Analisi di quarant'anni di impegno IIS nella qualificazione ...

iis.it

Analisi di quarant'anni di impegno IIS nella qualificazione ...

2 * 2007

ro 2

07

Sald


Editoriale

Da tutto questo se ne può dedurre che se mai, diventa effetto cessando così di

non sarà la ricerca a salvarci. Anzi! essere causa. Ovvero: l’impegno della

Magari investendo in un contesto ap- competenza, che comunque è una conprossimato,

con obbiettivi confusi e quista; l’orgoglio e la soddisfazione del

pochi controlli, potrebbe capitarci di lavoro ben fatto; il rispetto del lavoro

sprecare risorse utili per altre opportu- degli altri quando lo merita.

nità.

Troppo poco? Troppo da libro “Cuore”?

Ricerca e

innovazione

L’innovazione, invece, volta a produrre

novità sia tecniche che organizzative,

sembrerebbe essere maggiormente alla

nostra portata. Soprattutto per quanto riguarda

le novità tecniche, che differiscono

dalle invenzioni e/o scoperte per

Credo proprio di no!

A questo proposito, mi viene alla mente

tale Libertino Faussone, montatore di

carpenteria e protagonista indimenticabile

di “Chiave a stella” di Primo Levi.

Un bel libro che, a ben pensarci, invece

la loro minor portata e che non richie- di presentare un simpatico racconto, codono

particolari capacità nella gestione stituisce davvero un testo di sociologia

di sistemi complessi, ma soltanto un del lavoro.

qualche spirito inventivo, tipico degli Il problema è che, in questo Paese, di Li-

abitanti dell’area mediterranea.

bertino Faussone ce ne sono troppo

Con le innovazioni di carattere organiz- pochi.

U n binomio ricorrente, dove i

termini sono spesso considerati equivazativo

ci troviamo, in genere, più a

disagio. Richiedono un po’ di ordine

mentale e un po’ di vocazione alla pianificazione.

E tuttavia le innovazioni orga-

Dott. Ing. Mauro Scasso

Segretario Generale IIS

lenti.nizzative

che riguardano i processi, piut-

Anche un’espressione salvifica per la tosto che non i sistemi, trovano un

nostra classe dirigente, a cui ricorrere interesse maggiore ed una maggior com-

quando, a proposito di prospettive ecoprensione. Forse perché presentano

nomiche, non si hanno più argomenti: la aspetti sufficienti di concretezza.

ricerca e l’innovazione ci salveranno Giudizi troppo di maniera? Luoghi

dalla marginalizzazione, a cui un comuni che ci dipingono peggiori di

mercato globale e competitivo ci sta come siamo davvero?

condannando. E neppure troppo lenta- Certamente molti non si riconoscono, ed

mente!

a ragione, in questo ritratto. E ne hanno

Quando ricerca e innovazione smettono dato dimostrazione nei fatti.

di essere solo parole, allora assumono un Ma purtroppo la configurazione media

significato distinto e presentano le loro del Paese, così come percepita all’in-

peculiarità.

terno ed all’esterno, vi si adatta perfetta-

La ricerca, mirata a produrre un’invenmente. E, ancora, le dimostrazioni sono

zione o una scoperta, richiede tempo, frequenti.

strutture, mentalità, risorse e, ovvia- Che fare allora?

mente, attitudine alla meritocrazia. Le soluzioni sono sempre le stesse. Ap-

Tutta roba difficile!

parentemente umili ma, nella realtà,

Di cui questo Paese non ha grande di- straordinarie. Ben al di là del binomio

sponibilità..

scontato di “ricerca e innovazione”, che,

166 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007


Pubblicazione bimestrale

DIRETTORE RESPONSABILE: Ing. Mauro Scasso

REDATTORE CAPO: Geom. Sergio Giorgi

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ANNO LIX

Marzo-Aprile 2007

Sommario

Articoli

169 Analisi di quarant’anni di impegno IIS nella qualificazione, certificazione

e approvazione del personale PND - Elenco dei livelli 3 EN/ISO al 31.12.2006

e sessioni ordinarie d’esame 2007 - G. COSTA, S. MORRA

179 Metodi di valutazione del comportamento delle strutture a bassa temperatura -

M. LANZA, S. PAGANO

193 Micro Friction Stir Welding di leghe di alluminio 2024-6082 - A. SCIALPI, et al.

203 Eddy Current Array: evoluzione del sistema per l’ispezione di saldature

nel campo aerospaziale - A. CAMASSA, U. PIAZZA

211 Fondamenti di Risk Management - Applicazione alla fabbricazione

mediante saldatura - M. SCASSO

223 Aspetti riguardanti la salute relativi agli agenti chimici (fumi) - G.C. PARODI

231 Verifica e consolidamento di un ponte ferroviario: il caso del ponte

del Campasso - A. BRENCICH, L. GAMBAROTTA

International Institute of Welding (IIW)

241 Fatigue behaviour of high strength steel thin sheet assemblies - A. GALTIER,

M. DUCHET

IIS Didattica

249 La bagnatura delle superfici da brasare

Rubriche

253 Scienza e Tecnica

L’ispezione mediante tecniche diagnostiche: le onde guidate - F. BRESCIANI

257 IIS News

L’Istituto Italiano della Saldatura nuovo Punto UNI di Diffusione

259 IIW-EWF Notizie

265 Normativa Tecnica

Preparazione e pubblicazione delle norme UNI - G. COSTA

267 Dalle Associazioni

Michele Schweinöster nuovo Direttore Generale dell’ANIMA

Cresce la compagine associativa e la struttura organizzativa di Assoprem

269 Dalle Aziende

275 Notiziario

Letteratura tecnica

Codici e norme

Corsi

Mostre e convegni

291 Ricerche bibliografiche da IIS-Data

Determinazione e misura delle tensioni residue

296 Elenco degli Inserzionisti

2

In copertina

Sol Welding - Isola robotizzata Easy Robot in applicazione MIG

(Per gentile concessione di Sima Srl)

Easy Robot è stato progettato per soddisfare le esigenze di saldatura di piccoli lotti di produzione in situazioni in cui

i tempi di elaborazione dei programmi di lavoro sono ristretti.

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mentre la soluzione trasportabile e la compattezza della struttura rendono flessibile la cella.

Il robot antropomorfo è dotato di accelerazioni intense e posizionamenti fulminei. Grazie ai suoi generosi motori

brushless vengono ridotti i tempi di esecuzione dei programmi e delle fasi di cambio stazione non penalizzando la

precisione e garantendo l’aumento della produttività e, quindi, la riduzione dei costi. La conformazione standardizzata

della cella permette di creare delle economie in fase di produzione che garantiscono un prezzo di vendita contenuto

dell’isola stessa.


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Telefono 010 8341.331 - Fax 010 8367780 - giornate.saldatura@iis.it - www.iis.it

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Genova 25-26 Ottobre 2007

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Analisi di quarant’anni di impegno IIS

nella qualificazione, certificazione e

approvazione del personale PND -

Elenco dei livelli 3 EN / ISO al 31.12.2006

e sessioni ordinarie d’esame 2007

G. Costa *

S. Morra *

Sommario / Summary

Questo articolo fornisce informazioni sull’inizio della attività

di qualificazione/certificazione in Italia e dati e indicazioni

sulle esperienze tratte dall’Istituto Italiano della Saldatura

(Organismo Certificante Accreditato Sincert e Notificato

CEE) dall’applicazione delle norme EN 473 / ISO 9712 e

della direttiva 97/23/CE (PED) per quanto riguarda qualificazione,

certificazione e approvazione del personale addetto

alle prove non distruttive.

In particolare sono fornite e discusse informazioni aggiornate

al 31 Dicembre 2006 sull’attività di qualificazione/certificazione

e di approvazione svolta dal 1° Gennaio 2001 (anno di

inizio dell’applicazione della seconda edizione dell’EN 473 e

della direttiva PED) con riferimento alle certificazioni e approvazioni

emesse e alla loro suddivisione per metodo e

livello.

This article offers information on the beginning of qualification/certification

activities in Italy and data and indications

* Istituto Italiano della Saldatura -

Genova.

on the experiences gained by Italian Institute of Welding

(Certifying Body Accredited by Sincert and Notified by CEE)

applying the standards EN 473 / ISO 9712 and the directive

97/23/CE (PED) on qualification, certification and approval

of non destructive testing personnel.

Particularly information updated to 31 December 2006 are

given and discussed on the activity of qualification/certification

since 1 January 2001 (starting year for the application of

EN 473, second edition, and PED directive) with reference to

the issued certifications and approvals and to their distribution

per method and level.

Keywords:

CEN; certification bodies; ISO; Italy; nondestructive testing;

personnel qualification; Pressure Equipment Directive; standards.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

169


G. Costa e S. Morra - Analisi di quarant’anni di impegno IIS nella qualificazione, certificazione e approvazione del personale PND, ecc.

Attività iniziali

La qualificazione/certificazione del personale

addetto alle prove non distruttive

ha avuto inizio in Italia negli anni sessanta,

per svilupparsi sostanzialmente

verso la metà del decennio successivo.

Una delle prime azioni importanti di formazione

e qualificazione/certificazione,

forse addirittura la prima nel nostro

Paese, è stata quella effettuata a La

Spezia dall’Istituto Italiano della Saldatura

presso la Commissione Permanente

per il Materiale da Guerra della Marina

Militare nei confronti di una ventina di

Ispettori destinati al controllo di fabbricazione

di una coppia di sommergibili di

acciaio ad elevata resistenza temprato e

rinvenuto HY80, materiale utilizzato per

la prima volta nel nostro Paese in costruzioni

sofisticate di quel tipo.

Per illustrare lo stato dell’arte all’epoca

nei riguardi del personale PND, basterà

ricordare che la qualificazione/certificazione

del suddetto personale è stata condotta

sulla base delle lineeguida dell’ASNT,

che consistevano allora in brevi

documenti separati per ciascuno dei

metodi considerati (inizialmente i “magnifici

quattro” LT, MT, RT e UT), e che

comprendevano solo i livelli 1 e 2, in

quanto il livello 3 veniva conferito, ad

eccezione del caso di costruzioni delicate

come quelle aerospaziali e nucleari,

dal Datore di Lavoro sotto la propria responsabilità.

L’attività di qualificazione/certificazione

del personale PND

si è poi sviluppata sostanzialmente verso

la metà del decennio successivo, dapprima

ancora sulla base delle lineeguida

ASNT (che, edizione per edizione, comprendevano

in un unico documento unificato

tutti i livelli e sempre più metodi,

fino ad arrivare agli undici attuali) e di

altri documenti che prevedevano requisiti

di qualificazione tecnicamente equivalenti

(come le lineeguida CICPND

alla cui preparazione l’IIS ha sostanzialmente

contribuito) e successivamente

sulla base della prima edizione della

norma europea EN 473 per la forma-

170 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

zione, qualificazione e certificazione del

personale che risale al 1993 e che ha

giocato un importante ruolo, nei primi

anni del “grande mercato interno

europeo” (chi non ricorda la cosiddetta

Europa del ’92?) per l’armonizzazione

della certificazione del personale

addetto alle prove non distruttive.

In tutti quegli anni e fino al nuovo secolo

l’IIS ha emesso circa quindicimila attestati

di qualificazione/certificazione; una

stima precisa comporterebbe lunghe ricerche

nell’archivio IIS, allora non

ancora informatizzato, che risulterebbero

forse interessanti dal punto di vista

della storia industriale del nostro Paese

ma che esulano dai nostri scopi.

Attività 2001 - 2006

L’edizione 2000 della EN 473, recepita

dall’UNI come UNI EN 473 : 2001 nel

Novembre 2001, ha parzialmente innovato,

ma soprattutto meglio definito,

alcuni aspetti della norma precedente,

dopo i primi anni di esperienza applicativa,

mantenendone la struttura, ma discostandosene

per una certa serie di

chiarimenti ed approfondimenti e per

alcuni miglioramenti.

I lavori per la preparazione della

seconda edizione dell’EN 473 sono stati

attentamente seguiti dall’IIS in sede nazionale

(UNI Commissione “Prove Non

Distruttive”) ed internazionale (CEN

Technical Committee 138 “Non Destructive

Testing”), per cui le prime applicazioni

della norma sono state effettuate

non appena essa è stata emessa dal

CEN (Ottobre 2000), quindi già all’inizio

del 2001, anno in cui è iniziata

anche l’approvazione da parte dell’IIS

del personale addetto alla saldatura e

alle PND secondo la direttiva 97/23/CE

(PED).

Successivamente, l’ISO ha preparato nel

Technical Committee 135 “Non Destructive

Testing” ed emesso nel 2005

una nuova edizione dell’ISO 9712, naturale

evoluzione dell’EN 473, che

destava la fondata speranza di offrire all’industria,

ormai fortemente impegnata

sulla strada della globalizzazione, un

unico documento di base per tutte le attività

di qualificazione/certificazione nel

mondo, come peraltro da un decennio

stava avvenendo, ad esempio, nel campo

delle Figure Professionali di saldatura.

Purtroppo nel ballottaggio congiunto

ISO / CEN tale progetto è stato approvato

a livello ISO, ma non a livello CEN

ed è quindi stata emessa nel 2006 una

nuova edizione, la terza, dell’EN 473,

che differisce dall’ ISO 9712 e dalla precedente

essenzialmente per la possibilità

offerta alle aziende che applicano un

sistema ben strutturato di qualità di

evitare la prova pratica di rinnovo della

certificazione dei livelli 1 e 2, a fronte

dell’oggettiva evidenza documentale di

una soddisfacente e continua attività lavorativa.

Nel frattempo, all’inizio degli anni

2000, l’IIS ha completato l’informatizzazione

per la gestione della sua Divisione

Certificazione ed è quindi agevole,

oltre che significativo, fornire e discutere

dati opportunamente aggregati e

paragonabili sull’esperienza maturata

dall’IIS nell’applicazione delle varie

edizioni delle norme EN 473 e ISO 9712

e della direttiva PED dal 1° Gennaio

2001 fino al 31 Dicembre 2006.

Metodi PND

I metodi per i quali l’IIS attualmente

opera come Organismo Certificante

Sincert e Notificato CE (1) sono indicati

nella Tabella I, con il relativo simbolo

EN / ISO e con il numero di qualificazioni/certificazioni

EN / ISO ai livelli 1,

2 e 3 e di approvazioni CE rilasciate dal

1° Gennaio 2001 al 31 Dicembre 2006.

La Figura 1 mostra il numero di certificati

per livello e conferma l’interesse

delle aziende particolarmente per la qualificazione/certificazione

del personale

di livello 2, in quanto competente ed autorizzato,

tra l’altro, a selezionare le tecniche

di prova, ad eseguire le prove e a

interpretarne e valutarne i risultati in

conformità alle norme, ai codici e/o alle

specifiche applicabili.

Certificazioni EN / ISO ai livelli

1 e 2

Il numero di certificati secondo EN /

ISO attualmente in vigore per i livelli 1 e

(1) L’Istituto Italiano della Saldatura (www.iis.it) è

Organismo Notificato CE (N. 0475) e Organismo

Accreditato Sincert (N. 021) per l’approvazione/qualificazione/certificazione

di saldatori,

operatori di saldatura, addetti alle prove non distruttive

e procedure di saldatura.


G. Costa e S. Morra - Analisi di quarant’anni di impegno IIS nella qualificazione, certificazione e approvazione del personale PND, ecc.

TABELLA I - Metodi PND, certificati EN / ISO e approvazioni CE in vigore.

Metodo

Simbolo

EN / ISO

2, suddiviso per metodi, è riportato nella

Tabella II.

La Figura 2 mostra la distribuzione dei

certificati per metodo e mette in evidenza

la preponderanza di quelli per

controlli superficiali, in quanto di più

immediata applicazione, ma comunque

adeguati a rilevare la mancanza di anomalie

in molti casi pratici; tra questi

metodi il controllo con liquidi penetranti

è il più considerato, presumibilmente per

la semplicità delle apparecchiature,

mentre l’interesse per quello visivo, di

più recente introduzione, è minore ma

sta crescendo rapidamente. Tra i metodi

volumetrici le certificazioni più richieste

sono quelle relative al controllo ultrasonoro;

in effetti l’applicazione del controllo

radiografico è in lento ma costante

Certificati

EN / ISO

Approvazioni

PED

Correnti indotte ET 89 4

Termografia all’infrarosso IT 3 -

Rivelazione di fughe LT 425 1

Particelle magnetiche MT 584 103

Liquidi penetranti PT 720 105

Radiografia RT 430 100

Ultrasuoni UT 474 91

Visivo VT 326 -

TABELLA II - Certificati EN / ISO in vigore per livello e per metodo.

Metodo ET IT LT MT PT RT UT VT Totali

Livello 1 19 -- 24 3 11 12 30 3 83

Livello 2 70 3 16 546 678 396 416 297 2352

Livello 3 -- -- 2 35 31 22 28 26 144

Totali 89 3 42 584 720 430 474 326 2579

Livello 3

6%

Livello 1

3%

Livello 2

91%

Figura 1 - Certificati EN / ISO per livello.

declino, per il costo delle installazioni e

delle apparecchiature, le minori prestazioni,

soprattutto nel caso degli spessori

più elevati, e la rilevanza delle misure di

sicurezza.

La maggior parte degli esami di qualificazione/certificazione

è stata effettuata

presso i centri d’esame dell’IIS, talvolta

anche organizzati come centri d’esame

itineranti, ma un certo numero è stato

svolto pure presso le aziende richiedenti.

L’elenco dei centri d’esame approvati

dalla Divisione Certificazione dell’IIS al

31 Dicembre 2006 è riportato nella

Tabella III.

Una parte significativa, consistente in

alcuni punti percentuali, degli esami di

qualificazione effettuati è stata relativa a

certificazioni limitate o particolari

UT

18%

VT

12%

RT

16%

emesse sulla base delle flessibilità consentite

dalle norme EN / ISO, che l’IIS,

come Organismo Certificante, ha opportunamente

applicato alle necessità delle

aziende richiedenti.

In particolare le aziende hanno mostrato

interesse alla “certificazione limitata”

per i seguenti casi:

• prova a bolle,

• prova ad elio,

• prova con rivelatore ad alogeni,

• radiografia per lettura e interpretazione

lastre,

• ultrasuoni per controllo spessori,

• ultrasuoni per controllo automatizzato.

Informazioni sugli elenchi aggiornati del

personale certificato EN / ISO al livello

1 e 2 possono essere richieste alla Segreteria

per le Figure Professionali PND

della Divisione Certificazione dell’IIS.

