transfer and business partnership
event”
Verona 3/4/2007 Il controllo del processo di fabbricazione mediante
saldatura e la conformità alle Direttive europee.
Lo schema EWF per la certificazione dei Costruttori
per: Steel structures
Mosca
(Russia)
10-12/4/2007 ExpoCoating 2007 - 4th International Exhibition
and Conference “Coatings and surface treatment”
Roma 10-14/4/2007 ICRA'07 - International Conference “Robotics and
automation”
Detroit
(Michigan, USA)
Dubai (Emirati Arabi
Riuniti)
Londra
(Inghilterra)
Berlino
(Germania)
16-19/4/2007 SAE 2007 - World Congress - Engineering for
Global Sustainable Mobility-It's Up to Us
22-24/4/2007 ALUMEX 2007 - IV Conferenza Internazionale
“Tecnologie per l’alluminio”
24-26/4/2007 3rd International Conference “Integrity of high
temperature welds”
25-27/4/2007 5th International and European Conference “Heat
treatment 2007 - Quenching and control of distortion”
Helsingor (Danimarca) 29/4-2/5/2007 JOM-14 - 14th International Conference “The
joining of materials & the 5th International Conference
“Education in welding”
Sinsheim (Germania) 8-11/5/2007 CONTROL 2007 - 21st International Trade Fair
for Quality Assurance
Faculdade de Engenharia da Universidade do Porto (Porto - PT)
Tel.+351 225 081716; fax +351 225 081584
materiais2007@fe.up.pt
ETECH-NDT (Brussels - B)
Tel. +32 2 6292922 Fax +32 2 62929 28
secretariat@etech-ndt.eu.org
Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341331; fax 010 8367780
maria.didio@iis.it
PRIMEXPO (St. Petersburg - RU)
Tel. +7 812 3806017 fax +7 812 3806001
coating@primexpo.ru
FASI (Roma)
Tel. 06 97605610; fax 06 97605650
icra07@fasiweb.com
SAE Automotive Headquarters (Troy, MI - USA)
Tel. +1 248 2732474; fax +1 248 2732494
pkreh@sae.org
EDIMET (Brescia)
Tel. 30 2421043; fax 030 223802
alumexdubai@edimet.com
IOM Communications (London - UK)
Tel. +44 20 74517302; fax +44 20 78391702
melanie.boyce@iom3.org
AWT-Geschäftsstelle (Bremen·- D)
Tel. +49 421 5229339; fax +49 421 5229041
awt.ev@t-online.de
JOM - INSTITUTE (Gilleleje.- DK)
Tel. +45 48355458
jom_aws@post10.tele.dk
P.E. Schall GmbH (Frickenhausen - D)
Tel. +49 7025 92060; fax: +49 7025 9206625-l
erdem@schall-messen.de
Venezia 9-11/5/2007 MEC - XI International Utilities Forum CENACOLO (Piacenza)
Tel. 0523 590372; fax 0523 570193
f.chinosi@cenacolosrl.it
Verona 10-12/5/2007 SALDAT 2007 - Mostra Convegno della saldatura
e taglio
Piacenza 10-12/5/2007 TechFLUID - Mostra Convegno delle soluzioni
tecnologiche, della subfornitura, dei metalli e
materiali innovativi per l’industria petrolifera,
petrolchimica e dell’energia
ANASTA (Milano)
Tel. 02 7002534; fax 02 7002530
saldat@saldat.it
EDIMET (Brescia)
Tel. 030 2421043; fax 030 223802
info@edimet.com
Bahrain 13-16/5/2007 12th World Aluminium conference CRU Events (London - UK)
Tel. +44 20 79032402; fax +44 20 79032432
marilyn.portner@crugroup.com
Beijing (Cina) 14-16/5/2007 ITSC 2007 - International Thermal Spray Conference
and Exposition
ASM Customer Service (Materials Park, Ohio - USA)
Tel. +1 440 33851516; fax +1 440 3384634
customerservice@asminternational.org

Mostre e Convegni (segue)
Luogo Data Titolo Organizzatore
Montreal
(Quebec - Canada)
Mosca
(Russia)
15-17/5/2007 SOUDAGE QUÉBEC - Foire commerciale
d’équipement, de machinerie, de produits et
services de soudage
15-18/5/2007 NDT Russia 2007 - The 6th International Exhibition
and Conference for non-destructive testing
and technical diagnostics
Milano 16/5/2007 Il controllo del processo di fabbricazione mediante
saldatura e la conformità alle Direttive europee.