Certificazioni EN / ISO al

livello 3

Il numero di certificati secondo EN 473 /

ISO 9712 attualmente in vigore per il

livello 3, suddivisi per metodo, è indicato

nella Tabella II, mentre la Figura 3

ne sintetizza la distribuzione; anche in

questo caso possono essere effettuate

considerazioni simili a quelle esposte

per i livelli 1 e 2.

Le sessioni d’esame di livello 3, tenute

almeno semestralmente (2) con calendari

(2) Le sessioni d’esame per il livello 3 sono tradizionalmente

tenute nei mesi di Marzo e Ottobre;

per l’anno 2007 le date stabilite sono dal 26 al

30.03.07 e dallo 08 al 12.10.07. Per le modalità

di partecipazione l’IIS emette appositi bandi che

possono essere consultati sul sito istituzionale

www.iis.it o su quello specifico www.certificazionesaldatura.it.

ET

4%

IT

1%

LT

2%

MT

21%

PT

26%

Figura 2 - Certificati EN / ISO di livello 1 e 2

per metodo.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

171


G. Costa e S. Morra - Analisi di quarant’anni di impegno IIS nella qualificazione, certificazione e approvazione del personale PND, ecc.

TABELLA III - Centri d’esame IIS approvati.

personalizzati per i singoli candidati in

modo da ridurre il loro impegno temporale

fino ad una sola giornata per ogni

metodo (Tab. IV), prevedono anche

eventuali prove di recupero, nei tempi

previsti dall’EN 473 / ISO 9712, per le

parti d’esame non superate. L’elenco del

personale certificato EN / ISO al livello

3 è riportato in Appendice 1 (3) . Una

sintesi dei bandi per le sessioni ordinarie

d’esame 2007 è fornita in Appendice 2.

Approvazioni PED

Il rilascio di approvazioni sulla base

della direttiva 97/23/CE (PED) si articola

su tre possibili percorsi a seconda se

172 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

Centro Responsabile Telefono Sito Metodi

Istituto Italiano della Saldatura,

Sede centrale di Genova,

Lungobisagno Istria, 15

16141 Genova GE

Istituto Italiano della Saldatura,

Sede distaccata di Legnano

Via Pisacane, 46

20025 Legnano MI

Istituto Italiano della Saldatura,

Sede distaccata di Mogliano Veneto

Via Marconi, 22

31021 Mogliano Veneto TV

Istituto Italiano della Saldatura,

Sede distaccata di Priolo

(centro itinerante)

Viale Annunziata, 18 E

96010 Priolo SR

AQM

Via Edison, 18

25050 Provaglio d’Iseo BS

BYTEST

Via Pisa, 12

10088 Volpiano TO

CND Studio

Via Stilicone,20

20154 MILANO

Lucchini SpA

c/o Lucchini Sidermeccanica

Via G. Paglia , 45

24065 Lovere BG

Dott. Ing.

Simone RUSCA

Dott. Ing.

Simone RUSCA

Dott. Ing.

Simone RUSCA

Dott. Ing.

Simone RUSCA

P.I.

Giuseppe CORVO

Dott.

Marina POMO

P.I.

Gino FABBRI

P. I.

Glauco PATELLI

010 8341 1

010 8341 430

335 22 86 35

0331 455 272

010 8341 430

335 22 86 35

041 59 03 872

010 8341 430

335 22 86 35

0931 767 191

010 8341 430

335 22 86 35

il personale sia già in possesso di certificato

EN / ISO (emesso da un organismo

accreditato secondo EN 45013), di qualificazione

ASNT o sia altrimenti qualificato.

In ogni caso il datore di lavoro richiedente

deve fornire il curriculum

vitae del candidato, una dichiarazione

attestante la relativa esperienza lavorativa

orientata alla tipologia di prodotto

controllato, le procedure aziendali di

controllo, l’elenco delle attrezzature

PND, delle norme di prodotto utilizzate

e dei materiali impiegati.

Il numero di approvazioni rilasciate è indicato

nella Tabella I, mentre la Figura 4

ne sintetizza la distribuzione per

metodo. A differenza di quanto descritto

per le qualificazioni/certificazioni EN /

www.iis.it

www.certificazionesaldatura.it

www.formazionesaldatura.it

www.iis.it

www.certificazionesaldatura.it

www.formazionesaldatura.it

www.iis.it

www.certificazionesaldatura.it

www.formazionesaldatura.it

www.iis.it

www.certificazionesaldatura.it

www.formazionesaldatura.it

LT, PT, MT,

RT, UT, VT

LT, PT, MT,

RT, UT, VT

LT, PT, MT,

RT, UT, VT

LT, PT, MT,

RT, UT, VT

030 9291 711 www.aqm.it PT, MT, RT,UT

011 995 384 www.bytest.com

02 341 649 www.cndstudio.it

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ET, LT, PT,

MT, RT,

UT, VT, IT

IT, PT, MT,

RT, UT, VT

PT, MT,

RT, UT, VT

ISO dei livelli 1 e 2, nel caso delle approvazioni

PED si osserva un certo equilibrio

rispetto ai quattro metodi principali,

presumibilmente dovuto al fatto

che questo tipo di personale appartiene

in gran parte a costruttori, che applicano

tali metodi in misura paragonabile,

anche se non manca la presenza di

addetti di società di servizio.

Informazioni sugli elenchi aggiornati del

personale approvato PED possono

essere richieste alla Segreteria per le

Figure Professionali PND della Divisione

Certificazione dell’IIS.

(3) L’elenco aggiornato dei livelli 3 EN / ISO è disponibile

sul sito www.certificazionesaldatura.it.


UT

19%

G. Costa e S. Morra - Analisi di quarant’anni di impegno IIS nella qualificazione, certificazione e approvazione del personale PND, ecc.

VT

18%

RT

15%

Figura 3 - Certificati EN / ISO di livello 3 per

metodo.

LT

1% MT

25%

PT

22%

RT

24%

TABELLA IV - Struttura delle sessioni d’esame IIS secondo EN 473/ISO 9712.

Mattino ---------------

Pomeriggio

Conclusioni

Lunedì Martedì Mercoledì Giovedì Venerdì

Esame di base

a quiz

Prova di

metodo a quiz

Stesura

procedura

Lo sviluppo di lineeguida, come quelle

ASNT, di norme, come quelle EN e ISO,

e di direttive, come quella PED

(97/23/CE), nel campo della qualificazione,

certificazione e approvazione del

personale addetto alle PND ha portato

inizialmente ad un lungo lavoro per la

precisazione ed armonizzazione dei requisiti

richiesti; questo ha consentito un

ampio riconoscimento internazionale

degli attestati degli organismi certificanti

accreditati da parte di produttori e

consumatori.

In un secondo tempo, lo sforzo degli

esperti è stato indirizzato alla preparazione

di procedure più flessibili, volte

alla semplificazione dei processi e

quindi alla riduzione dei costi aziendali,

tuttavia ancora sufficientemente rigorose

in modo da non intaccare la confidenza

nella qualificazione degli addetti e

la possibilità di riconoscimento reciproco

delle attestazioni, sempre più essenziale

per lo sviluppo internazionale

dei traffici.

Un elemento fondamentale per ottenere i

suddetti risultati è comunque la disponibilità

dell’Organismo Certificante a

porsi, nell’ambito delle prescrizioni e

sotto la supervisione dell’Organismo di

Accreditamento e dell’Autorità di Notifica,

al servizio delle aziende, interpre-

Prova di

metodo a quiz

Stesura

procedura

Prova di

metodo a quiz

Stesura

procedura

UT

22%

Prova di

metodo a quiz

Stesura

procedura

tandone bisogni e necessità e fornendo

loro soluzioni adeguate e se del caso personalizzate.

LT

2%

ET

1% MT

26%

PT

25%

Figura 4 - Approvazioni Direttiva PED per

metodo.

A monte di quanto sopra deve stare un’approfondita

conoscenza dello strumento

normativo, che l’IIS ben possiede avendo

sempre partecipato alla formazione delle

delegazioni italiane al CEN TC 138,

all’ISO TC 135 e alla Direzione Industria

della Commissione Europea, contribuendo

quindi fattivamente a tutte le discussioni

internazionali rilevanti per l’interesse

dei produttori e degli utilizzatori

nazionali e per lo sviluppo delle PND.

Giulio COSTA, laureato in Ingegneria Industriale Elettrotecnica presso l’Università

di Genova nel 1964, entrato all’Istituto Italiano della Saldatura nel

1965, nel 1977 diventa Dirigente responsabile delle attività di Insegnamento,

Certificazione, Ricerca e Normazione. Responsabile dei Comitati Tecnici dell’IIS,

svolge intensa attività in numerose Commissioni di studio e normazione

nazionali, europee ed internazionali ricoprendo inoltre il ruolo di Presidente

della Commissione “Concezione e fabbricazione delle strutture saldate” dell’Istituto

Internazionale della Saldatura (IIW) dal 1986 al 1997 e di Presidente

della Commissione “Saldature” dell’UNI dal 1991. Nominato Vice-Segretario

Generale nel 1985, è Segretario Generale dell’IIS dal 1990 al 1996.

Nello stesso periodo viene inoltre nominato Tesoriere dell’IIW e Membro del

Board of Directors dell’IIW e dell’European Welding Federation (EWF); dal

1990 al 2002 è Presidente del Comitato “Publication” dell’IIW. Dal 1997 è

Membro del Comitato Direttivo e Consulente Generale Onorario dell’IIS. Dal

1999 al 2001 è Presidente dell’EWF e nuovamente Membro del Board of Directors

dell’IIW. Dal 2000 è Capo del Gruppo Settoriale “Protezione individuale

e beni di largo consumo” della Commissione Centrale Tecnica dell’UNI.

Stefano MORRA, laureato in Ingegneria Civile presso la Facoltà di Ingegneria

dell’Università di Genova nel 1995. Funzionario dell’Istituto Italiano

della Saldatura dal 1996, attualmente ricopre la funzione di Vice Responsabile

della Divisione Certificazione e di Responsabile dell’Area Certificazione

Figure Professionali in Saldatura e Prove non Distruttive. Nel campo della

saldatura possiede la certificazione di European / International Welding Engineer,

mentre nel campo dei controlli non distruttivi possiede le certificazioni

EN 473 / ISO 9712 di Livello 2 / 3 nei metodi con liquidi penetranti, magnetoscopico

e radiografico ed è ASNT Level 3 nel metodo “Magnetic Particle

Test”.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

173


174

G. Costa e S. Morra - Analisi di quarant’anni di impegno IIS nella qualificazione, certificazione e approvazione del personale PND, ecc.

Appendice 1 - Elenco dei livelli 3 certificati

Cognome Nome Metodo Certificato Scadenza

AMANI Paolo PT 001119 28/03/11

AMANI Paolo RT 001119 28/03/11

AMANI Paolo UT 001119 09/11/10

AMANI Paolo MT 001119 09/11/10

BACCARINI Paolo VT 000421 23/07/08

BELLOLI Paolo UT 000651 16/03/09

BELLOLI Paolo PT 000651 24/11/09

BIGGI Alessandra UT 000014 26/05/08

BRESCIANI Francesco MT 000437 23/11/09

BRESCIANI Francesco VT 000437 06/04/11

BRESCIANI Francesco UT 000437 06/04/11

CALCAGNO Giovanni VT 000422 23/07/08

CALCAGNO Giovanni UT 000422 29/04/11

CALCAGNO Giovanni MT 000422 29/04/11

CALCAGNO Giovanni RT 000422 29/04/11

CALCAGNO Giovanni PT 000422 29/04/11

CANALE Giancarlo UT 000431 27/04/08

CANALE Giancarlo VT 000431 23/07/08

CANALE Giancarlo LT 000431 27/02/10

CAPRIOLO Massimo PT 000391 26/05/08

CHENDI Marino UT 000650 16/03/09

CHENDI Marino VT 000650 29/03/10

CHENDI Marino RT 000650 09/11/10

CHENDI Marino MT 000650 02/06/09

CHENDI Marino PT 000650 14/03/09

COLOMBO Marco Maria PT 000652 16/03/09

COLOMBO Marco Maria UT 000652 23/11/09

COLOMBO Marco Maria MT 000652 24/11/09

COLOMBO Marco Maria RT 000652 16/03/09

COSTA Giulio UT 000423 29/11/08

COSTA Giulio PT 000423 29/11/08

COSTA Giulio RT 000423 29/11/08

COSTA Giulio VT 000423 23/07/08

COSTA Giulio MT 000423 29/11/08

DANIELE Sebastiano RT 000570 29/03/10

DANIELE Sebastiano VT 000570 29/03/09

DI MUZIO Massimo MT 000842 24/11/09

DI NICOLA Marco PT 000326 28/03/11

DI NICOLA Marco UT 000326 28/03/11

DRAGO Roberta PT 000432 29/04/11

DRAGO Roberta MT 000432 29/04/11

EVANGELISTA Vincenzo VT 000217 29/03/09

FASOLI Massimiliano RT 000844 23/11/09

FASOLI Massimiliano PT 000844 24/11/09

FASOLI Massimiliano MT 000844 23/11/09

FASOLI Massimiliano UT 000844 09/11/10

FERRETTO Rossano UT 000418 22/09/08

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007


G. Costa e S. Morra - Analisi di quarant’anni di impegno IIS nella qualificazione, certificazione e approvazione del personale PND, ecc.

segue: Appendice 1 - Elenco dei livelli 3 certificati

Cognome Nome Metodo Certificato Scadenza

FERRETTO Rossano MT 000418 30/11/08

FERRETTO Rossano VT 000418 30/11/08

FERRETTO Rossano PT 000418 22/09/08

FERRETTO Rossano RT 000418 02/06/09

GIURDANELLA Giorgio RT 000843 29/03/10

GIURDANELLA Giorgio UT 000843 23/11/09

GIURDANELLA Giorgio PT 000843 23/11/09

GIURDANELLA Giorgio MT 000843 29/03/10

LACQUA Guido MT 001118 28/03/11

LACQUA Guido UT 001118 09/11/10

LAURO Alberto VT 000396 23/07/08

LETO Domenico UT 000010 06/11/11

LEZZI Franco RT 000671 29/11/08

LEZZI Franco VT 000671 29/03/09

LEZZI Franco MT 000671 29/11/08

LEZZI Franco PT 000671 29/11/08

LISI Massimo UT 000011 06/11/11

MANFRIN Stefano PT 000698 02/06/09

MANFRIN Stefano MT 000698 02/06/09

MANFRIN Stefano UT 000698 24/11/09

MARCHINI Gabriele MT 000424 27/11/08

MARCHINI Gabriele VT 000424 23/07/08

MARCHINI Gabriele RT 000424 27/11/08

MARCHINI Gabriele UT 000424 27/11/08

MARCHINI Gabriele PT 000424 26/11/08

MASETTI Francesco PT 000425 29/11/08

MASETTI Francesco RT 000425 29/11/08

MASETTI Francesco MT 000425 29/11/08

MASETTI Francesco VT 000425 23/07/08

MINIUSSI Emilio VT 000476 29/03/09

MOLINA Edoardo RT 000392 27/05/08

MOLINA Edoardo PT 000392 26/05/08

MOLINA Edoardo MT 000392 23/11/09

MOLITERNI Domenico VT 000426 23/07/08

MORONI Pietro VT 000470 29/03/09

MORRA Stefano MT 000209 06/11/11

NANI` LA TERRA Ugo VT 000375 29/03/09

ODORIZZI Marco UT 000438 22/09/08

ODORIZZI Marco PT 000438 30/11/08

ODORIZZI Marco MT 000438 02/06/09

PARODI Enzo PT 000622 16/04/09

PATELLI Glauco UT 000593 01/12/08

PATELLI Glauco PT 000593 01/12/08

PATELLI Glauco MT 000593 14/03/09

PATELLI Glauco RT 000593 15/03/09

PAUTASSO Ezio MT 001120 09/11/10

PERELLI Giuseppe VT 000374 23/07/08

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007 175


176

G. Costa e S. Morra - Analisi di quarant’anni di impegno IIS nella qualificazione, certificazione e approvazione del personale PND, ecc.

segue: Appendice 1 - Elenco dei livelli 3 certificati

Cognome Nome Metodo Certificato Scadenza

PERI Francesco RT 000427 27/11/08

PERI Francesco VT 000427 23/07/08

PERI Francesco PT 000427 27/11/08

PERI Francesco MT 000427 27/11/08

PETRIZZI Antonio UT 000623 16/04/09

PETRIZZI Antonio MT 000623 16/04/09

PIVA Enrico MT 000280 16/03/09

PIVA Enrico UT 000280 24/11/09

PIVA Enrico PT 000280 23/11/09

PRADETTO Massimo UT 001276 28/03/11

REGGIANI Michael PT 000125 28/03/11

REGGIANI Michael RT 000125 28/03/11

REGGIANI Michael MT 000125 28/03/11

RIVARA Francesco UT 000428 27/02/10

RIVARA Francesco MT 000428 03/04/09

RIVARA Francesco PT 000428 27/02/10

RIVARA Francesco VT 000428 23/07/08

ROCCA Roberto VT 000210 23/07/08

ROCCHI Claudio MT 001278 28/03/11

ROMANO Francesco PT 000439 22/09/08

ROMANO Francesco MT 000439 22/09/08

RUSCA Simone PT 000444 06/11/11

RUSCA Simone VT 000444 06/11/11

RUSCA Simone MT 000444 07/06/11

RUSCA Simone RT 000444 07/06/11

RUSCA Simone LT 000444 06/11/11

SALVO` Marino MT 000282 01/12/08

SALVO` Marino PT 000282 16/03/09

SALVO` Marino UT 000282 02/06/09

SALVO` Marino RT 000282 02/06/09

SALVO` Marino VT 000282 24/11/09

SCANAVINI Andrea RT 000536 28/03/11

SCANAVINI Andrea VT 000536 29/03/10

SCANAVINI Andrea MT 000536 29/03/10

SCANAVINI Andrea PT 000536 29/03/10

SCANAVINO Sergio VT 000435 23/07/08

SCASSO Mauro RT 000429 27/11/08

SCASSO Mauro PT 000429 27/11/08

SCASSO Mauro VT 000429 23/07/08

SCASSO Mauro MT 000429 27/11/08

SCULLI Bruno MT 000468 06/11/11

SCULLI Bruno PT 000468 06/11/11

SPESSOT Enrico RT 000393 27/05/08

SPESSOT Enrico UT 000393 26/05/08

TACCHINO Pierluigi VT 000292 29/03/09

TELONI Antonio VT 000434 23/07/08

TIMOSSI Luca VT 000430 23/07/08

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007


G. Costa e S. Morra - Analisi di quarant’anni di impegno IIS nella qualificazione, certificazione e approvazione del personale PND, ecc.

segue: Appendice 1 - Elenco dei livelli 3 certificati

Cognome Nome Metodo Certificato Scadenza

TOMBARI Stefano UT 001117 09/11/10

ZAMBOTTO Umberto PT 000278 22/09/08

ZAMBOTTO Umberto UT 000278 16/03/09

ZAMBOTTO Umberto MT 000278 22/09/08

ZAMBOTTO Umberto RT 000278 02/06/09

ZAMBOTTO Umberto VT 000278 30/11/08

Appendice 2 - Sintesi bandi sessioni ordinarie d’esame 2007 per certificazione livelli 3

secondo EN 473 / ISO 9712

Metodi di controllo

Oltre all’esame di base, se non già sostenuto in precedenza, nell’ambito di ogni sessione è possibile sostenere gli esami nei seguenti

metodi di controllo, per i quali l’Istituto è accreditato dal Sincert: metodo con correnti indotte (ET); rivelazione di fughe (LT); metodo

con particelle magnetiche (MT); metodo con liquidi penetranti (PT); metodo radiografico (RT); termografia all’infrarosso (IT); metodo ultrasonoro

(UT); metodo visivo (VT).