Lo schema EWF per la certificazione dei Costruttori
per: Pressure equipment
Busan
(Corea)
Mosca
(Russia)
27-31/5/2007 10th International Conference “The mechanical
behavior of materials”
Place Bonaventure (Montréal - Québec - CND)
Tel. +1 514 3972222 ; fax+1 514 397384
canada@reedexpo.com
PRIMEXPO (St.Petersburg - RU)
Tel. +7 812 3806017 fax +7 812 3806001
ndt@primexpo.ru
Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341331; fax 010 8367780
maria.didio@iis.it
JC International (Seou l- Korea)
Tel. +82 2 5712724; fax +82 2 5712721
jcpark@jcinter.co.kr
28-31/5/2007 International Trade Fair Joining Cutting Surface MESSE ESSEN GmbH (Essen - D)
Tel. +49 201 72440; fax +49 201 7244448
info@messe-essen.de
Tariffe Pubblicitarie 2007
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
* 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 IIS
Tel. 010 8341.389 - fax 010 8341.399 - E-mail: franco.ricciardi@iis.it
Notiziario
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
137

Ricerche
Bibliografiche
Resistenza a fatica di giunti saldati in leghe di
alluminio (2000-2006)
Criteri di progettazione di strutture in leghe d’alluminio di
ATZORI 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 alloy
during 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; Leghe
d’alluminio; Microstruttura; Resistenza a fatica; Vita residua.
Influence of spot welding on fracture behaviour of Al-6.6Mg
alloy di JIANG D.M. e et.al. «Weld. Join.», Maggio-Giugno
2000, P. 183-188, F. 7, T. 1, B. 14.
Frattografia; Lamierini; Leghe Al-Mg; Leghe d’alluminio;
Meccanica della frattura; Microstruttura; Porosità; Proprietà
meccaniche; Resistenza a fatica; Saldatura a resistenza a punti.
Application des calculs aux éléments finis pour définir et
valider des modéles analytiques de calcul de contrainte sur
un assemblage bout à bout en alliage d’aluminium di
COLCHEN D. «Soud. Tecn. Con.», Marzo-Aprile 2000, P. 3-16,
F. 15, T. 15, B. 3.
Analisi con elementi finiti; Leghe d’alluminio; Resistenza a
fatica; Saldature testa a testa.
Dimensione della zona plastica al piede dei cordoni in giunti
saldati 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 della
vita; Giunti a croce; Leghe d’alluminio; Resistenza a fatica.
Fatigue and damage tolerance of aging aircraft structures di
NESTERENKO G. I. «Giornale PND», Luglio-Settembre 2000,
P. 20-28, F. 27, B. 18.
Aerei; Cricche di fatica; Durata della vita; Leghe Al-Cu; Leghe
Al-Zn-Mg; Leghe d’alluminio; Propagazione delle cricche; Resistenza
a fatica; Russia; Tolleranze.
Dati IIS-Data
Microstructure and mechanical properties of friction stir
welded aluminium alloys with special reference to AA 5083
and 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 structures
mécanosoudées 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; Resistenza
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; Saldatura
con piccola distanza tra i lembi; Tenacità alla rottura; Travi.
Influence of casting technique and hot isostatic pressing on
the 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; Lavorazione
dei 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 alloy
AMg6 in inert atmosphere di SHONIN V.A. e POKLYATSKY
A.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.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
139

Ricerche Bibliografiche
Valutazione della resistenza a fatica di giunti saldati in lega
leggera mediante l’analisi di un intaglio equivalente di
ATZORI 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; Leghe
d’alluminio; Resistenza a fatica; Rotture di fatica.
Application of high-frequency peening to improve the fatigue
resistance 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’alluminio;
Martellatura; Resistenza a fatica.
Software development for the fatigue life prediction of structural
components (IIW-1509-00 ex-doc. XIII-1801-99) di DE JESUS
A.M.P. et al. «Weld. World», Novembre-Dicembre 2001, P. 3-7.
Acciai; Calcolo; Cricche di fatica; Deformazioni; Durata della
vita; Fattore KIC; Giunti saldati; Innesco delle cricche; Intaglio;
Leghe d’alluminio; Meccanica della frattura; Previsione;
Programma di elaboratori; Propagazione delle cricche;
Proprietà meccaniche; Raccordi di saldatura; Resistenza a
fatica; Rotture di fatica; Tensioni.
Behaviour of oxides during friction stir welding of aluminium
alloy and their effect on its mechanical properties di
OKAMURA H. et al. «Weld. Int.», Aprile 2002, P. 266-275.
Fattori di influenza; Leghe Al-Mg; Leghe d’alluminio; Metallografia;
Microstruttura; Ossidi; Proprietà meccaniche; Resistenza
a fatica; Saldatura ad attrito con utensile in movimento.
Caratterizzazione di giunzioni in lega leggera 6082- T6
realizzate mediante “Friction Stir Welding” di LANCIOTTI
A. e VITALI P. «Riv. Sald.», Luglio-Agosto 2002, P. 467-474.
Confronti; Leghe Al-Mg-Si; Leghe d’alluminio; Proprietà meccaniche;
Resistenza a fatica; Saldatura ad attrito con utensile in
movimento; Saldatura MIG; Tensioni residue; Tensocorrosione.
Une perspective d’analyse locale de l’amorçage et de la
propagation des fissures de fatigue-corrosion di OLIVE J.M.
«Revue Met. CIT», Maggio 2002, P. 433-439.
Corrosione; Corrosione per vaiolatura; Effetti locali; Innesco
delle cricche; Leghe d’alluminio; Propagazione delle cricche;
Resistenza a fatica; Simulazione; Tensocorrosione.
Effect of electron beam surfacing on the structure and
properties of cast aluminium alloys di BEZBORODOV V.P. et
al. «Weld. Int.», Marzo 2003, P. 226-228.
Componenti; Estensione della vita in servizio; Leghe d’alluminio;
Motori; Pezzi fusi; Placcatura con saldatura; Resistenza
a 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; Forma
geometrica; Giunti non saldati; Giunti saldati; Leghe d’alluminio;
Ottimizzazione; Peso; Procedimenti combinati; Progettazione,
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.
140 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
Una sintesi della resistenza a fatica di giunti saldati in acciao
e in lega leggera in funzione dell’energia di deformazione al
piede 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; Giunti
saldati; Leghe d’alluminio; Meccanica della frattura; Passata di
fondo; Raccordi di saldatura; Resistenza a fatica.
Improvement of fatigue resistance of tee welded joints in
sheet aluminium alloy AMg6 di SHONIN V.A. et al. «Paton
Weld. J.», Luglio 2003, P. 7-10.
Giunti a T; Giunti saldati; Lamierini; Leghe Al-Mg; Leghe d’alluminio;
Martellatura; Resistenza a fatica; Saldatura da un solo
lato; Saldatura MIG.
Application of aluminium alloys to bridges and joining technologies
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 ad
attrito con utensile in movimento; Saldatura MIG; Saldatura
TIG.
Influence of the weld preparation and weld execution of the
fatigue strength of high-quality aluminium structures di
ZENNER 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; Resistenza
a fatica; Saldature testa a testa.
Étude expérimentale du caractère tridimensionnel des
fissures courtes de fatigue dans un alliage d’aluminium de
pulage 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 réalisation
dans les assemblage bout-à-bout en alliage d’aluminium sollicités
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 sont
les effets des defauts de soudage ou de fabrication sur leur
tenue a la fatigue? (Résultants expérimentaux - 2e partie) di
COLCHEN D. «Soud. Tecn. Con.», Gennaio-Febbraio 2005,
P. 32-38.
Analisi con elementi finiti; Difetti; Giunti testa a testa; Leghe
d’alluminio; Resistenza a fatica; Saldatura ad arco ad impulsi;
Saldatura MIG.
Mechanical properties of aluminium die castings welded by
Nd: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; Porosità;
Proprietà meccaniche; Resistenza a fatica; Saldabilità;
Saldatura laser.

Influence of the dimensions of a specimen of aluminium alloy
welded joint on the residual stressed state and fatigue resistance
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; Saldatura
MIG; Saldatura TIG; Saldature testa a testa; Tensioni
residue.