Nell’ambito della sessione si svolgeranno anche gli esami di recupero per i candidati che non hanno superato una prova nella sessione

precedente.

A seguito del superamento degli esami l’IIS emette certificati coperti da accreditamento Sincert.

Sede di svolgimento

Gli esami si svolgono presso la Sede Centrale IIS, Via Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova, che offre ampia disponibilità di parcheggio

di fronte all’ingresso.

Può essere fornito supporto per la sistemazione in alberghi convenzionati con l’IIS.

Requisiti di ammissione alle prove

I requisiti di ammissione alle prove sono quelli previsti dalle norme EN 473 / ISO 9712 e sono dettagliati nella domanda di ammissione

agli esami.

I candidati non in possesso della certificazione al livello 2 che richiedono l’accesso diretto al livello 3 devono sostenere preliminarmente

la prova pratica al livello 2, presso uno dei Centri d’Esame dell’IIS, Genova, Legnano (MI), Mogliano Veneto (TV), Priolo (SR).

Calendario degli esami tenuti e da effettuare

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.

Prima sessione Lu 26.03.07 Ma 27.03.07 Me 28.03.07 Gi 29.03.07 Ve 30.03.07

Seconda sessione Lu 08.10.07 Ma 09.10.07 Me 10.10.07 Gi 11.10.07 Ve 12.10.07

Mattino

Prova di metodo Prova di metodo Prova di metodo Prova di metodo

(8.30 – 12.30)

a quiz

a quiz

a quiz

a quiz

Pomeriggio

(14.00 – 18.00)

Esame di base a quiz Stesura procedura Stesura procedura Stesura procedura Stesura procedura

L’esame di base è previsto nella prima giornata; successivamente iniziano gli esami di metodo, che richiedono circa una giornata di

impegno per ogni singolo metodo, e gli esami di recupero.

Iscrizione

Per l’iscrizione agli esami è necessario compilare la specifica domanda scaricabile dal sito istituzionale dell’Istituto www.iis.it o da quello

specializzato www.certificazionesaldatura.it, così come copia del Regolamento IIS per la certificazione degli operatori di controlli non distruttivi.

Contestualmente alla presentazione della domanda deve essere versata la quota di iscrizione, pari a € 170,00 (+IVA) per

l’esame di base e € 380,00 (+ IVA) per ogni esame di metodo, mediante bonifico bancario (Banca Popolare di Milano, C/C 4500 ABI

05584 CAB 01400, causale “Quota partecipazione esami di 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, deve pervenire alla Sede Centrale dell’IIS,

Via Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova, all’attenzione della Sig.ra Angela Grattarola (Tel. 010 83 41 307, Fax 010 836 77 80,

E-mail angela.grattarola@iis.it), almeno una settimana prima dell’inizio degli esami.

Per qualsiasi informazione è possibile contattare la suindicata Sig.ra Angela Grattarola.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007 177


Metodi di valutazione

del comportamento

delle strutture

a bassa

temperatura (°)

M. Lanza *

S. Pagano *

Sommario / Summary

L’analisi della rottura di un componente è un problema complesso,

che richiede conoscenze consolidate in diversi ambiti.

In particolare, nel campo delle strutture metalliche, la rottura

“ingegneristicamente fragile” può manifestarsi sotto condizioni

di carico nominale esterno sensibilmente inferiore al

carico di snervamento, per effetto di diversi fattori concomitanti.

L’esperienza di casi di rottura fragile avvenuti nel passato ha

consentito di definire le condizioni che concorrono al fenomeno,

ponendo le basi per lo sviluppo della meccanica della

frattura.

Lo scopo del presente articolo è quello di illustrare gli aspetti

che caratterizzano la rottura fragile, con riferimento alle

prove meccaniche maggiormente utilizzate per la valutazione

della tenacità dei materiali ed ai criteri di valutazione che

consentono di verificare la stabilità dei difetti. In particolare,

viene presentata la procedura proposta dalla normativa BS

7910 “Guide to methods for assessing the acceptability of

flaws in metallic structures” e la sua applicazione per il confronto

tra il comportamento di strutture saldate distese per

impieghi off-shore e strutture con giunzioni principali distese

interagenti con altre giunzioni allo stato as-welded.

The failure analysis of a component is a complex matter, requiring

consolidated knowledge in different fields. In particular,

in the field of metallic structures, brittle fracture can

(°) Memoria presentata alla Giornata di Formazione e Aggiornamento IIS:

“Le tensioni residue in saldatura” - Milano, 6 Aprile 2006.

* Istituto Italiano della Saldatura - Genova.

occur under conditions of nominal external load lower than

the yield strength, due to different simultaneous factors.

The experience of brittle fracture cases, occurred in the past,

allowed to define the conditions concurring to the failure and

to place the basis for the development of the Fracture Mechanics.

The aim of this article is to show the aspects characterizing

brittle fracture, with reference to the mechanical tests mainly

employed for the evaluation of material toughness and to the

criteria allowing to assess the flaw acceptability. In particular,

there is an overview about the procedure proposed by the

standard BS 7910 “Guide to methods for assessing the acceptability

of flaws in metallic structures”. Moreover it is

showed an application of the procedure with a comparison

between the behavior of main welded joints for off-shore

structures, in post-weld heat treated conditions and aswelded

conditions.

Keywords:

Brittle fracture; COD; elastoplastic analysis; fitness for

purpose; frac mech tests; fracture mechanics; influencing

factors; low temperature; mechanical properties; mechanical

tests; notch effect; residual stresses; service conditions;

structural steels; welding joints.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

179


M. Lanza e S. Pagano - Metodi di valutazione del comportamento delle strutture a bassa temperatura

1. Introduzione

La rottura dei componenti di macchine e

di strutture è un problema che interessa

molte diverse discipline nell’ambito

delle quali non si adotta sempre la medesima

terminologia.

Per le note che seguono identifichiamo i

diversi modi di rottura come:

1) sotto tensioni relativamente modeste,

in particolare inferiori alla tensione di

snervamento del materiale che costituisce

l’elemento strutturale: tale

modo di rottura viene ingegneristicamente

chiamato fragile;

2) sotto tensioni superiori alla tensione

di snervamento: rottura duttile;

3) in condizione di applicazione dinamica

del carico o sotto tensioni di

valore non costante nel tempo ma variabile

con andamento pressoché ripetitivo:

rottura per fatica;

4) per riduzione di materiale a seguito di

sola corrosione o effetto combinato di

tensione e corrosione: rottura per tensocorrosione;

5) per deformazione progressiva nel

tempo sotto carico statico a temperatura

sufficientemente elevata: rottura

per scorrimento viscoso.

Le note che seguono riguarderanno essenzialmente

l’affidabilità di componenti

e strutture, sottoposte a condizioni

di carico statico e di fatica.

Si parlerà diffusamente della rottura

fragile indicando le condizioni che la

possono determinare.

2. Considerazioni preliminari

sulla rottura fragile

Le strutture metalliche vengono in generale

dimensionate per sopportare, sotto l’azione

delle sollecitazioni esterne, una certa

frazione di valore di tensione di riferimento:

generalmente la tensione di snervamento

per il caso di sollecitazione

statica o il limite di fatica per sollecitazioni

dinamiche di ampiezza costante o altri

valori per casi particolari di sollecitazione.

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

Questo tipo di approccio progettuale si è

dimostrato talvolta inadeguato e incapace

di giustificare il collasso improvviso

di strutture sotto condizioni di

carico nominale esterno anche assai inferiore

al carico di snervamento; in tali

casi si può parlare di rottura ingegneristicamente

fragile.

Il fenomeno, già noto il secolo scorso, ha

assunto particolare importanza negli

anni ‘30 e ‘40 con il crollo improvviso di

ponti metallici ferroviari in assenza di

carichi di esercizio, lo scoppio di serbatoi

di gas liquefatto e le rotture, più o

meno catastrofiche, verificatesi in un

centinaio di navi della serie Liberty

(Fig. 1). Alcune di queste navi, le prime

interamente saldate, si ruppero letteralmente

a metà mentre erano ormeggiate

in porto, sotto tensioni massime nominali

di soli 7 kg/mm 2 .

3. Terminologia

Per prima cosa è bene sgombrare il

campo da equivoci sulla terminologia.

Il termine “tenacità” descrive la capacità

di un materiale di deformarsi plasticamente

in corrispondenza di un intaglio e

assorbire energia prima e durante la

rottura; gli aggettivi fragile e duttile distinguono

le rotture o i materiali caratterizzati

da bassa o alta tenacità.

La prova meccanica più comunemente

utilizzata per misurare la tenacità di

un materiale è la prova di resilienza

Charpy V.

Da un punto di vista ingegneristico la

rottura fragile è tale quando avviene improvvisamente

sotto carichi modesti.

La rottura duttile avviene invece sotto

carichi superiori alla tensione di snervamento.

Figura 1 - Navi della serie “Liberty”.

I termini duttile e fragile assumono un

diverso significato se vengono utilizzati

nell’ambito di considerazioni metallografiche.

In questo ambito per rottura duttile si

intende quella che presenta sulle superfici

di frattura i segni di considerevoli

deformazioni plastiche.

In letteratura tecnica si usano come sinonimi

di rottura fragile “rottura per clivaggio

o con aspetto cristallino”; per le

modalità con cui avviene e per l’aspetto

delle superfici, la rottura duttile è anche

detta “rottura di taglio o con aspetto

fibroso”.

Infatti nel clivaggio la frattura avviene

lungo specifici piani cristallografici, lasciando

la superficie lucida e dall’aspetto

cristallino.

La rottura duttile determina lacerazioni

e scorrimenti lungo diversi piani in

modo tale che il cristallo risulta distorto

e l’aspetto della superficie fibroso.

Benché non sia agevole fornire delle indicazioni

di carattere generale, superfici

di frattura brillanti, disposte perpendicolarmente

alla direzione di massima

sollecitazione, con poche tracce di deformazione,

indicano che si è verificata

una rottura metallurgicamente fragile e

probabilmente anche ingegneristicamente

fragile.

4. Fattori che influiscono sulla

rottura fragile: fattori

fragilizzanti

4.1 Temperatura

La temperatura gioca un ruolo molto importante

nei confronti della rottura

fragile; tanto che a tale fenomeno si attribuisce

impropriamente il nome di fragilità

a bassa temperatura.


Al diminuire della temperatura, i materiali

metallici modificano il proprio

comportamento meccanico, il carico di

snervamento si avvicina a quello di

rottura e si riducono le proprietà plastiche.

Infatti, se si conducono prove di

duttilità a varie temperature, si può individuare

un intervallo di temperatura, al

di sotto del quale la frattura è sicuramente

fragile ed al di sopra del quale la

frattura è sicuramente duttile.

4.2 Lo stato di sollecitazione

4.2.1 Le sollecitazioni medie e locali in

presenza d’intaglio

Indipendentemente dalla eventuale presenza

di discontinuità macroscopiche, i

materiali metallici contengono un

numero “infinito” di microfessure, dalle

quali potrà svilupparsi una frattura macroscopica.

Se la struttura è sottoposta a

tensioni, di origine esterna cioè conseguenti

a forze e momenti di forze,

oppure dovuta a condizioni di equilibrio

interno anche senza azioni dirette dall’esterno

(come per effetto delle tensioni

residue di saldatura), in prossimità dell’intaglio

si determina una condizione

tensionale diversa e ben più critica rispetto

agli altri punti della struttura.

Stante che una rottura avviene sempre a

partire da una discontinuità sfavorevolmente

orientata rispetto alle tensioni

agenti, il modo di rottura di un elemento

strutturale dipende in maniera determinante

dalle dimensioni della zona plastica

che può formarsi all’estremità di

quella discontinuità; tale zona plasticizzata

rappresenta la prima difesa del materiale

contro la rottura.

Tale zona plastica, di forma approssimatamente

bilobare, viene valutata attraverso

la lunghezza del raggio plastico

“rp” (Fig. 2). Intorno alla zona plastica si

sviluppa un’area caratterizzata da un

campo di tensioni elastiche di tipo triassiale,

e proprio per tale condizione

induce una ridotta capacità di deformazione

locale; in ogni punto di tale “area

elastica” la tensione risulta funzione

della distanza dalla cricca e della tensione

esterna.

La frattura può proseguire solo se nella

zona plastica si raggiungono condizioni

critiche di deformazione quali:

• la rigidezza propria degli edifici cristallini,

dovuta ad esempio a incrudimento

e ad invecchiamento o a

tempra,

M. Lanza e S. Pagano - Metodi di valutazione del comportamento delle strutture a bassa temperatura

Figura 2 - Rappresentazione schematica della zona plastica all’estremità di una cricca in un

corpo di spessore finito.

• l’effetto di vincolo alla deformazione

prodotto dallo spessore elevato,

• l’irrigidimento prodotto nei cristalli

alla bassa temperatura,

• l’impossibilità di coordinamento

della deformazione dei vari grani

dovuta alla velocità di applicazione

del carico.

Tali condizioni determinano una sensibile

riduzione della capacità di deformazione

all’apice di un intaglio e quindi

riducono la tenacità dell’elemento strutturale

nel quale l’intaglio è presente. In

altre parole nella rottura fragile, r p è

molto piccolo rispetto alla lunghezza di

cricca e allo spessore dell’elemento

strutturale e quando si verificano localmente

le condizioni di deformazione

critica, la frattura si propaga con basso

assorbimento di energia.

Viceversa nella rottura duttile, la zona

plastica, già di dimensioni notevoli, cede

quando la tensione esterna ha raggiunto

valori ben superiori a Rs e la sezione di

rottura (che contiene la cricca) è sede di

deformazioni plastiche generalizzate.

4.2.2 Tensioni residue

Lo stato di sollecitazione può essere localmente

incrementato, rispetto alla sollecitazione

media, a causa di tensioni

interne indotte da lavorazioni plastiche a

freddo (laminazione, stampaggio, cesoiatura,

predeformazione), o da riscaldamenti

localizzati come, ad esempio,

quelli indotti dai procedimenti di saldatura.

Le ricerche condotte dimostrano

che in questi casi il pericolo di rottura

fragile assume particolare rilevanza.

Le moderne metodologie di calcolo considerano

che in una struttura saldata non

sottoposta a trattamento termico di distensione,

il livello delle tensioni residue

in prossimità del giunto saldato sia pari

alla tensione di snervamento del materiale

(dedotto dalle prove di trazione monoassiale

di caratterizzazione del materiale,

che pertanto in condizioni di carico

generiche assume un significato convenzionale).

Le tensioni prodotte dai carichi

esterni si combinano con quelle residue

producendo non solo uno stato di tensione

con valori più elevati ma anche

uno stato tensionale più complesso, tipicamente

triassiale e quindi sfavorevole

alle deformazioni. Le procedure di

calcolo sommano convenzionalmente i

contributi di carichi esterni e tensioni

residue anche se fisicamente il limite superiore

è costituito dalla tensione di

snervamento del materiale alla temperatura

di interesse . Poiché generalmente le

tensioni residue costituiscono la parte

preponderante della sollecitazione, ogni

trattamento di distensione che le elimini

o le riduca allontana il pericolo di rottura

fragile.

4.2.3 Lo spessore

L’entità della deformazione nel senso

dello spessore è limitata dalla presenza

di una vasta zona pressoché scarica circostante

la cricca, tale zona esprimerà

una reazione alla contrazione laterale

imposta dalla piccola zona plastica all’apice

della cricca tanto maggiore quanto

maggiore è il volume di materiale elastico

che verrebbe coinvolto nella deformazione,

e cioè, in definitiva, quanto

maggiore è lo spessore dell’elemento

strutturale

Altri fattori determinanti per l’evolversi

di una certa tipologia di frattura sono:

• velocità di applicazione del carico;

• microstruttura e dimensione del

grano;

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

181


M. Lanza e S. Pagano - Metodi di valutazione del comportamento delle strutture a bassa temperatura

• elementi di lega degli acciai;

• fenomeno di invecchiamento;

• innesco di fratture per fatica e corrosione.

5. Metodologie di caratterizzazione

dei materiali rispetto

alla resistenza alla rottura in

presenza di intagli

5.1 Generalità

Nel seguito verrà rivolta particolare attenzione

agli aspetti tecnologici del problema

della frattura ed in particolare alle

prove meccaniche elaborate per valutare

la resistenza di un materiale o di una

struttura all’evolversi di una frattura.

Tali prove sono sostanzialmente divisibili

in due categorie:

• Alla prima appartengono quelle volte

a determinare la variazione di tenacità

del materiale con la temperatura.

I risultati di questo tipo di prova consentono

di valutare la pericolosità di

eventuali difetti o di determinate condizioni

di esercizio della struttura in

esame, con un grado di approssimazione

tanto maggiore quanto più le

condizioni di prova (dimensione della

provetta, velocità di applicazione del

carico, acutezza dell’intaglio presente)

si scostano da quelle effettive

di esercizio della struttura. Pertanto

esse sono particolarmente indicate

nel controllo di qualità dei materiali o

per stabilire l’attitudine di un dato

materiale a sopportare determinate

condizioni di servizio, per confronto

con altri, già in esercizio in condizioni

analoghe.

Tra queste prove di tenacità la prova

di resilienza Charpy V è certamente

la più conosciuta. Ad essa nel tempo

si sono aggiunte altre prove, tra le

quali l’unica che conserva qualche

utilizzo è la Drop Weight test.

• Alla seconda categoria appartengono

quelle prove che sono rivolte ad indagare

lo stato di tensione e di deformazione

all’apice di un difetto che è

presente (o si suppone presente) all’interno

della struttura.