On the fatigue behavior of friction stir welded AlSi 10 Mg di
ALBUQUERQUE J.M.et al. «Rev. Met.», Marzo-Aprile 2005,
P. 126-132.
Cricche di fatica; Leghe Al-Si; Leghe d’alluminio; Microstruttura;
Proprietà meccaniche; Prove di fatica; Prove di trazione;
Resistenza a fatica; Saldatura ad attrito; Saldatura ad attrito
con utensile in movimento; Tensioni residue.
Improvement of the fatigue strength of aluminium alloy
welded joints by high hardness and large specific gravity
shot peening di HASEGAWA M. e SUZUKI H. «Weld. Int.»,
Agosto 2005, P. 600-607.
Condizioni superficiali; Durezza; Fattori di influenza; Giunti
saldati; Leghe Al-Mg; Leghe d’alluminio; Martellatura; Resistenza
a fatica; Rugosità; Saldatura con filo fusibile in gas
protettivo; Tensioni residue.
Acquisizione su strada dei carichi al tubo reggisella di telati
di MTB biammortizze verifica a fatica ad ampiezza variabile
di FRANCH V. e PETRONE N. «Riv. Sald.», Marzo-Aprile
2006, P. 227-237.
Biciclette; Carico di fatica; Cricche di fatica; Leghe Al-Zn-Mg;
Leghe d’alluminio; Prove di fatica; Resistenza a fatica; Saldatura
TIG; Telai.
I NUMERI DEL 2006
Numero Editoriali Articoli Rubriche
Ricerche Bibliografiche
Recommandations pour des assemblages soudés bout-à-bout
en alliage d’aluminium di COLCHEN D. «Soud. Tecn. Con.»,
Gennaio-Febbraio 2006, P. 34-38.
Giunti saldati; Giunti testa a testa; Leghe d’alluminio; Meccanica
della frattura; Resistenza a fatica; Saldatura ad arco ad
impulsi; Saldatura MIG; Saldatura TIG.
Laser shock peening improves fatigue life of lightweight
alloys di TRAN K.N. et al. «Wdg. J.», Ottobre 2006, P. 28-31.
Acciai inossidabili austenitici; Alto; Costruzioni navali; Cricche
di fatica; Distensione delle tensioni; Durata della vita a fatica;
Leghe d’alluminio; Leghe di titanio; Martellatura laser; Metalli
leggeri; Prove di fatica; Resistenza a fatica; Resistenza meccanica;
Saldatura TIG; Tensioni residue.
Fatigue behaviour of 7075-T6 aluminium alloy coated with
WC-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; Meccanica
della frattura; Proprietà meccaniche; Prove di corrosione;
Resistenza a fatica; Rivestimenti spruzzati; Spruzzatura al
plasma; Tipi di rotture.
Comportamento a fatica multiassiale di unioni saldate in
acciaio e lega leggera in funzione dell’energia di deformazione
locale di LAZZARIN P. et al. «Riv. Sald.», Luglio-Agosto
2006, P. 537-544.
Acciai al C; Effetti locali; Effetto d’intaglio; Giunti saldati;
Leghe d’alluminio; Metalli leggeri; Prove di fatica; Raccordi di
saldatura; Resistenza a fatica; Saldatura MAG; Saldatura
manuale con elettrodi rivestiti.
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
I numeri
del piano editoriale
2006
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
141

Titolo Abbreviaz. Titolo Abbreviaz. Titolo Abbreviaz.
Acciaio Acciaio
Advanced Materials Processes Mat. Processes
Alluminio e Leghe AL
Alluminio Magazine Alluminio
Ambiente e Sicurezza sul Lavoro Sicurezza Lav.
Analysis Europa Analysis
Anticorrosione Anticorrosione
ASTM Standardization News ASTM Std.
ATA Ingegneria Automobilistica ATA
Australasian Welding Journal Austr. Wdg. J.
Australian Welding Research Austr. Wdg. Res.
Automatic Welding Aut. Weld.
Automazione Energia Informazione AEI
Avtomaticheskaya Svarka Aut. Svarka
Befa - Mitteilungen Befa Mitt.
BID-ISIM BID-ISIM
Biuletyn ISG Biuletyn
Boletin Tecnico Conarco Conarco
Bollettino Tecnico Finsider Finsider
Bollettino Tecnico RTM RTM
Brazing and Soldering Braz. Sold.
Bridge Design & Engineering Bridge
British Corrosion Journal Br. Corr. J.
China Welding China Weld.