A questo fine si definiscono dei parametri

(K, CTOD, J) legati allo stato di tensionedeformazione

nell’intorno del difetto e

alle dimensioni del difetto stesso.

Si determina il valore critico di questi

parametri, variabile a seconda del mate-

182 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

riale dello spessore e della temperatura,

in corrispondenza del quale si può verificare

rottura fragile, o innescare una

rottura duttile stabile che cioè ha

bisogno di un progressivo aumento di

tensione per proseguire.

Queste prove costituiscono lo strumento

di indagine sperimentale di una scienza

che ha assunto il nome di “Meccanica

della frattura”; esse devono la loro crescente

diffusione, a fronte di una maggiore

complessità rispetto a quelle tradizionali,

al fatto che i risultati che si

ottengono consentono di mettere direttamente

in relazione le sollecitazioni nominali

di una struttura, con le dimensioni

ammissibili dei difetti.

5.2 La prova di resilienza Charpy

Le prime prove di resilienza Charpy

furono condotte già nel 1905 allo scopo

di valutare la resistenza agli urti degli

acciai dell’epoca.

La prova di resilienza consiste nel

rompere con un solo colpo con una

mazza a caduta pendolare una provetta

intagliata a metà, che appoggia su due

sostegni (Fig. 3).

Conducendo una serie di prove a differenti

temperature si può determinare una

90°

Appoggio

Altezza della

provetta

Scanalatura

Larghezza della

provetta

11° ± 1°

Lunghezza della

provetta

Figura 3 - Prova di resilienza Charpy.

relazione fra l’energia assorbita durante

l’urto e la temperatura. La rappresentazione

grafica di tale relazione viene

chiamata curva di transizione.

Al di sopra della temperatura Ts ed al di

sotto della temperatura Ti l’energia assorbita

risulta sostanzialmente insensibile

alla variazione della temperatura,

addensandosi attorno a valori costanti

detti rispettivamente di “uppershalf” e

“lowershalf”.

La prova di tenacità Charpy V è sicuramente

quella più diffusa; al suo successo

ha contribuito il costo limitato dell’apparecchiatura

e delle provette e la grande

esperienza acquisita.

Un notevole numero di normative e di

regolamenti fa riferimento ai valori di tenacità

ricavati da questa prova, per definire

le temperature di esercizio ammissibili

per un certo materiale, anche se

talvolta l’effettiva possibilità di trasferire

i risultati ottenuti su provette di dimensioni

così ridotte alle strutture reali è

dubbia

5.3 La prova Drop Weight (DWT)

La Drop Weight ha assunto una notevole

importanza e diffusione, perché i risultati

di queste prove sono stati l’indispen-

Supporti della

provetta

Appoggio

Provetta

90° ± 0,1°

(2:1° 000)

Centro di

percussione


sabile supporto del più valido criterio

progettuale di prova contro la rottura

fragile dal ‘55 al ‘75.

Le modalità di prova sono attualmente

descritte nella norma americana ASTM

E 208 e riprese da altre tra le quali la

norma UNI 7227/82. La provetta viene

preparata depositando un cordone di saldatura

fragile sul campione da esaminare

(Fig. 4), successivamente viene effettuato

un intaglio di sega sul cordone

in modo da costituire un innesco di

rottura. La provetta è disposta su una incudine,

ed è colpita da una massa che

cade da una certa altezza (Fig. 4), il campione

si comporta come una trave semplicemente

appoggiata.

La deformazione della provetta è controllata

da un arresto sull’incudine in modo

tale da raggiungere, in corrispondenza

dell’apice dell’intaglio la condizione di

incipiente snervamento. Tale modalità di

prova riproduce la condizione operativa

di struttura saldata sottoposta a tensioni

residue di saldatura al loro massimo

livello e cioè appunto pari alla tensione

di snervamento del materiale.

Intorno al 1960 Pellini, inventore della

prova Drop Weight, introdusse una serie

di diagrammi che legano tre grandezze

fondamentali della meccanica della frattura:

la temperatura, la tensione media

che agisce in corrispondenza di un

difetto e la lunghezza del difetto. Questi

diagrammi sono stati tracciati sulla base

di un considerevole numero di risultati

sperimentali di prove Drop Weight e Robertson.

I diagrammi sono conosciuti come diagrammi

FAD: Fracture Analysis

Diagram; essi riportano in ordinate la

tensione applicata/tensione di snervamento;

in ascisse l’incremento di temperatura

rispetto alla temperatura di duttilità

nulla (determinata attraverso la

prova Drop Weight); come parametro

della varie curve indicate, si ritrova la

lunghezza di un difetto (Fig. 5):

• la NDT cioè la temperatura al di sotto

della quale progrediscono difetti

piccoli sottoposti ad una tensione pari

alla tensione di snervamento del materiale;

• la FTE cioè la temperatura di arresto

di una frattura in atto sollecitata alla

tensione di snervamento, che è stata

fissata in 33°C sopra NDT;

• la FTP cioè la temperatura alla quale

una rottura si propaga solo se solleci-

M. Lanza e S. Pagano - Metodi di valutazione del comportamento delle strutture a bassa temperatura

Figura 4 - Prova Drop Weight.

tata alla tensione di rottura del materiale:

a) è utilizzabile per diversi tipi di

acciai da costruzione e per spessori

medi, se è nota solo la temperatura

NDT del materiale;

b) poiché nel caso di acciai al carbonio

manganese di media resistenza

e spessore non superiore a 50 mm

la differenza tra temperatura NDT e

temperatura di arresto è contenuta

in soli 33°C, risulta chiaro che in

poche decine di gradi si passa da

una condizione in cui una rottura di

dimensioni rilevanti sottoposta a

una tensione pari al carico di snervamento

del materiale si arresta, a

quella nella quale una rottura

piccola nelle stesse condizioni di

carico può procedere instabilmente;

Figura 5 - Diagramma FAD.

Dispositivo

di

sollevamento

Rete di

protezione

Dispositivo

di sgancio

Mazza

Telaio

Incudine

Basamento

c) la temperatura NDT può essere riguardata

come temperatura critica per

la propagazione di difetti di dimensioni

superiori a 100 mm, ma sottoposti

a sollecitazioni inferiori al limite

di snervamento. In questo caso la differenza

di temperatura con la temperatura

di arresto è inferiore a 33°C

(21°C per difetti di lunghezza iniziale

300 mm - Fig. 5).

In generale alla luce delle considerazioni

di cui sopra, una particolare attenzione

va posta alle strutture saldate non distese

a causa della presenza di tensioni residue

nella zona fusa e in quella termicamente

alterata. La Figura 6 illustra l’andamento

delle tensioni residue longitudinali, cioè

parallele al cordone di saldatura.

L’entità delle tensioni residue in ZF e

ZTA può raggiungere il carico di snerva-

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

183


M. Lanza e S. Pagano - Metodi di valutazione del comportamento delle strutture a bassa temperatura

Figura 6 - Andamento delle tensioni

longitudinali di saldatura.

mento, mentre nel resto della struttura ha

valori molto più bassi. Sotto l’azione

delle tensioni di ritiro in particolari condizioni

si possono creare piccole cricche

in ZF e ZTA orientate perpendicolarmente

alla direzione delle tensioni.

Poiché queste cricche sono soggette a

tensioni molto elevate anche in assenza

di carichi esterni, la frattura può iniziare

sotto tensioni esterne quasi nulle, se la

temperatura di servizio è inferiore alla

NDT.

Alcune specifiche prove per lo studio

delle strutture saldate hanno dimostrato

che a temperature anche poco superiori

alla NDT, affinché un piccolo difetto trasversale

in ZTA si propaghi, è necessario

applicare un carico esterno superiore al

carico di snervamento, come indicato

dal diagramma FAD.

6. La meccanica della frattura

6.1 La meccanica della frattura

lineare elastica: l’approccio

tensionale al problema della

frattura

In precedenza si è fatto cenno al ruolo

che gioca un intaglio, come intensificatore

locale delle tensioni, nel processo di

frattura. In realtà una trattazione più rigorosa,

dimostrerebbe che la presenza di

un intaglio determina un cambiamento

qualitativo e quantitativo dello stato di

sollecitazione non solo puntualmente,

all’apice della cricca, ma anche in un ristretto

intorno dell’apice, rispetto a

quanto si verifica in un componente sottoposto

a medesimo valore di tensione

media in assenza di difetti. Il campo

delle tensioni elastiche intorno a una

184 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

cricca è descrivibile

mediante correlazioni

semplici

con la tensione

media nella

sezione contenente

la cricca,

solo quando la

zona plasticizzata

all’apice della

cricca stessa, caratterizzata

dal

parametro r p,

sono trascurabili

rispetto alle più

piccole dimensioni

del sistema,

come lo spessore

del corpo “B”, il legamento “l” (cioè

distanza dell’apice della cricca dalla

estremità del corpo) e la lunghezza di

cricca a, ovvero quando sussistano le

condizioni:

r p < < a, l, B

Nelle condizioni indicate lo stato tensionale

σ r,θ di un certo punto è funzione

della posizione del punto stesso e di un

opportuno fattore K denominato “stress

intensity factor” o “fattore di intensificazione

delle tensioni”.

In generale si può, ad esempio, indicare:

σ r,θ = K f (r, θ) (7.9)

dove f (r, θ) è una funzione dipendente

dai parametri r e θ indicati nella Figura 7.

Tale fattore K non è in alcun modo

legato al tipo di materiale o dalle condizioni

di esercizio, ma è una quantità matematica

funzione solo delle tensioni applicate,

delle dimensioni del difetto

presente e della geometria dell’elemento

strutturale.

Per una cricca ellittica passante di lunghezza

2a e raggio di fondo intaglio

molto piccolo posta in una lastra indefinita

soggetta alla tensione σ disposta

normalmente all’asse maggiore, K

assume la forma semplice seguente:

K = σ (π a) 0.5

(7.10)

Se l’intaglio è disposto in una zona

affetta da tensioni residue di saldatura il

fattore K ne è influenzato, assumendo un

valore maggiore che nel caso di assenza

di tale stato tensionale.

Figura 7 - Riferimenti polari per la

descrizione dello stato tensionale all’apice

di una cricca.

Da un punto di vista sperimentale sollecitando

un provino nel quale è stata praticata

una cricca acuta con tensione perpendicolare

al piano che contiene l’asse

maggiore della stessa si potrà misurare

la tensione “critica” (σ c) in corrispondenza

della quale si verifica la propagazione

instabile della cricca.

Mediante apposite formule di correlazione

si potrà determinare il corrispondente

valore critico Kc. Tale valore viene

denominato “fattore critico di intensificazione

delle tensioni” o “tenacità alla

frattura”. Il valore di Kc così determinato

dipende dalla temperatura e dallo stato di

sollecitazione all’apice dell’intaglio, Kc

diminuisce al crescere dello spessore.

Riassumendo:

K è un parametro di correlazione tra

la tensione esterna applicata e le

componenti dello stato locale di

tensione. È indipendente dal materiale,

dallo spessore e dalla temperatura,

Kc è il valore di K, in corrispondenza

del quale si verifica la propagazione

della cricca senza incremento

del carico esterno, cioè la

rottura fragile. È dipendente dal

materiale, dallo spessore e dalla

temperatura,

K IC è il valore minimo di Kc: la tenacità

alla frattura in stato piano di

deformazione K IC è una caratteristica

intrinseca del materiale dipendente

solo dalla temperatura

(Fig. 8). Può quindi essere preso

come riferimento nei calcoli di

progetto (analogamente al quanto

si fa per il carico di rottura o il

limite di fatica).


Figura 8 - Relazione qualitativa tra K IC e

temperatura.

6.2 Modalità di prova

Le modalità di prova per determinare il

valore di KIC di un materiale sono descritte

dettagliatamente in varie normative:

di regola nel laboratorio dell’Istituto

Italiano della Saldatura si seguono

le modalità di prova indicate dalla

norma BS 7448 - 1 del 1991 (prescrizioni

generali) e parte 2 (prescrizioni

particolari per i giunti saldati).

Sostanzialmente comunque si possono

utilizzare provini di due tipi, sollecitati

Coltello di carico

Figura 9 - Clip gouge per prova K IC .

Rullo

Spazio per alloggiamento estensimetro

Estensimetro

a resistenza

M. Lanza e S. Pagano - Metodi di valutazione del comportamento delle strutture a bassa temperatura

Temperatura (°C)

da un carico statico in modo da far avanzare

una cricca preesistente.

La cricca viene realizzata nel provino attraverso

una serie di cicli di fatica ed è

quindi particolarmente severa. Durante

la prova statica viene misurata l’apertura

N dell’intaglio che è proporzionale all’avanzamento

della cricca. A tale fine si

utilizza uno strumento denominato Clip

gouge (Fig. 9).

Lo strumento si compone di due estensimetri

fissati su due lamelle collegate al

provino.

La deformazione

delle lamelle al

variare dell’apertura

dell’intaglio

viene riportata in

diagramma con la

forza applicata .

Sul diagramma si

determina convenzionalmente

la forza P per la

quale avviene la

propagazione instabile

della

cricca, anche fun-

Al registratore zione dello spostamentoregistrato

dal Clip

gouge.

Infine il valore di

KIC è determinato

per la temperatura

di prova

solo come funzione

della forza

che è stata necessaria

per la propagazione

inst a -

b i l e d e l l a cricca e della lunghezza

iniziale della cricca.

Al variare della lunghezza iniziale di

cricca varia il valore di forza P, mantenendosi

costante il fattore critico di intensificazione

delle tensioni.

6.3 La Meccanica della frattura

elastoplastica

Il risultato fondamentale della

Meccanica della Frattura Lineare

Elastica (MFLE) è che la resistenza

offerta dal materiale alla propagazione

di una frattura è esprimibile con un

unico parametro KIC indipendentemente

dallo stato tensionale, dalla posizione e

dalla lunghezza della cricca; KIC dipende solo dal materiale e dalla temperatura.

La stabilità di un difetto di data lunghezza

sotto un campo di tensioni qualunque

viene giudicata dal confronto tra

un K calcolato e quello critico KIC. Quando le dimensioni della zona plastica

all’apice della cricca caratterizzata

dal parametro rp, non sono trascurabili

rispetto alle più piccole dimensioni del

sistema, per buona tenacità del materiale

o ridotte dimensioni di B o di l, non

è più possibile definire lo stato di tensione

locale attraverso un semplice

parametro di correlazione con la tensione

media.

In questo caso si può dire che la tenacità

dell’elemento strutturale (in condizioni

di validità della MFEP - Meccanica della

Frattura Elastoplastica) risulta di gran

lunga superiore a quella del caso precedente

(campo di validità della MFLE -

Meccanica della Frattura Lineare Elastica)

ma non è più possibile valutare

tale tenacità attraverso un parametro

solo funzione della tensione applicata e

della lunghezza di cricca.

A tale proposito è bene ricordare che

comunque, qualunque sia il tipo di frattura,

duttile o fragile, è il raggiungimento

di un valore critico dello stato di

deformazione all’apice della cricca che

provoca l’avanzamento della cricca

stessa.

Ci sono però due differenze sostanziali

tra l’uno e l’altro caso:

1) dove sussistono le condizioni per una

rottura fragile (MFLE) lo stato di deformazione

locale e il suo valore

critico sono governati dal campo di

tensioni elastiche immediatamente

deducibili noti σ e a, di modo che è

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

185


M. Lanza e S. Pagano - Metodi di valutazione del comportamento delle strutture a bassa temperatura

Figura 10 - Macchina di prova statica e per carico ciclico presso il laboratorio IIS.

indifferente riferirsi alla deformazione

e alla tensione. Tutto questo

non è vero in condizione di rottura

duttile (MFEP);

2) il raggiungimento di uno stato critico

di tensione - deformazione determina

in MFLE la rottura instabile, cioè

senza incrementi di carico, del pezzo.

In MFEP invece il raggiungimento di

una fase critica provoca soltanto l’inizio

di una crescita stabile che cioè per

proseguire, necessita di incrementare

la tensione applicata, fino al raggiungimento

di una seconda fase critica di

rottura stabile o eventualmente instabile.

Il primo parametro di tenacità applicabile

in regime elasto-plastico fu introdotto

da Wells negli anni ‘60, è denominato

Crack Opening Displacement e

successivamente CTOD - Crack Tip

Opening Displacement - che rappresenta

la distanza tra le facce.

Maggiore è il valore di CTOD e maggiore

è il volume interessato da rilevanti

deformazioni plastiche e quindi in

ultima analisi maggiore è la tenacità del

manufatto (per le modalità di prova,

Figg. 9 e 10).

Le prove CTOD sono piuttosto onerose

e richiedono una attrezzatura complessa

ed operatori specializzati; si è perciò

cercato di valutare indirettamente il

CTOD critico dei materiali attraverso

misure di resilienza, con incerti risultati.

186 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

7. Criteri di valutazione della

stabilità di una cricca

La Figura 11 presenta un semplice

schema che mette in evidenza i tre elementi

fondamentali che intervengono

nella meccanica della frattura: le dimensioni

del difetto, la sollecitazione agente

su esso e la tenacità del materiale.

7.1 Dimensioni del difetto

Non sempre è rilevata l’esistenza di una

cricca attraverso un opportuno controllo

non distruttivo, è possibile conoscerne

con esattezza le dimensioni L’unico

metodo di uso generale che dà informazioni

su entrambe le dimensioni (lunghezza

e altezza di una cricca) è il

Figura 11 - Fattori che intervengono nella

meccanica della frattura.

metodo ultrasonoro, ma anche i rilievi

ultrasonori possono talvolta essere di

incerta interpretazione, salvo utilizzare

tecniche di controllo molto raffinate e

talvolta metodi di rappresentazione

anche tridimensionale del difetto rilevato.

7.2 Sollecitazione

Il secondo elemento determinante per la

stabilità di una cricca è la tensione che

agisce nella zona della cricca stessa.

Salvo casi particolari ciò che conta è la

sollecitazione agente perpendicolarmente

alla cricca, che tende quindi ad

aprirla. Il contributo delle tensioni

interne non può essere trascurato. Una

prima stima conservativa può essere

quella di considerare agente in prossimità

della saldatura

una tensione residua

pari allo snervamento

della zona del giunto

saldato a snervamento

più basso, come

propone la norma

inglese BS 7910

“Guide to methods

for assessing the acceptability

of flaws in

metallic structures”

(l’edizione più

recente è del 2005), se

la saldatura non è

stata distesa, ed un

20% se invece ha


avuto luogo una distensione. Se si hanno

ragionevoli motivi per ritenere che tale

valore sia eccessivamente conservativo

è necessario ottenere informazioni più

accurate con misure sperimentali o basandosi

su geometrie analoghe per le

quali siano note misure affidabili delle

tensioni residue.

7.3 Proprietà meccaniche

Per valutare la capacità di un materiale

di tollerare difetti, il parametro meccanico

più importante è la tenacità; mentre

le caratteristiche di resistenza del materiale

(carico unitario di snervamento e di

rottura) sono in generale note almeno

nei valori minimi garantiti, di solito è

assai più difficile conoscere la tenacità

del materiale interessato, sia esso materiale

base, zona fusa o zona termicamente

alterata in termini di K, CTOD,

integrale J, cioè di quei parametri che

caratterizzano effettivamente il comportamento

in presenza di difetti.

7.4 Metodi di verifica della stabilità dei

difetti

Lo sviluppo delle teorie sulla meccanica

della frattura (MF), ha permesso la definizione

di procedure per l’applicazione

pratica di tali teorie nell’ambito di metodologie

di progetto e di verifica delle

strutture.

L’introduzione di tali procedure ha modificato

sostanzialmente il rapporto tra

la fase di progettazione e la fase di costruzione

e controllo di una struttura.

Infatti in fase di progettazione le verifiche

di calcolo classiche, sia nei confronti

delle azioni statiche che delle sollecitazioni

di fatica, partono dal presupposto

che le sezioni resistenti individuate

siano esenti da discontinuità; si definiscono

gli spessori e le forme strutturali

mediante formule matematiche nelle

quali intervengono opportuni coefficienti

di sicurezza che servono a garantire

in modo del tutto generico il verificarsi

di avvenimenti non previsti nelle

ipotesi di progetto, quali tra gli altri la

presenza di discontinuità.

Durante la fase di costruzione poi tale

fonte di incertezza viene affrontata eseguendo

una adeguata campagna di controlli

non distruttivi svolta secondo procedure

che comprendono i limiti di

accettabilità dimensionali e tipologici di

accettabilità delle discontinuità; tali

limiti fanno generalmente riferimento

M. Lanza e S. Pagano - Metodi di valutazione del comportamento delle strutture a bassa temperatura

alle indicazioni dei codici e delle norme

di costruzione.

La definizione di tali limiti non è frutto

di valutazioni tecniche ma si basa sull’esperienza

consolidata nell’esercizio

delle strutture. La conoscenza che si è

sviluppata negli ultimi anni sulla MF ha

permesso la messa a punto delle metodologie

di verifica che costituiscono l’anello

di collegamento tra le fasi di progetto

e di costruzione, che pur

rimanendo separate possono interagire:

è possibile l’ottimizzazione della progettazione

e del controllo di una struttura

allo scopo di renderla adeguata all’impiego

al quale è destinata.

Attualmente rivestono notevole importanza

due metodologie di verifica della

accettabilità dei difetti: la verifica nei

confronti della frattura sotto carico

statico (basata sulle teorie della meccanica

della frattura elastica lineare ed elastoplastica)

e la verifica nei confronti

nelle sollecitazioni di fatica basata sulla

relazione di Paris-Erdogan.

7.5 Le verifiche di frattura con i metodi

del “fitness for purpose”

I metodi di verifica nei confronti della

frattura sono stati recepiti inizialmente

dai codici e dalle norme riguardanti le

costruzioni nel settore nucleare per poi

essere applicati ad altre tipologie di

struttura come le piattaforme marine

“off-shore” e le condotte per trasporto

gas o petrolio “pipelines” fino ad essere

generalizzata per l’applicazione a qua-

Unacceptable

Acceptable

Figura 12 - Diagramma di procedura della norma BS 7910.

lunque costruzione saldata. Le principali

procedure per la verifica di stabilità delle

discontinuità in saldatura è indicata nel

documento “Guidance of the fitness for

purpose of welded structures” recentemente

pubblicato dall’Istituto Internazionale

della Saldatura (IIW). In esso

nessun particolare metodo di verifica

sviluppato in diversi Paesi viene accreditato

come maggiormente valido. Tuttavia

negli ultimi anni si è diffusa la metodologia

elaborata in Gran Bretagna dal

Welding Institute (TWI) e dall’ente britannico

per l’energia elettrica (CEGB).

In particolare la norma BS 7910 costituisce

ad oggi un riferimento tra i più

seguiti nella verifica delle discontinuità

nelle strutture saldate. In esso sono previsti

tre livelli di verifica per la stabilità

dei difetti:

Livello 1: Procedura semplificata

Livello 2: Procedura normale

Livello 3: Procedura avanzata

Tutte e tre le procedure si avvalgono di

diagrammi (nella Figura 12 è illustrato il

diagramma di procedura utilizzato per il

Livello 2).

In esso, sull’asse delle ascisse è riportato

il rapporto tra la tensione effettiva applicata

in un punto e la tensione denominata

di “flow strength” caratteristica del

materiale. Sull’asse delle ordinate viene

invece riportato il rapporto tra una quantità

denominata “Driving force”, ossia

forza di apertura di un difetto ed il valore

di tenacità alla frattura misurata sul materiale.

Cut-off at 1.15 (typical of

low alloy steels and welds)

Cut-off at 1.25 (typical of

mild steel and austenitic welds)

Cut-off at 1.8 (typical of

austenitic parent steels)

NOTE Level 2 FAD with typical cut-offs on the Lr axis, i.e. Lrmax , for the material being assessed,

However, these cut offs do not apply under global collapse, as defined in Annex P.

For Lrmax see equation (9).

a) Level 2A FAD

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

187


M. Lanza e S. Pagano - Metodi di valutazione del comportamento delle strutture a bassa temperatura

La verifica viene effettuata in termini di

K (fattore di intensificazione delle tensioni

- stress intensity factor) o di CTOD

(Crack Tip Opening Displacement).

Nei due casi i valori da riportare in ordinate

sono:

1) Kr = (Kl / K mat) + ρρ

2) δ r = (δl / δ mat) + ρρ

Dove Kl e δl sono i valori delle Driving

Force e K mat e δ mat gli analoghi valori di

tenacità dei materiali ottenuti mediante

prove meccaniche standard e ρ un coefficiente

di interazione tra tensioni primarie

e secondarie agenti sulla sezione

della discontinuità.

Ottenuti i valori Kr e δr da riportare in

ordinate nel diagramma di verifica è necessario

calcolare il valore dell’ascissa.

Tale valore è dato per verifiche di

Livello 1 e 2 dalla formula

L r = σσn / σf

dove σf è la flow-strength e σn è la tensione

applicata, funzione della posizione

della discontinuità del pezzo e dalle variabili

tensionali.

7.5.1 Stato tensionale

L’ elemento determinante per la stabilità

di una discontinuità è lo stato tensionale

che agisce nella zona della discontinuità

stessa. Salvo casi particolari ciò che

conta è la tensione agente perpendicolarmente

alla discontinuità, che tende

quindi ad aprirla. Per l’applicazione

della meccanica della frattura occorre

conoscere la tensione agente nella zona

della discontinuità nelle condizioni di

materiale esente da difetti; se la geometria

è semplice essa si ottiene con rapidi

calcoli, ma per geometrie complesse o in

presenza di tensioni di origine termica

può essere difficile trovare in letteratura

formule che permettono di calcolare

esattamente i valori di tensione nella

sezione di interesse.

In tal caso può essere necessario ricorrere

ad altre metodologie di valutazione

tensionale. Un metodo diretto è quello

mediante l’uso di estensimetri che permettono

però di valutare solo lo stato

tensionale superficiale.

Sempre più diffuso è il metodo di calcolo

strutturale mediante elementi finiti. Esso

permette la valutazione dello stato tensionale

anche in presenza di geometrie e

188 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

di condizioni di carico complesse; con

tale metodo è possibile realizzare sia

analisi globali delle strutture, sia analisi

particolareggiate per conoscere l’esatta

distribuzione tensionale nella sezione di

giacitura della discontinuità.

Entrambi i metodi suddetti comportano

un onere che è giustificato dalla necessità

di conoscere con precisione i dati da

utilizzare nelle verifiche di stabilità.

Talvolta però la determinazione dello

stato tensionale può risultare non accurata

per diversi motivi, quali l’incertezza nella

valutazione delle effettive condizioni di

carico o la necessità di effettuare delle

semplificazioni al modello strutturale.

In tali casi è opportuno aumentare i

valori di tensione ottenuti, moltiplicandoli

per opportuni coefficienti parziali di

sicurezza da valutare in funzione sia del

grado di accuratezza dell’analisi strutturale

effettuata, sia della pericolosità

delle conseguenze della rottura dell’elemento

strutturale. In tal senso la norma

BS 7910 fornisce alcuni suggerimenti

che possono costituire un riferimento di

carattere generale; ad esempio, in relazione

alla gravità delle conseguenze del

collasso (conseguenze di moderata

entità, quali il cedimento di elementi secondari

che non comportano il collasso

globale della struttura fino a conseguenze

gravi come il collasso totale)

viene suggerito l’impiego di coefficienti

di sicurezza parziale che crescono da

1,05 a 1,6.

Un altro fattore di incertezza consiste

nella determinazione delle tensioni

residue, necessario per la verifica della

stabilità a frattura.

Di fronte alla notevole aleatorietà nella

determinazione sperimentale di tali tensioni

è in genere opportuno considerarle

pari al valore di snervamento del materiale

in cui la discontinuità è situata.

Qualora sia stato effettuato un trattamento

termico sulla saldatura il valore

delle tensioni residue da considerare

può essere notevolmente inferiore ma

mai del tutto nullo; un valore intorno al

30% della tensione di snervamento

risulta generalmente ragionevolmente

conservativo.

7.5.2 Proprietà meccaniche

Per valutare la capacità di un materiale

di tollerare difetti, il parametro meccanico

più importante è la tenacità; mentre

le caratteristiche di resistenza del mate-

riale (carico unitario di snervamento e di

rottura) sono in generale note almeno

nei valori minimi garantiti, di solito è

assai più difficile conoscere la tenacità

del materiale interessato, sia esso materiale

base, zona fusa o zona termicamente

alterata in termini di K, CTOD,

integrale J, cioè di quei parametri descritti

nei capitoli precedenti che caratterizzano

effettivamente il comportamento

in presenza di discontinuità.

Nel caso tipico in cui il difetto sia stato

rilevato durante il controllo in esercizio

della struttura non è però in generale

possibile prelevare dei campioni, in

quanto la verifica di stabilità dei difetti

in questi casi, ha proprio lo scopo di

evitare interventi di riparazione sull’elemento

strutturale.

In questi casi una possibile soluzione

consiste nel riprodurre dei saggi saldati

con le stesse caratteristiche degli elementi

reali o altresì realizzare le prove

su campioni prelevati dai talloni realizzati

in fase di qualifica dei procedimenti

di saldatura. Quando tutto ciò non è praticabile

si può ricorrere ai valori di tenacità

ricavati dalle caratteristiche nominali

dei materiali o sfruttando dati di

letteratura con particolare riguardo alle

correlazioni sperimentali disponibili tra i

valori di resilienza Charpy V e i valori di

Kl e CTOD.

8. Esempio applicativo

8.1 Premessa

Nel seguito viene presentato un caso di

calcolo per la valutazione mediante le

tecniche della meccanica della frattura

dei difetti ammissibili nei giunti saldati

dei nodi della struttura tubolare di sostegno

di una piattaforma petrolifera.

La valutazione per resistenza a frattura

dopo eventuale accrescimento di difetti

per fatica sarà effettuata secondo le prescrizioni

della norma BS 7910 usando il

software “Crackwise” elaborato dal TWI.

Lo scopo delle valutazioni è stato:

• definire le dimensioni massime ammissibili

del difetto sotto carico

statico (resistenza a frattura);

• valutare lo sviluppo della rottura per

fatica sotto condizione di carico

ciclico (accrescimento per fatica).

Gli aspetti principali di questa valutazione

sono descritti nei seguenti paragrafi.


8.2 Valutazione delle condizioni per la

frattura

In linea di principio, la valutazione delle

condizioni per il verificarsi di una frattura

è effettuata presupponendo una posizione

del difetto che determini le circostanze

più favorevoli per la sua

propagazione, ovvero le peggiori dal

punto di vista della struttura in termini di

combinazione:

• Sforzi primari;

• Sforzi secondari;

• Spessore implicato;

• Fattore di concentrazione di sforzo

(SCF) che deriva dalla geometria del

giunto.

Infatti, l’influenza degli sforzi secondari

(in particolare, le tensioni

residue di saldatura) può essere considerevole

quando il trattamento

termico di distensione della saldatura

non è realizzato.

Di conseguenza un difetto sottoposto

al carico massimo degli sforzi secondari

può essere il più critico anche se

gli sforzi primari che agiscono sull’area

del difetto sono trascurabili.

Pure la geometria del giunto o lo

spessore implicato può avere un’influenza

significativa. Sarà dunque

necessario effettuare un’analisi preliminare

per definire il caso peggiore.

A questo scopo è essenziale conoscere

sia gli sforzi che agiscono sugli

elementi strutturali che concorrono

in un giunto saldato particolarmente

impegnato che i fattori di concentrazione

SCF applicabili.

In linea di principio, le seguenti posizioni

del difetto devono essere

considerate.

• Difetto situato nella saldatura:

- orientamento del difetto parallelo

riguardo all’asse della saldatura;

- orientamento del difetto trasversale

riguardo all’asse della

saldatura.

• Difetto situato al piede di saldatura

(per esempio, difetto situato

nel corrente del nodo in corrispondenza

del piede della saldatura

con il diagonale sottoposta

allo sforzo longitudinale che interessa

il corrente).

Una volta che il caso più difettoso è

stato definito, la valutazione dei

meccanismi di frattura sarà effettuata

secondo le seguenti indicazioni.

M. Lanza e S. Pagano - Metodi di valutazione del comportamento delle strutture a bassa temperatura

8.2.1 Tipo del difetto e posizione

Saranno considerate due situazioni

tipiche: difetti affioranti in superficie o

sub superficiali e difetti interni posti ad

una profondidi 5 mm dalla superficie.

Saranno effettuati calcoli per definire le

dimensioni massime di ogni tipo di

difetto stabile, per differenti rapporti

altezza-lunghezza di difetti planari.

8.2.2 Carichi e tensioni

Per ogni difetto sono definiti gli sforzi

perpendicolari al piano del difetto e lo

SCF applicabile; in particolare, è necessario

conoscere la distribuzione delle

Figura 13 - Linearizzazione della distribuzione di tensione.

tensioni normali nello spessore degli

elementi tubolari (componente di membrana,

componenti di flessione, SCF applicabile).

Una rappresentazione schematica della

distribuzione di tensione attraverso la

sezione è illustrata nella Figura 13

(si veda inoltre il punto 6.4 della norma

BS 7910 per una descrizione più dettagliata

degli sforzi da considerare).

Gli sforzi secondari saranno valutati

secondo le indicazioni della norma

BS 7910. In particolare sarà considerata

l’influenza degli sforzi residui delle saldature

adiacenti al giunto allo studio.

i) Examples of linearization of primary or secondary stress distributions for surface flaws

ii) Examples of linearization of primary or secondary stress distributions for embedded flaws

P m , Q m and P b Q b can be determined from the distributions in i) and ii) using the following equations:

NOTE Any linearized distribution of stress is acceptable provided that it is greater than or equal to the

magnitude of the real distribution over the flaw surface.

a) Linearization of stress distributions in fracture assessments

i) Examples of linearization of stress range distributions for surface flaws

ii) Examples of linearization of stress range distributions for embedded flaws

Δσ m and Δσ b can be determined from the distributions in i) and ii) using the following equations:

a) Linearization of stress range distributions in fatigue assessments

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

189


M. Lanza e S. Pagano - Metodi di valutazione del comportamento delle strutture a bassa temperatura

8.2.3 Materiali

Per le valutazioni di meccanica della

frattura è necessario conoscere le seguenti

proprietà del materiale, possibilmente

attraverso prove sperimentali o in

subordine utilizzando dei certificati di

origine o i dati normativi:

• modulo di elasticità;

• tensione di snervamento;

• resistenza ultima alla trazione;

• tenacità possibilmente in termini di

CTOD.

In generale, quando sono disponibili, sia

i dati del materiale base che della zona

fusa, le proprietà meccaniche più basse

saranno adottate per valutare il rapporto

Lr del carico (paragrafo 7.5), su mentre il

più alto valore disponibile di carico di

snervamento sarà adottato per valutare

gli sforzi residui della saldatura.

Il valore di minimo CTOD garantito dal

costruttore sarà presupposto nei calcoli.

La norma BS 7910 propone tre metodi di

valutazione, caratterizzati dai livelli differenti

di accuratezza dei risultati (stante

una corrispondente qualità dei dati in ingresso).

Disponendo di valori di tenacità

del materiale in termini di CTOD, è possibile

utilizzare lo schema di valutazione

indicato dalla norma BS 7910 come

livello 2A, cioè il “Diagramma di Valutazione

della Frattura” (FAD). Sulla

base dei valori di tensione agente, della

configurazione geometrica dell’elemento

strutturale e della posizione e dimensioni

del difetto, si procede alle seguenti

verifiche:

• le dimensioni del difetto non devono

causare il collasso plastico dell’elemento

strutturale, sotto gli sforzi

primari;

• la tenacità del materiale deve essere

sufficiente per evitare la propagazione

instabile del difetto.

Il controllo preliminare è realizzato calcolando

una tensione di riferimento σref, in base agli sforzi primari, alla configurazione

dell’elemento strutturale e alle

dimensioni geometriche del difetto

(secondo la norma BS 7910 - annesso

P). La tensione di riferimento è divisa

per la tensione di snervamento σy per ottenere

il rapporto Lr: Lr = σ ref / σ y

Il secondo controllo è effettuato calcolando

il fattore di intensificazione degli

sforzi applicato K I o il parametro CTOD

190 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

(spostamento di apertura all’apice della

cricca), secondo la norma BS 7910 - par.

7.3.5, par. 7.3.6 ed annesso M. Il fattore

di intensificazione degli sforzi applicato

K I o il parametro CTOD applicato δ I,

devono essere confrontati rispettivamente

con la tenacità del materiale in

termini di K mat o δ mat di frattura per ottenere

il rapporto di frattura K r o δ r,

secondo le relazioni:

K r = K I / K mat

o δ r = δδ I / δ mat

Un termine supplementare ρ (defined in

BS 7910 - Annesso R), deve essere considerato

nei casi in cui gli sforzi secondari

siano presenti:

K r=K I / K mat + ρ oppure δ r = δ I / δ mat + ρ

La valutazione può essere visualizzata in

una forma grafica, usando il diagramma

di procedura come appare nella Figura

12 (si veda inoltre il par. 7.3.2 della

norma BS 7910).