Chromium Review Chomium
Constructia De Masini Constr. Masini
Costruzioni Metalliche Costr. Met.
Czechoslovak Heavy Industry Czech. Heavy
De Qualitate Qualitate
Deformazione Deformazione
Der Praktiker Praktiker
Elettronica Oggi Elettronica
Elin Zeitschrift Elin
Energia Ambiente Innovazione Enea E.A.I.
Energia e Calore Energia
Energia e Materie Prime Energia
EPE International EPE
Esa Bulletin Esa Bulletin
Eurotest Technical Bulletin Eurotest
Fogli d’Informazione Ispesl ISPESL
Fonderia Fonderia
FWP Journal FWP J.
GEP GEP
Giornale del Genio Civile Giornale G.C.
Heron Heron
Hightech Hightech
Hitsaustekniikka Hitsaust.
Hybrid Circuits Hybrid
Iabse Periodica IABSE
Il Filo Metallico Filo Metallico
Il Giornale delle Prove non Distruttive Giornale PND
Il Giornale delle Scienze Applicate Scienze Applic.
Il Perito Industriale Perito Ind.
Il Saldatore Castolin Castolin
Ilva Quaderni Ilva
Industrial Laser Rewiew Ind. Laser
Ingegneria Ambientale I.A.
Ingegneria Ferroviaria Ing. Ferr.
Inossidabile Inossidabile
Insight Insight
International Construction Int. Const.
Interplastics Interplastics
IPE International IPE
ISO Bulletin ISO
J. of Offshore and Polar Engineering Offshore
Joining & Materials Joining
Joining of Materials JOM
Joining Sciences Join. Sciences
Journal of Bridge Engineering Jour. Bridge
Journal of the Japan Welding Society Journal JWS
Kunststoffe Kunststoffe
L’Acciaio Inossidabile Acc. Inoss.
142 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2007
Fonti dei riferimenti bibliografici
Riviste italiane e straniere analizzate per la Banca Dati IIS-Data
L’Allestimento Allestimento
L’Elettrotecnica Elettr.
L’Industria Meccanica Ind. Mecc.
L’Installatore Tecnico Installatore
La Meccanica Italiana Mecc. Ital.
La Metallurgia Italiana Met. Ital.
La Termotecnica Termotecnica
Lamiera Lamiera
Laser Laser
Lastechniek Lastech.
Lavoro Sicuro Lav. Sic.
Lo Stagno ed i suoi Impieghi Stagno
Macchine & Giornale dell’Officina Officina
Macplas Macplas
Manutenzione: Tecnica e Management Manutenzione
Materialprüfung Materialprüf.
Material and Corrosion Mat. Cor.
Materials Evaluation Mat. Eval.
Materials Performance MP
Meccanica & Automazione Mec. & Aut.
Meccanica & Macchine di Qualità Mecc. & Macchine
Meccanica Moderna Mecc. Moderna
Meccanica Oggi Meccanica
Mechanical Engineering Mech. Eng.
Metal Construction Met. Con.
Metalli Metalli
Metallurgical and Materials Transactions Met. Trans.
Metallurgical B Metallurgical B
Metallurgical Reports CRM Met. Rep.
Metallurgical Transactions Metallurgical T
Metalurgia & Materiais Met. Materiais
Metalurgia International Metalurgia
Modern Plastics International Plastics Int.
Modern Steel Construction Steel Constr.
NDT & E International NDT & E Int.
NDT & E International UK NDT & E Int.
NDT International NDT Int.
Notagil S.I. Notagil
Notiziario dell’ENEA Energia e Innovazione ENEA E.I.
Notiziario dell’ENEA Sic. e Prot. ENEA-DISP.
Notiziario Tecnico AMMA AMMA
NRIM Research Activities NRIM Research
NT Tecnica e Tecnologia AMMA NT AMMA
Oerlikon Schweissmitteilungen Oerlikon
PCB Magazine PCB
Perito Industriale Perito Ind.
Petrolieri d’Italia Petrolieri I.
Pianeta Inossidabili Inox
Plastic Pipes Fittings Plastics
Prevenzione Oggi Prevenzione
Produttronica Produttronica
Protective Coatings Europe PCE
Przeglad Spawalnictwa Pr. Spawal.