La zona delimitata dagli assi e dalla

linea di valutazione rappresenta la

regione dei difetti accettabili. Di conseguenza,

un difetto risulta accettabile se il

punto relativo di valutazione (L r, K r) si

trova all’interno di quella regione.

Questo metodo può essere usato per definire

le dimensioni massime ammissibili

del difetto, rappresentate dai punti

Flaw length 2c crit (mm)

Critical dimensions of flaw

che appartengono alla linea di valutazione.

Per ogni tipo di difetti definiti al punto

8.2.1, la lunghezza critica del difetto

sarà valutata per i valori differenti di

altezza del difetto. Questo calcolo è effettuato

direttamente dal software

“Crackwise”. I risultati della valutazione

saranno illustrati in una forma grafica.

Nella Figura 14, ad esempio, sono rappresentate

le dimensioni massime ammissibili

di difetti, ottenute sotto le medesime

ipotesi, per saldature sottoposte a

trattamento termico ed in condizioni

come saldato.

8.3 Valutazione dell’accrescimento dei

difetti per sollecitazioni cicliche di

fatica

Così come per la definizione delle dimensioni

accettabili massime di un

difetto sotto i carichi statici, le prescrizioni

della norma BS 7910 possono

essere adottate per calcolare l’accrescimento

del difetto indotto dai carichi

ciclici. In altri termini c’è la possibilità

di stimare la vita a fatica di un manufatto

seguendo l’evoluzione di un difetto

planare di date dimensioni iniziali sottoposto

a determinate condizioni di carico

e ambientali. La procedura proposta per

la valutazione della propagazione del

difetto correla il tasso di accrescimento

della rottura per fatica, con la variazione

Flaw height a (mm)

Figura 14 - Esempio di diagramma delle dimensioni massime ammissibili dei difetti (con e

senza trattamento termico).


del fattore di intensificazione delle tensioni.

La correlazione fondamentale di Paris è

espressa come:

da/dN = A ΔK m

dove “a” rappresenta l’altezza del

difetto,

“N” il numero di cicli di carico,

“ΔK” la variazione del fattore di

intensificazione delle tensioni,

legata alla variazione di tensione

Δσ.σ

“A” e “m” parametri del materiale

e dell’ambiente in cui opera il manufatto

metallico.

In ambiente marino per esempio, la correlazione

assume formulazioni diverse

per seguire la crescita attesa di una

cricca nelle varie fasi del suo sviluppo:

nella Figura 15 è appunto rappresentata

la legge di crescita basandosi su valori

dei parametri A e m proposti dalla

norma BS 7910 in mancanza di dati specifici

sperimentali.

In particolare viene ipotizzata la presenza

di difetti superficiali e interni,

nelle varie posizioni oggetto di studio,

considerando l’area perpendicolare alle

sollecitazioni principali:

difetti superficiali o sub-superficiali

di area pari a 2x10 mm;

difetti interni (ad una profondità pari

a 5 mm dalla superficie) di area pari a

4x10 mm;

difetti interni (ad una profondità pari

a 5 mm dalla superficie) di area pari a

8x40 mm.

M. Lanza e S. Pagano - Metodi di valutazione del comportamento delle strutture a bassa temperatura

La propagazione

del difetto sarà

valutata considerando

la condizione

di ambiente

marino con protezione

catodica -

850 ai sistemi

MV (Ag/AgCl).

Per definire le variazioni

di carico

ciclico responsabili

dello sviluppo

di cricca, è necessario

conoscere

l’ampiezza di sollecitazioniapplicata

sulla sezione

che contiene il

difetto ed il relativo

numero di cicli per l’anno.

Le indicazioni della norma BS 7910

saranno seguite per valutare lo sviluppo

del difetto per fatica sotto i carichi ciclici

applicati e definire il numero di anni necessari

per raggiungere uno stato caratterizzato

da dimensioni del difetto e sollecitazione

massima prevedibile anche

in condizioni di carico eccezionale, non

più accettabile per la struttura.

Saranno considerate due condizioni non

accettabili differenti:

difetto critico sotto i carichi statici

(valutazione di resistenza di frattura);

difetto passante attraverso lo spessore

(condizione corrispondente a quando

un difetto diventi passante ma

rimanga stabile , cioè esso non si sviluppi

ulteriormente per fatica).

Figura 15 - Legge di crescita dei difetti.

Anche la ricategorizzazione di un difetto

interno, quando diventa superficiale

viene tenuta in conto dalla norma

BS 7910 - nell’annesso E.

In conclusione viene fornito un resoconto

di calcolo che evidenzia le seguenti

informazioni:

• per un difetto di superficie viene

espressa la “Vita totale” cioè il tempo

necessario a un difetto di superficie

per diventare passante nello spessore

o critico;

• per un difetto interno viene espresso il

“Tempo di evoluzione a difetto superficiale”

cioè il tempo necessario a un

difetto interno per sfociare su una superficie,

e successivamente per il nuovo

difetto superficiale, la “Vita totale”.

Michele LANZA, laureato in Ingegneria Meccanica presso l’Università di

Genova nel 1981. Funzionario dell’Istituto Italiano della Saldatura dal 1981,

IWE attualmente Responsabile della Divisione Laboratorio - Prove meccaniche,

metallografia, chimica, corrosione. Esperienza pluriennale maturata nel

campo delle costruzioni saldate di carpenteria, nella verifica di idoneità delle

giunzioni saldate dei componenti per impianti e strutture metalliche, nonché

nelle prove tecnologiche per la valutazione della tenacità e della vita a fatica.

Sabrina PAGANO, laureata in Ingegneria Civile presso l’Università di

Genova nel 2000. Funzionario dell’Istituto Italiano della Saldatura dal 2002;

attualmente in forza all’area Ingegneria, Calcolo e Progettazione del Settore

Ingegneria.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

191


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Micro Friction Stir Welding di leghe

di alluminio 2024-6082

A. Scialpi *

L.A.C. De Filippis *

P. Cuomo **

P. Di Summa ***

Sommario / Summary

Il presente articolo dimostra la fattibilità del processo di

Micro Friction Stir Welding (μFSW) per leghe di alluminio

dissimili 2024 T3 - 6082 T6, con la lega 2024 posizionata sul

retreating side. È stata condotta una approfondita analisi comparativa

tra i giunti di leghe simili e dissimili in termini di macrostruttura

e di comportamento meccanico.

I giunti dissimili prodotti hanno mostrato buone proprietà

meccaniche, con una resistenza in direzione trasversale molto

prossima a quella di un giunto formato dalla sola 6082. Nella

direzione trasversale, la microstruttura del giunto dissimile,

principalmente formata dalla lega 2024, ha presentato una resistenza

molto più alta di quella del metallo base 6082.

This paper demonstrates the feasibility of Micro Friction Stir

Welding (μFSW) of dissimilar 2024 T3 - 6082 T6 aluminium

alloys, with the 2024 alloy placed on the retreating side. A

comparison between the joints of dissimilar and similar mate-

* Dipartimento di Ingegneria dell’Ambiente e per lo Sviluppo

Sostenibile (DIASS), Politecnico di Bari - Taranto.

** Dipartimento di Ingegneria Meccanica e Gestionale

(DIMeG), Politecnico di Bari - Bari.

*** STAFF s.r.l. - Taranto.

rials was carried out in terms of macrostructure and mechanical

behaviours.

The obtained dissimilar joints showed good mechanical properties

with the strength in the transverse direction very close to

the 6082 welded with itself. In the longitudinal direction the

macrostructure of the stir zone, mainly formed by the 2024 Al

alloy, produced a strength that was much higher than that of

the 6082 base metal.

Keywords:

Al-Cu alloys; Al-Mg-Si alloys; aluminium alloys; dissimilar

materials; friction stir welding; friction welding; mechanical

properties; microstructure; weldability.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

193


A.Scialpi et al. - Micro Friction Stir Welding di leghe di alluminio 2024-6082

Brevettata nel 1991 nei laboratori

del The Welding Institute (TWI)

[1], presso Cambridge (UK), la Friction

Stir Welding (FSW), principalmente

sperimentata sull’alluminio, consiste nel

fornire per attrito (friction) ai metalli da

saldare una quantità di calore tale da

portarli in uno stato pastoso senza fonderli

e nel realizzare, mediante un apposito

utensile, un mescolamento (stir) ed

un successivo consolidamento della

giunzione, ottenendo la saldatura

(welding) desiderata.

La FSW (Fig. 1) si basa sull’uso di un

utensile (tool) costituito principalmente

da una punta (probe), la cui altezza, nel

caso di giunti di testa, è circa uguale allo

spessore del materiale da unire e da una

spalla (shoulder). Nel caso di saldature

su leghe di alluminio, l’utensile è realizzato

in acciaio.

Prima di essere unite, le parti vengono

affiancate e rigidamente fissate su una

piastra di appoggio. Il processo inizia

con la perforazione delle lamiere da

parte dell’utensile messo in rotazione;

una volta affondato nel materiale, il tool

avanza lungo la linea di saldatura. Man

mano che procede, il calore prodotto

dall’attrito tra lo shoulder, il pin e il

pezzo riduce la resistenza alle deformazioni

plastiche del materiale. Il moto

roto-traslatorio dell’utensile permette lo

spostamento del materiale stesso dal lato

portante (leading edge) al lato posteriore

(trailing edge).

Il metallo risulta, quindi, estruso e mescolato.

A raffreddamento avvenuto la

zona plasticizzata crea la saldatura fra i

lembi.

Convenzionalmente, inoltre, si denota

con advancing side il lato del giunto in

cui i campi di velocità dovuti alla rotazione

ed all’avanzamento del tool sono

194 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

Utensile (tool)

Spalla (shoulder)

Advancing

side

TABELLA I - Composizione chimica percentuale (in peso).

Figura 1 - Illustrazione schematica di un

giunto di testa realizzato tramite FSW, con le

due lamiere rappresentate in trasparenza per

mostrare la punta dell’utensile.

concordi; l’altro lato prende il nome di

retreating side.

I vantaggi offerti da tale tecnica sono

molteplici, in conseguenza del fatto che

la temperatura raggiunta in seguito alla

somministrazione di calore non supera

quella di fusione del metallo base. Si

evitano, pertanto, tutti i problemi legati

alla fusione del metallo prevenendo la

formazione di prodotti di solidificazione

fragili e il rischio di cricche a caldo [2].

L’input termico è, inoltre, significativamente

più basso rispetto ai processi di

saldatura per fusione. Le caratteristiche

meccaniche del giunto così ottenuto

sono di ottimo livello.

Trattandosi di una saldatura allo stato

solido è, inoltre, possibile realizzare

giunti dissimili, cioè tra metalli diversi.

Questa tipologia di giunti è indispensabile

per molti settori industriali, poiché

offre la possibilità di usare leghe differenti

con proprietà ottimizzate rispetto

alle reali necessità di impiego. La letteratura

tecnica offre diversi esempi di

giunti FSW di leghe di alluminio dissimili

[3-5], come pure di materiali con

proprietà meccaniche e fisiche molto

differenti, come alluminio-acciaio [6,7]

e alluminio-magnesio [8]. Le leghe di alluminio

2024 e 6082, oggetto del presente

studio, sono tipicamente utilizzate

Zona saldata

Direzione di moto

dell’utensile Punta (probe) Retreating side

nell’industria automotive.

Per di più, all’atto

della ricerca,

solo Shercliff [9]

risulta essersi occupato

dell’analisi di

giunti dissimili 2024-

6082 attraverso un

modello microstrutturale

basato sulla dissoluzione

di precipitati

duri, responsabili

della elevata resistenza

di queste

leghe.

Inoltre, per quanto riguarda

spessori molto

sottili (


TABELLA II - Parametri di processo utilizzati per la sperimentazione.

Velocità di

rotazione

n (rpm)

spondenti a due combinazioni di parametri

di processo, nel seguito indicati

come μFSW 1 e μFSW 2 (Tab. II).

Queste condizioni rappresentano le

combinazioni dei parametri di processo,

precedentemente identificate dagli

autori [11], che consentono di massimizzare

la resistenza trasversale dei giunti,

rispettivamente, per la lega 2024 e per la

6082 saldate con se stesse.

La Tabella II mostra, anche, per le due

condizioni, il rapporto, indicato con J,

tra le velocità di rotazione n e di avanzamento

s dell’utensile; si tratta di un

indice dell’input termico per unità di

lunghezza del giunto [11]. In tutti i test

sono poi stati adottati valori costanti per

l’angolo di inclinazione dell’utensile

(2°) rispetto alla normale al piano di lavorazione

e per l’affondamento (0.1

mm). Con lo scopo di valutare più facilmente

le proprietà dei dissimili, sono

stati analizzati, per confronto, i giunti di

uguale materiale, realizzati, quindi, solo

con AA 2024-T3 e solo con AA 6082-

T6, saldati nelle stesse condizioni

μFSW 1 e μFSW 2.

L’utensile utilizzato è in acciaio

56NiCrV7-KU ed è dotato una punta

non filettata di diametro 1.7 mm, di

altezza 0.6 mm e di uno spallamento di

diametro 6 mm (Fig. 2). Poiché la macrostruttura

e, conseguentemente, le pro-

Velocità di

avanzamento

s (mm/min)

A.Scialpi et al. - Micro Friction Stir Welding di leghe di alluminio 2024-6082

J=n/s

(rev/mm)

μFSW 1 1810 460 3.9

μFSW 2 2085 762 2.7

Figura 2 - Geometria dell’utensile utilizzato

nel processo di μFSW.

prietà meccaniche della zona soggetta a

rimescolamento dipendono principalmente

dal materiale presente sul retreating

side [5, 9], la presente sperimentazione

è stata condotta posizionando la

lega di alluminio 2024 (a più alta resistenza)

su tale lato e la 6082 sull’advancing

side.

I giunti prodotti sono stati caratterizzati

tramite:

Analisi visiva. Su corona e radice al

fine di valutare l’eventuale presenza

di difetti affioranti.

Analisi metallografica della sezione

trasversale al cordone. I provini

sono stati preparati con tecniche standard

di metallografia ed attaccate chimicamente

con il reagente di Keller

per il lato della lega 2024 e con il reagente

di Barker per quello della 6082.

• Microdurezza. Realizzata con penetratore

Vickers utilizzando un carico

di 100 gf per 15 s. I punti di microdurezza

sono stati prelevati dalle sezioni

trasversali secondo punti appartenenti

ad una matrice 3x53, centrata in corrispondenza

del centro del giunto,

con distanza tra le righe di 0.2 mm e

tra le colonne di 0.25 mm (Fig. 3).

Questa configurazione ha consentito

di rappresentare i dati dell’andamento

della microdurezza in termini di

curve di livello.

• Prova di trazione trasversale. Per

testare l’efficienza del giunto. La

prova è stata condotta su 5 provini al

fine di assicurare l’accuratezza della

misura.

• Prova di trazione longitudinale. Al

fine di caratterizzare il comportamento

meccanico della zona soggetta

a mescolamento. Per condurre questa

prova sono stati estratti dal cordone,

dei microprovini di dimensioni

0.5x4x24 mm (Fig. 4).

Essendo la 2024 una lega ad invecchiamento

naturale, tutti i test sono stati condotti

ad una settimana dalla saldatura per

permettere un recupero sufficiente delle

proprietà meccaniche.

Risultati e discussione

Nel presente studio le leghe di alluminio

2024 e 6082 sono state saldate tramite

μFSW. Tutti i giunti prodotti non hanno

mostrato porosità o altri difetti sia nella

parte superiore sia alla radice della saldatura.

La Figura 5 mostra le macrografie dei

giunti in esame (attaccate con il reagente

di Keller). Dalla differente risposta all’attacco

acido di ogni materiale (Figg.

5a e 5d) la lega 2024 appare di colore

più scuro rispetto alla 6082. La microstruttura

della zona soggetta a mescolamento

risulta principalmente costituita

dal materiale (2024) posizionato sul retreating

side.

Nella Figura 5 sono mostrate anche le

macrografie della lega 6082 (Figg. 5b e

5e) e della 2024 (Figg. 5c e 5f) saldate

con se stesse nelle due combinazioni

Figura 3 - Matrice utilizzata per la misura

della microdurezza.

Figura 4 - Dimensioni (mm) del provino per

la prova di trazione longitudinale.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

195


A.Scialpi et al. - Micro Friction Stir Welding di leghe di alluminio 2024-6082

μFSW 1

Figura 5 - Macrografie dei giunti studiati: a) AA2024-AA6082; b) AA6082-AA6082; c) AA2024-AA2024 nella condizione μFSW 1 ;

d) AA2024-AA6082; e) AA6082-AA6082; f) AA2024-AA2024 nella condizione μFSW 2 .

(μFSW 1 e μFSW 2). A differenza dei

giunti FSW di materiale uguale, nella

sezione trasversale di un giunto dissimile

si individuano otto regioni distinte,

come mostrato nella Figura 6: (a)

metallo base, (b) Zona Termicamente

Alterata (ZTA), (c) Zona Termo-Meccanicamente

Alterata (ZTMA) e (d)

zona soggetta a mescolamento (stirred

zone) per la lega di alluminio 2024, (e)

stirred zone, (f) ZTMA, (g) ZTA e (h)

metallo base per la lega 6082.

La Figura 7 riporta delle micrografie

ottiche di queste regioni.

La stirred zone (Figg. 7d e 7e) è la

regione in cui si registrano le maggiori

deformazioni: l’azione meccanica della

punta dell’utensile e le relativamente

alte temperature generano un processo

di ricristallizzazione dinamica continua

che consente di produrre una struttura

estremamente fine ed equiassiale [12].

Nel caso in esame nella stirred zone è

stata individuata una struttura con dimensione

media dei grani inferiore ai

3 μm. Allontanandosi dal centro della

saldatura, adiacente alla stirred zone si

trova la ZTMA (Figg. 7c e 7f), dove non

si osserva alcuna ricristallizzazione; la

temperatura massima e le deformazioni

registrate in questa regione non sono

sufficienti ad innescare il processo di ricristallizzazione.

Adiacente alla ZTMA,

muovendosi verso il metallo base, si in-

196 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

contra la ZTA, simile a quella osservata

in una convenzionale saldatura per

fusione (Figg. 7b e 7g), dove la dimensione

dei grani è paragonabile a quella

del metallo base. Nella ZTA le temperature

massime in gioco, dell’ordine di

250÷350 °C [13], causano la perdita localizzata

del trattamento termico posseduto

dal metallo. Infine, al di fuori della

zona saldata, si ritrova il metallo base,

non interessato da alcuna modificazione

microstrutturale (Figg. 7a e 7h).

Nella Figura 8 sono riportate le curve di

livello relative alla microdurezza

Vickers dei due giunti dissimili. In entrambi

i casi la distribuzione asimmetrica

della durezza è ben corrispondente

alla microstruttura dei giunti della Figura

5. È evidente come il processo di saldatura

abbia ammorbidito il materiale, riducendo

significativamente, per il lato

con la lega di alluminio 6082 (advancing

side), la durezza da circa 110 HV 0.1 del

metallo base a circa 60 (μFSW 1)

÷70 (μFSW 2) HV 0.1 dell’interfaccia

ZTMA/ZTA. Nella stirred zone della

lega 6082 si è registrato un incremento

nel valore della durezza dovuto alla ricristallizzazione

di una struttura a granulometria

molto fine in accordo con la relazione

di Hall-Patch [18]. Inoltre, dal

confronto tra le due mappe, si evince

come, ad un maggiore contributo in

termini di calore fornito durante la salda-

Figura 6 - Macrografia di un giunto dissimile saldato tramite FSW nella condizione μFSW 2 con

distinzione delle regioni principali.

μFSW 2

a) d)

b) e)

c) f)

tura, indicato dal fattore J, sia associata

una zona termicamente alterata di dimensioni

maggiori e più bassi valori di

durezza, in accordo con quanto accade

per i processi di saldatura per fusione.

Svensson et al. [19-21] hanno mostrato

che nella lega 6082-T6, saldata con se

stessa, il precipitato β”-Mg 5Si 6 (principale

responsabile della durezza) si dissolve

sia nella stirred zone che nella

ZTA durante il riscaldamento quando la

temperatura sale oltre i 200÷250 °C

[20]. Durante il raffreddamento, la precipitazione

di particelle meno indurenti

come β’-Mg 1.7Si ha luogo nella ZTA, ma

non nella stirred zone.

La precipitazione di β’-Mg 1.7Si nella

ZTA è favorita dalla presenza di fasi disperse,

che agiscono come siti di nucleazione

per i precipitati.

Dal momento che la temperatura

massima per la ZTA è di circa 300 °C, la

trasformazione da β’-Mg 5Si 6 a β’-

Mg 1.7Si, per dissoluzione di una fase e

precipitazione della successiva ha luogo

facilmente. Nella stirred zone invece il

picco di temperatura è molto più alto e,

conseguentemente, il raffreddamento

molto più veloce; tutti i precipitati,

Mg-Si, pertanto vanno in soluzione

senza precipitare, anche in presenza di

fasi disperse che agiscono come siti di

nucleazione. Nella stirred zone l’incremento

di microdurezza è da attribuire

alle ridotte dimensioni dei grani.

Per quanto riguarda il retreating side, il

processo di saldatura ha ammorbidito la

lega 2024-T3 con una riduzione di

durezza circa dell’8%. Nella ZTA, l’incremento

di temperatura induce la dissoluzione

di zone GPB (principali respon-


sabili dell’indurimento) sostituite da fini

precipitati S’(S). Queste particelle crescono

all’aumentare della temperatura,

inducendo una caduta nel valore della

durezza all’interfaccia ZTA/ZTMA [17].

Nella ZTMA la frazione GPB è minima

e la frazione S’(S) è massima, portando

ad un minimo nella durezza dovuto alla

a) h)

b) g)

c) f)

d) e)

Figura 7 - Microstrutture ottiche delle otto regioni mostrate nella Figura 6: (a) metallo base

della AA2024, (b) ZTA AA2024, (c) ZTMA AA2024, (d) stirred zone AA2024, (e) stirred zone

AA6082, (f) ZTMA AA6082; (g) ZTA AA6082; (h) metallo base AA6082.

A.Scialpi et al. - Micro Friction Stir Welding di leghe di alluminio 2024-6082

forma grossolana dei precipitati. Nella

stirred zone l’alta temperatura comporta

la presenza di una frazione minore della

fase S’(S) a grana grossa e un livello più

alto di soluto disponibile. Conseguentemente,

dopo la saldatura, può avvenire

la nucleazione di zone GPB, portando ad

una durezza maggiore [17].

La Figura 9 mostra, in forma di box plot,

i valori di UTS in direzione trasversale

per i giunti analizzati. Tale rappresentazione

è utile per rappresentare, oltre alla

media dei valori misurati, anche la dispersione

dei dati.

La lega 2024 nella condizione μFSW 1

(punto di ottimo per la lega in oggetto)

ha mostrato una resistenza trasversale

molto alta (circa il 91% della resistenza

del metallo base - 470 MPa), mentre la

lega 6082 e i giunti dissimili hanno mostrato

la resistenza massima nella condizione

μFSW 2 (ottimo per la 6082 saldata

con se stessa); per entrambi è stato raggiunto

circa il 69% della resistenza del

metallo base della 6082-T6 (330 MPa).

Quando la lega 2024 è saldata nella condizione

μFSW 2 si registra una considerevole

riduzione nelle proprietà meccaniche,

mentre per la lega 6082 saldata

con se stessa nella condizione μFSW 1 la

diminuzione di resistenza trasversale è

minima. La resistenza del dissimile è

molto vicina a quella della lega 6082

saldata con se stessa sia nelle combinazioni

μFSW 1 che μFSW 2. Per i dati relativi

a tutti i giunti studiati si è registrata

una variabilità molto limitata, eccezion

fatta per quelli riguardanti la lega 2024

nella condizione μFSW 2.

Inoltre, è stato osservato come questa

stessa lega sia la più sensibile al cambiamento

delle condizioni di saldatura.

Nei giunti simili la rottura è avvenuta all’interno

del cordone.

Tale evento non è da imputarsi ad eventuali

difetti, ma piuttosto alla riduzione

di spessore (pari a circa il 12.5%) determinata

dall’azione di forgiatura esercitata

dalla spalla dell’utensile.

Si può, quindi, concludere che per questi

giunti realizzati tramite μFSW, le proprietà

meccaniche della stirred zone non

sono sufficienti a compensare la riduzione

di spessore ed evitare la rottura all’interno

del cordone.

Per i giunti dissimili la rottura è stata,

invece, osservata nel punto a durezza

minima, individuabile dalle curve di

livello della Figura 8.

Le Figure 10 e 11 mostrano le curve

sforzo-deformazione per la prova di trazione

trasversale rispettivamente per le

condizioni μFSW 1 e μFSW 2. Con l’eccezione

della lega 2024 saldata con se

stessa nella condizione μFSW 2, che si è

rotta all’inizio del tratto plastico, tutte le

curve esibiscono un comportamento

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

197


A.Scialpi et al. - Micro Friction Stir Welding di leghe di alluminio 2024-6082

Retreating side Advancing side

classico con proprietà molto buone in

termini di snervamento, UTS e allungamento

percentuale.

Il giunto dissimile e la lega 6082 (lega

con minori proprietà meccaniche)

saldata con se stessa hanno mostrato in

entrambe le condizioni valori della resistenza

non molto differenti (questo potrebbe

essere considerato un indice della

qualità dei giunti dissimili).

Al contrario, l’elongazione percentuale

del dissimile è intermedia fra quelle dei

giunti simili 2024 e 6082 nelle stesse

condizioni di carico. Ciò è dovuto alla

differente resistenza meccanica dei due

materiali.

La Figura 12 mostra la curva sforzo-deformazione

relativa alla stirred zone per

la prova di trazione nella direzione longitudinale

per il giunto 2024-6082 nella

condizione μFSW 2.

Rispetto a quanto riportato nella Figura

11, la resistenza del materiale risulta aumentata

significativamente; causa principale

è la struttura dei grani più uniforme

e sottile.

La stirred zone ha, inoltre, mostrato un

migliore comportamento meccanico, se

paragonato a quello del metallo base

della lega 6082, grazie alla sua macrostruttura

dipendente principalmente

dalla lega 2024.

Conclusioni

μFSW 1

μFSW 2

Figura 8 - Mappa relativa alla microdurezza

dei giunti AA2024T3-AA6082T6 saldati nelle

condizioni μFSW 1 e μFSW 2 .

Sono state saldate con successo le leghe

di alluminio 2024-T3 e 6082-T6 partendo

da lamiere di spessore di 0.8 mm.

Sui giunti prodotti possono essere tratte

le seguenti conclusioni:

1. nella microstruttura del giunto dissimile

si distinguono otto zone: (1)

metallo base, (2) ZTA, (3) ZTMA e

(4) stirred zone per la lega 2024 e (5)

198 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

UTS (MPa)

stirred zone,

(6) ZTMA, (7)

ZTA e (8)

metallo base

per la lega 6082. L’utilizzo di un utensile

non filettato ha prodotto, nella

zona centrale della saldatura, due distinte

stirred zone, una per ogni lega;

2. è stato rappresentato l’andamento

della microdurezza per i due giunti

dissimili tramite curve di livello. Esse

hanno evidenziato il brusco calo dei

valori di microdurezza passando dal

lato 2024 a quello 6082 e l’effetto dei

parametri di processo sulla estensione

della ZTA della 6082;

3. la resistenza meccanica dei giunti dissimili

nella direzione trasversale è

molto vicina a quella dei giunti 6082

in entrambe le condizioni di saldatura,

mostrando una variabilità dei dati

molto limitata. In entrambe le condizioni

la frattura è stata registrata sul

lato della 6082, dove la riduzione di

spessore e il decadimento dei valori di

microdurezza hanno prodotto il punto

più debole.

L’allungamento

% del giunto dissimile

è stato

sempre intermedio

a quello dei

giunti 2024 e

6082;

4. per il giunto dissimile

e per la lega

6082 saldata con

se stessa non è

stato osservato

nessun cambiamentosignificativo

del comport

a m e n t o

meccanico nelle

due condizioni di

Sforzo (MPa)

μFSW 2

Figura 9 - Box-plot per la UTS.

saldatura analizzate, diversamente

dalla lega 2024 saldata con se stessa;

5. risultano notevolmente migliorate le

proprietà meccaniche del giunto dissimile

in direzione longitudinale rispetto

a quella trasversale. Nella direzione

longitudinale la resistenza del

dissimile è stata molto più alta di

quella del metallo base della lega

6082, grazie alla macrostruttura della

stirred zone, composta principalmente

dalla lega 2024.

Ringraziamenti

Gli autori desiderano ringraziare N.J.

Teh (TWI) per il proprio contributo al

presente lavoro, l’Arsenale della Marina

Militare di Taranto e il MIUR per il finanziamento

alla ricerca.

Prova di trazione trasversale

Deformazione (%)

μFSW 2

Figura 10 - Curva sforzo-deformazione della

prova di trazione trasversale per i giunti

saldati nella condizione μFSW 1 .


Sforzo (MPa)

Prova di trazione trasversale

Figura 11 - Curva sforzo-deformazione della

prova di trazione trasversale per i giunti

saldati nella condizione μFSW 2 .

Bibliografia

A.Scialpi et al. - Micro Friction Stir Welding di leghe di alluminio 2024-6082

Sforzo (MPa)

Prova di trazione longitudinale

Figura 12 - Curva sforzo-deformazione della

prova di trazione longitudinale per il giunto

AA2024-AA6082 saldato nella

condizione μFSW 2 .

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➠ segue

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

199


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A.Scialpi et al. - Micro Friction Stir Welding di leghe di alluminio 2024-6082

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Agostino SCIALPI, si è laureato con lode in Ingegneria

Meccanica presso il Politecnico di Bari nel

2002. Nel 2006 ha conseguito il titolo di Dottore di

Ricerca in Ingegneria per l’Ambiente e il Territorio

presso il Politecnico di Bari. Dal 2002 collabora con

il Dipartimento di Ingegneria Meccanica e Gestionale

e il Dipartimento di Ingegneria per l’Ambiente

e lo Sviluppo Sostenibile del Politecnico di Bari su

tematiche di ricerca inerenti i processi di saldatura;

in particolare si è occupato di saldature non convenzionali

di leghe leggere e di simulazione numerica.

Dal 2003 si occupa di Friction Stir Welding di leghe

di alluminio e di termoplastici. È autore di 28 pubblicazioni

scientifiche. Ha partecipato a due progetti

di ricerca finanziati dal MURST sulla saldatura

delle leghe leggere e sulla Friction Stir Welding.

Paolo CUOMO,ha conseguito nel Settembre 2005 la

laurea quinquennale in Ing. Meccanica presso il Politecnico

di Bari discutendo una tesi in Tecnologia

Meccanica dal titolo “Studio sperimentale del processo

di Friction Stir Welding su leghe di alluminio

2024-T3 e 6082-T6”, coadiuvato e diretto nel suo

lavoro dal Prof. Ing. A.D. Ludovico, dal Prof. Ing.

L.A.C. De Filippis e dal D.d.R. Ing. A. Scialpi. Già

collaboratore in attività sperimentali e di ricerca

sempre presso il Politecnico di Bari, attualmente è

impiegato presso lo stabilimento Fiat Veicoli Commerciali

Leggeri di Atessa (CH) dove, oltre ad essere

analista addetto al controllo statistico di processo

(SPC) nella Unità Operativa Lastratura, si occupa

dell’implementazione del sistema di produzione

World Class Manufacturing (WCM).

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

Luigi A.C. DE FILIPPIS, laureato in Ingegneria

Meccanica presso il Politecnico di Bari nel 1998, ha

acquisito il titolo di Dottore di Ricerca in “Ingegneria

dei Sistemi Avanzati di Produzione” presso il Politecnico

di Bari nel 2001. Dal 2002 è docente nell’area

“Tecnologie e Sistemi di Lavorazione” presso

la Facoltà II di Ingegneria del Politecnico di Bari in

qualità di ricercatore universitario. Alla didattica affianca

attività di ricerca su tematiche inerenti, tra

l’altro, i processi di saldatura non convenzionali di

leghe leggere e la simulazione numerica. È autore di

circa 50 pubblicazioni scientifiche su riviste e a congressi

internazionali e nazionali. Ha partecipato a

diversi programmi di ricerca finanziati da organismi

nazionali ed internazionali. Dal Luglio 2005 è presidente

della Welding Engineering Center - WEC s.r.l.

Società Spin Off del Politecnico di Bari. È Responsabile

della Didattica per il Master di I Livello in “Ingegneria

della Saldatura” (Novembre 2006 - Luglio

2007) c/o il Politecnico di Bari.

Pietro DI SUMMA, laureato in Ingegneria Meccanica

presso il Politecnico di Torino nel 1988, possiede

una approfondita conoscenza della metallurgia

e saldabilità dei materiali metallici maturata nell’ambito

dello sviluppo e coordinamento delle attività

di Ingegneria della Saldatura (Welding & NDT

Coordination) di numerosi progetti EPCI per la realizzazione

di piattaforme off-shore, sea-line, pipeline,

componenti/impianti per il settore energetico ed

oil & gas. È certificato European/International

Welding Engineer, European Welding Inspector Engineer,

Welding Engineer secondo le Canadian Standard

W47.1, NDT Operator Level 2 secondo UNI EN

473 per i metodi MT-PT-RT-UT. Ha operato in

Belleli Offshore (Taranto) dal 1990 al 1998 come responsabile

dell’Ufficio Saldatura, in Intermare

Sarda / Gruppo Saipem dal 1998 al 2001 come

Welding & QC Manager e dal 2002 è socio e ricopre

la posizione di Responsabile Servizi di Ingegneria di

STAFF s.r.l (Taranto), società di servizi di ingegneria

e saldatura operante prevalentemente nel settore

delle costruzioni saldate e fondatrice nel 2005, della

Welding Engineering Center - WEC s.r.l. Società

Spin Off del Politecnico di Bari.


Eddy Current Array:

evoluzione del sistema per l’ispezione di

saldature nel campo aerospaziale (°)

A. Camassa *

U. Piazza *

Sommario / Summary

Il sistema Eddy Current Array con sonda multi-elemento è

stato acquisito da Alcatel Alenia Space Italia nel 1999 per

l’ispezione della superficie delle saldature plasma, in lega di

alluminio, dei moduli spaziali pressurizzati.

L’obiettivo iniziale era di qualificare un metodo ispettivo, alternativo

ai liquidi penetranti, in grado di ridurre i tempi di

preparazione e ispezione delle superfici della saldatura.

Prima di introdurre il sistema nel flusso produttivo è stata eseguita

una campagna di test per la qualifica del sistema stesso.

Il sistema Eddy Current Array è stato, negli anni, aggiornato,

migliorato e reso più flessibile col fine di applicarlo ad altre

tipologie di prodotti saldati (es. serbatoio saldato per Friction

Stir Welding e saldature in lega di titanio) di varie dimensioni

e forme passando da un’ applicazione prettamente di “manufacturing”

ad ispezioni “in service”.

The Eddy Current Array system with multi-elements probe

has been acquired by Alcatel Alenia Space Italia in 1999 for

the surface inspection of plasma weldings (VPPA), in aluminium

alloy, belong to pressurized space modules.

(°) Memoria presentata al Convegno: “Applicazione di tecniche PND

non convenzionali” - Genova, 30 Novembre 2006.

* Alcatel Alenia Space Italia - Torino.

The initial target was to qualify the inspection method, in alternative

to dye penetrant, able to reduce the preparation and

inspection times of welding surfaces.

Before the system application in the manufacturing flow,

several tests have been performed in order to qualify the

system itself.

The Eddy Current Array system has been upgraded, improved

and made more flexible with the aim of its application on

other welded products with different shapes (e.g. Friction Stir

Welding tank and titanium alloy welds). Its use started from a

“manufacturing” use and it has become also an “in service”

application.

Keywords:

Aerospace; AlCu alloys; aluminium alloys; automatic

control; defects; eddy current testing; fatigue cracks; measuring

instruments; mismatch; nondestructive testing; plasma

welding; rockets.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

203


A. Camassa e U. Piazza - Eddy Current Array: evoluzione del sistema per l’ispezione di saldature nel campo aerospaziale

1. Sistema Eddy Current Array

La tecnologia array consente di gestire

una serie di bobine, opportunamente collegate

e funzionanti in modo sequenziale,

connesse ad uno strumento Eddy

Current multi-canale. I segnali acquisiti

dalle bobine e abbinati alla posizione

della stessa, tramite un encoder, sono

rappresentati sottoforma di mappa

C-SCAN (vista in pianta della superficie

ispezionata).

Il sistema Eddy Current Array (ECA) acquisito

nel 1999 da Alcatel Alenia Space

Italia era composto da:

• strumento Eddy Current R/D Tech

TC 5700 multi-frequenza e multicanale

in grado di gestire fino a 48

canali sequenziali oppure 8 canali

singoli

• sonda multi-elemento

• software di gestione, analisi e archiviazione

dati

• sistema di movimentazione e posizionamento

sonda.