Quaderni Pignone Pignone
Qualificazione Industriale Qualificazione
Qualità Qualità
Rame e Leghe CU
Rame Notizie Rame
Research in Nondestructive Evaluation Research NDE
Revista de Los Trat. Ter. y de Superficie Tratersup
Revista de Metalurgia Rev. Met.
Revista de Soldadura Rev. Soldadura
Revue de la Soudure Rev. Soud.
Revue de Metallurgie CIT Revue Met. CIT
Revue de Metallurgie MES Revue Met. MES
Ricerca e Innovazione Ric. Inn.
Riv. Infortuni e Malattie Professionali Riv. Inf.
Rivista di Meccanica Riv. Mecc.
Rivista di Meccanica Oggi Riv. Mecc. Oggi
Rivista di Meccanica International Riv. Mecc. Inter.
Rivista Finsider Riv. Finsider
Rivista Italiana della Saldatura Riv. Sald.
Schweissen & Pruftechnik Sch. Pruf.
Schweissen und Schneiden Schw. Schn.
Schweisstechnik Schweisst.
Schweisstechnik Sch. Tec.
Science and Technology of W and J Weld. Join.
Seleplast Seleplast
Sicurezza e Prevenzione Sicurezza
Skoda Review Skoda
Soldadura e Construcao Metalica Soldadura
Soldadura y Tecnologias de Union Sold. Tec.
Soldagem & Inspecao Inspecao
Soldagem & Materiais Soldagem
Soldering & Surface Mount Technology Soldering
Soudage et Techniques Connexes Soud. Tecn. Con.
Souder Souder
Stahlbau Stahlhau
Stainless Steel Europe Stainless Eu.
Stainless Steel World Stainless World
Stainless Today Stainless
Steel Research Steel
Structural Engineering International Engineering
Sudura Sudura
Surface Engineering Surface
Svarochnoe Proizvodstvo Svar. Proiz.
Sveiseteknikk Sveiseteknikk
Svetsaren Svetsaren
Svetsen Svetsen
Technica/Soudure Tech. Soud.
Technical Diagnostics and NDT Testing NDT Testing
Technical Review Tech. Rev.
Technische Uberwachung Techn. Uberw.
Tecnologia Qualidade Qualidade
Tecnologie e Trasporti per il Mare Tec. Tra. Mare
Tecnologie per il Mare Tec. Mare
Teknos Teknos
The Brithis Journal of NDT Br. Nondestr.
The European Journal of NDT European NDT
The International Journal of PVP Journal PVP
The Journal of S. and E. Corrosion Corrosion
The Paton Welding Journal Paton Weld. J.
The TWI Journal TWI Journal
The Welding Innovation Quarterly Weld. Innovation
Tin and Its Uses TIN
Transactions of JWRI Trans. JWRI
Transactions of JWS Trans. JWS
Transactions of NRIM Trans. NRIM
Ultrasonics Ultrasonics
Unificazione e Certificazione Unificazione
Università Ricerca Università
Unsider Notizie di Normazione Unsider
Varilna Tehnika Var. Teh.
Westnik Maschinostroeniya –
Welding & Joining Weld. Joining
Welding & Joining Europe Weld. J. Europe
Welding and Metal Fabrication Welding
Welding Design and Fabrication Weld. Des.
Welding in the World Weld. World
Welding International Weld. Int.
Welding Journal Wdg. J.
Welding Production Weld. Prod.
Welding Review International Weld. Rev.
WRC Bulletin WRC Bulletin
WRI Journal WRI J.
Zavarivac Zavarivac
Zavarivanje Zavarivanje
Zavarivanje I Zavariv.
Zincatura a caldo Zincatura
Zis Mitteilungen ZIS
Zis Report Zis
Zvaracske Spravy Zvaracske
Zváranie Zváranie

Elenco degli
Inserzionisti
13 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 MILANO
90 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 - Germania
6 DVC - DELVIGO COMMERCIALE Località Cerri - 19020 CEPARANA DI FOLLO (SP)
14 EDIBIT Via Cà dell’Orbo, 60 - 40055 CASTENASO (BO
143 EDIMET Via Corfù, 102 - 25124 BRESCIA
-- Edizioni PEI Strada Naviglio Alto, 48 - 43100 PARMA
19 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 PIACENZA
74 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 MILANO
112 FIERA VENMEC c/o PadovaFiere - Via N. Tommaseo, 59 - 35131 PADOVA
64 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 MILANO
2 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