1.1 Strumento Eddy Current

Il TC5700 R/D TECH è uno strumento

multi-frequenza (fino ad 8) e multicanale

in grado di gestire fino a 48 canali

sequenziali (mediante multiplexer

esterno) oppure 8 canali indipendenti.

Il range di frequenza di utilizzo varia da

1 kHz a 4 MHz.

1.2 Sonda multi-elemento

L’ispezione di un cordone di saldatura è

eseguita con una sonda multi-elemento

costituita da 24 bobine di tipo assolute

opportunamente collegate e funzionanti

in modo sequenziale sfruttando solo 4

canali dello strumento (Fig. 1).

Dalle combinazioni delle 24 bobine si

ottengono 12 combinazioni di bobine

definite assiali, utili per rilevare eventuali

difetti posti parallelamente al

cordone di saldatura, e 10 combinazioni

di bobine perpendicolari utili per rilevare

difetti posti trasversalmente al

cordone di saldatura. Le combinazioni di

entrambe rilevano difetti posti a 45°.

204 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

Figura 1 - Sonda multi-elemento 24 bobine.

Figura 2 - Schema di funzionamento.

Prendendo come esempio la configurazione

della Figura 2 la bobina singola si

comporta alternativamente come emettitore

e ricevitore e va ad interagire con la

bobina di fianco ed in basso. In questo

modo con la combinazione 1-2 è possibile

rilevare difetti perpendicolari alla

saldatura mentre con la combinazione 1-

3 è possibile rilevare difetti paralleli alla

saldatura.

Il diametro di ingombro della singola

bobina è di circa 3 mm mentre il campo

di lavoro della sonda è di circa 16 mm

assialmente e 14 mm trasversalmente.

La frequenza di lavoro è di 800 kHz.

1.3 Software MULTIVIEW

Il software MULTIVIEW permette di

gestire e modificare i parametri dello

strumento Eddy

Current, archiviare

ed analizzare

i dati acquisiti

anche in

tempi successivi.

Di fatto alla fine

della scansione il

software MULTI-

VIEW costruisce

quattro C-SCAN

definiti “axial V”,

“axial H”, “perp

V” e “perp H” relativi

alla componente

del segnale

utilizzato ed al

tipo di bobine utilizzate

per la costruzione

del C-

SCAN stesso.

Il segnale relativo ad ogni singola combinazione

di bobine viene salvato e

può essere analizzato successivamente

(Fig. 3).

1.4 Sistema di movimentazione e

posizionamento sonda

Il sistema di movimentazione permette

di spostare la sonda sulla superficie della

zona da ispezionare. È costituito da una

serie di attrezzature che variano in funzione

della configurazione oggetto dell’ispezione

(Fig. 4).

Nel caso di saldature longitudinali

prevede l’utilizzo di una guida motorizzata

sulla quale è agganciato un portasonda

contenente la sonda stessa. Questa

guida meccanica viene montata su una

barra che viene agganciata ai capi del

tratto di saldatura da ispezionare. Nel

caso di saldature circonferenziali, con il

portasonda, viene montato su un carrello

motorizzato mentre la saldatura viene

posta in rotazione.

2. Ispezione saldatura plasma

AL2219

2.1 Modulo pressurizzato

I moduli pressurizzati sono ottenuti assemblando

differenti particolari (anelli

forgiati, pannelli rinforzati) mediante

saldatura plasma (VPPA) secondo le

configurazioni longitudinale, radiale e

circonferenziale per una lunghezza

media totale di circa 100 m ispezionati al

100% da ambo i lati (Fig. 5).

45° defect

45° defect

Figura 3 - Mappa C-SCAN.

0° defect

90° defect


Staffa

Figura 4 - Sistema di movimentazione sonda.

Le caratteristiche principali della struttura

primaria sono:

• materiale Al 2219 T851

diametro ~4200 mm

• lunghezza ~10000 mm

• spessore saldatura 7 mm

Le caratteristiche geometriche del

cordone di saldatura, dopo l’operazione

di rasatura, sono riportate nella Figura 6;

nella zona da ispezionare è compresa la

zona termicamente alterata.

Le cricche superficiali sono i principali

difetti che devono essere rilevati. Questa

tipologia di difetto può essere riscontrata

durante la prima ispezione (saldatura automatica

plasma) o dopo l’operazione di

riparazione manuale (saldatura TIG); le

cricche possono essere localizzate in differenti

posizioni rispetto all’asse longitudinale

di saldatura.

2.2 Qualifica del sistema ECA

Prima di applicare il sistema ECA per

l’ispezione delle strutture primarie di

space

available

Barra

Space available

inspection zone

inspection

zone

A. Camassa e U. Piazza - Eddy Current Array: evoluzione del sistema per l’ispezione di saldature nel campo aerospaziale

Sistema di movimentazione

Saldatura

b

d

b (mm) d (mm)

60 mm 25 mm 0.1±0.1 0.1±0.1

Collegamento

sonda/TC5700

Portasonda/encoder

Collegamento

encoder/TC5700

Supporto

Porta

seriale

Computer

moduli pressurizzati, è stata eseguita una

campagna di test col fine di dimostrare

la capacità del sistema di rilevare difetti

superficiali diversamente orientati e posizionati

nella zona da ispezionare

(cordone di saldatura e zona termicamente

alterata).

I test sono stati strutturati nel seguente

modo:

• rilevamento difetti artificiali;

• rilevamento cricche di fatica;

• rilevamento cricche naturali;

• rilevamento difetti artificiali inseriti

in campioni affetti da “mismatch”

(disallineamento dei lembi).

Figura 6 - Geometria della saldatura. Figura 7 - Schema di posizionamento difetti artificiali.

Figura 5 - Modulo saldato pressurizzato.

2.2.1 Rilevamento difetti artificiali

In una serie di campioni, simili per caratteristiche

geometriche e chimicofisiche

ai particolari reali, sono stati inseriti,

per elettroerosione, dei difetti

artificiali. Ogni campione è stato serializzato

e per ogni difetto artificiale è

stato fatto un calco per determinarne le

reali dimensioni.

Questi stessi campioni sono stati utilizzati

per la taratura del sistema, all’inizio

e alla fine di ogni ispezione, e per la valutazione

di eventuali difettologie.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

205


A. Camassa e U. Piazza - Eddy Current Array: evoluzione del sistema per l’ispezione di saldature nel campo aerospaziale

Signal relative to

longitudinal measure

Signal relative to

transversal measure

Longitudinal

measure

Isometric rapresentation

of the signal

Figura 8 - C-SCAN - Cricca di fatica.

Figura 9 - Macrografia - Cricca di fatica.

Tutti i difetti artificiali sono stati rilevati

con un rapporto segnale/rumore maggiore

di 3:1 (Fig. 7).

2.2.2 Rilevamento cricche di fatica

Per verificare la sensibilità e l’affidabilità

del sistema, sono stati prodotti

diversi campioni contenenti cricche di

fatica di diverse dimensioni, orientamenti

e posizioni. Attraverso l’introduzione

di piccoli intagli semiellittici in

campioni che successivamente sono stati

sottoposti a cicli di fatica sono state generate

delle cricche di fatica. Parte di

questi campioni sono stati utilizzati per

la calibrazione del sistema mentre i restanti

sono stati distrutti in modo da documentare

la reale lunghezza e profondi

della cricca e comparare il risultato

con il segnale eddy current. Le profondi

delle cricche ottenute variano da un

minimo di 0,4 mm ad un massimo di

0,95mm. Il sistema eddy current è stato

in grado di rilevarle sempre con un rapporto

segnale/rumore di 3:1 (Figg. 8 e 9).

2.2.3 Rilevamento cricche naturali

Per rimuovere eventuali difettologie rilevate

dai controlli non distruttivi

vengono eseguite localmente delle ripa-

206 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

Transversal

measure

C-SCAN relative to

imaginary component

of the signal

“B” crack

“A” crack

razioni manuali con tecnica TIG.Per simulare

difetti tipici della riparazione è

stato preparato un campione contenente

difetti superficiali ed interni. Questo

campione è stato sottoposto a controllo

radiografico ed eddy current. Il campione

così ottenuto contiene delle

cricche che si sviluppano in modo

casuale con differenti orientamenti.

Il sistema ECA ha rilevato il principale

orientamento della cricca; inoltre ha mostrato

una buona risoluzione nell’identificare

cricche più piccole poste in prossimità

di quelle maggiori (Figg. 10 e 11).

2.2.4 Rilevamento difetti artificiali

inseriti in campioni affetti da

“mismatch”

Uno dei principali problemi riscontrati

nell’applicazione del sistema ECA in

produzione è la presenza di “mismatch”

nella saldatura. Il “mismatch” (massimo

consentito 0,8 mm) genera una situazione

di allontanamento di alcune

bobine dalla superficie della sonda (liftoff)

con conseguente perdita di sensibilità

locale.

Per questo motivo è stato costruito un

campione affetto da “mismatch” contenente

tre difetti artificiali diversamente

orientati.

Anche in questo caso i difetti artificiali

sono stati rilevati, aumentando l’amplificazione,

con un rapporto segnale rumore

maggiore di 3:1 (Figg. 12 e 13).

2.3 Limitazioni del sistema ECA

L’applicazione del sistema ECA sui particolari

di produzione ha evidenziato le

seguenti limitazioni:

“A” crack

Crack’s

orientation

“B” crack

Figura 10 - C-SCAN - Cricche naturali.

Figura 11 - Macrografia - Cricca naturale.

• necessità di eseguire due scansioni

parallele per ogni tratto di saldatura

in quanto il campo di lavoro della

sonda non permette di ricoprire tutta

la zona da ispezionare;

• riduzione della sensibilità di ispezione

in condizioni di elevato “mismatch”;

difficoltà di posizionamento delle

meccaniche portasonda;

• impossibilità di ispezionare le saldature

circonferenziali cilindro in

quanto la meccanica portasonda non

possedeva l’opportuna rigidezza.

3. Evoluzione del sistema ECA

Il sistema ECA è stato migliorato modificando

la sonda multi-elemento ed il

sistema di scansione.

Questo ha permesso di superare le limitazioni

riscontrate con il vecchio sistema

e di renderlo piu flessibile per l’applicazione

su differenti configurazioni di saldatura.

3.1 Nuova sonda multielemento

La sonda multi-elemento di nuova generazione

è costituita da 42 bobine di tipo


Signal relative to

longitudinal measure

Signal relative to

transversal measure

assoluto opportunamente collegate e

funzionanti in modo sequenziale sfruttando

gli 8 canali dello strumento.

Dalle combinazioni delle 42 bobine si

ottengono 21 combinazioni di bobine

definite assiali, utili per rilevare difetti

posti parallelamente al cordone di saldatura,

e 18 combinazioni di bobine perpendicolari

utili per rilevare difetti posti

trasversalmente al cordone di saldatura.

Le combinazioni di entrambe rilevano

difetti posti a 45°.

Il campo di lavoro della sonda è di circa

25 mm sia assialmente che trasversalmente.

La frequenza di lavoro è di 800 kHz. Le

bobine sono annegate in un supporto

flessibile che si adatta alla superficie da

ispezionare in modo da ridurre l’effetto

di allontanamento delle bobine dalla

superficie stessa (Fig. 14) in conseguenza

di variazioni geometriche del

giunto.

Anche la nuova sonda, prima di essere

utilizzata su strutture “di volo”, è stata

qualificata.

3.2 Sistema di movimentazione sonda

Al posto del vecchio sistema di movimentazione

è stato realizzato un

A. Camassa e U. Piazza - Eddy Current Array: evoluzione del sistema per l’ispezione di saldature nel campo aerospaziale

Longitudinal

measure

Isometric rappresentation

of the signal

Figura 12 - C-SCAN - Difetto artificiale.

Figura 13 - Macrografia - “mismatch”.

Transversal

measure

C-SCAN relative to

imaginary component

of the signal

“mouse” con

encoder in grado

di ospitare le due

tipologie di

sonda (Fig. 15).

Lo spostamento

del “mouse”

avviene manualmente

rendendo

l’operazione di

ispezione più semplice e flessibile in

funzione delle diverse tipologie di saldatura.

Per assicurare il centraggio della sonda

durante lo spostamento è stata costruita

una serie di guide in materiale plastico

che seguono la geometria della saldatura

da ispezionare.

Il posizionamento della guida è assicurato

da una serie di ventose collegate ad

una pompa che genera il vuoto al loro

interno (Fig. 16).

4. Applicazione del sistema ECA

sul prodotto finale

Attualmente il sistema ECA è utilizzato

per l’ispezione di tutte le tipologie di saldatura

plasma in lega di alluminio

(radiali, longitudinali, circonferenziali).

La nuova sonda consente di eseguire

l’ispezione di un tratto di saldatura con

una sola passata mentre le guide meccaniche

sono semplici e facili da montare

(Fig. 17).

In alcuni casi (Fig. 18) il particolare da

ispezionare presenta delle guide naturali

(esempio alette, anelli) che possono

essere sfruttate per la scansione. La velocità

di scansione non deve essere

troppo elevata per evitare di perdere informazioni

utili dell’ ispezione.

4.1 Analisi delle scansioni e risultati

delle ispezioni

Alla fine di ogni ispezione le informazioni

acquisite vengono analizzate e successivamente

archiviate.

Figura 14 - Sonda multi-elemento 42 bobine.

Ogni acquisizione corrisponde ad un

tratto di saldatura di circa 500 mm. L’analisi

prevede inizialmente di verificare

che durante la scansione le bobine non

si siano allontanate eccessivamente

dalla superficie e successivamente di visualizzare,

con un ingrandimento opportuno,

i C-SCAN relativi alle diverse

rappresentazioni dei segnali eddy

current.

Eventuali indicazioni riscontrate sulle

mappe C-SCAN sono soggette ad una

ispezione supplementare, mediante

sonda puntiforme, allo scopo di determinarne

la natura, posizione e orientamento

dell’anomalia rilevata.

Nella Figura 19 è rappresentata la mappa

di un difetto rilevato durante l’ispezione

di una saldatura circonferenziale.

In basso è riportata la foto del difetto

dopo l’applicazione di un liquido penetrante.

Figura 15 - Mouse con encoder.

Figura 16 - Sistema di guida del mouse.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

207


208

A. Camassa e U. Piazza - Eddy Current Array: evoluzione del sistema per l’ispezione di saldature nel campo aerospaziale

5. Altre applicazioni

L’evoluzione del sistema ECA ha reso

possibile la sua applicazione anche “in

service” quindi su strutture pressurizzate

che hanno compiuto delle missioni. Per

le caratteristiche stesse della metodologia

eddy current è stato possibile reispezionare

delle saldature protette con un

primer dove non sarebbe stato possibile

applicare la metodologia dei liquidi penetranti

salvo rimuovendo il primer

stesso.

Il sistema ECA trova anche la sua applicazione

per ispezionare giunti saldati

mediante altre tecniche quali ad esempio

Friction Stir Welding su leghe di alluminio

(2219, 2195, 7050) in abbinamento

al controllo volumetrico dei giunti eseguito

mediante la tecnica ultrasonora

Phased Array (Fig. 20).

6. Future applicazioni

Un’ulteriore applicazione della tecnologia

ECA è attualmente indirizzata per

Figura 17 - Guida meccanica.

Figura 18 - Guida naturale.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

l’ispezione di saldature TIG in lega di

titanio (materiale Ti6Al4V).

Questo tipo di saldatura viene utilizzato

su serbatoi di propellente che, per la loro

stessa configurazione, presentano una o

più saldature non accessibili sul lato

interno e quindi non ispezionabili mediante

liquidi penetranti.

Lo sviluppo delle sonde dedicate per

ogni specifica applicazione, in termini

di: design delle bobine, supporto delle

bobine, frequenza di ispezione, viene

fatto attraverso l’ispezione di provini

saldati contenenti intagli, eseguiti per

elettroerosione, con dimensioni prossime

al difetto critico ammissibile.

Come per l’applicazione sulla lega

leggera, l’ispezione verrà qualificata mediante

la dimostrazione della sensibilità

del metodo su campioni contenenti

difetti di diversa natura (naturali ed artificiali).

7. Conclusioni

L’obiettivo iniziale, di creare un’applicazione

alternativa al metodo liquidi penetranti

per l’ispezione di saldature in

lega leggera, è stato ampiamente raggiunto.

Inoltre la successiva evoluzione

del sistema ECA ha portato notevoli miglioramenti

in termini di versatilità, sensibilità

ed applicabilità; in particolare:

• riduzione dei tempi di controllo attraverso

l’utilizzo di sonde con un

numero maggiore di bobine (riduzione

del numero di scansioni);

• aumento della sensibilità di ispezione

mediante sonde con supporto flessi-

Figura 19 - C-SCAN e difetto reale.

Figura 20 - Applicazione FSW.

bile (superamento del problema in

caso di geometrie variabili);

• applicazioni diverse quali ispezioni

su saldature FSW;

• applicazioni “in service” su particolari

verniciati;

• ispezioni su configurazioni di geometrie

complesse.

Angelo CAMASSA, diploma in Elettronica Industriale, è tecnologo dei controlli

non distruttivi presso il Laboratorio Materiali e Processi in Alcatel

Alenia Space Italia presso lo stabilimento di Torino. Nel 2000 ha conseguito

la certificazione Livello 3 ASNT NDT nel metodo Correnti Indotte ed è responsabile

tecnico dello sviluppo e dell’applicazione industriale del metodo

Correnti Indotte. Dal 2001 è riconosciuto dall’ Italian NDT National Board

(ITANDTB) Livello 3 Padre Fondatore.

Umberto PIAZZA, diploma di maturità scientifica, dal 1996 è responsabile

del laboratorio Controlli Non Distruttivi nell’ambito del Laboratorio Materiali

e Processi di Alcatel Alenia Space Italia presso lo stabilimento di Torino.

Dal 1992 è certificato come Livello 3 nel metodo radiografico. Nel 1999 ha

conseguito la certificazione Livello 3 ASNT NDT nel metodo Radiografico.

Dal 2004 è nominato Livello 3 Responsabile per la gestione della certificazione

del personale operante nei controlli non distruttivi. Dal 2001 è riconosciuto

dall’ Italian NDT National Board (ITANDTB) Livello 3 Padre Fondatore.


Corso di qualificazione ad International Welding

Inspector

Chievo (VR) 2007

L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA organizza presso l’Istituto “Antonio Provolo” di

Chievo (VR) 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.

Gli interessati potranno partecipare alla presentazione del Corso, in forma gratuita e

non impegnativa, programmata presso lo stesso Istituto “Antonio Provolo” (Via A.

Berardi, 9) il giorno 21 Giugno 2007, alle ore 15.30.

Chi fosse interessato a partecipare alla presentazione suddetta è pregato di segnalare il

proprio nominativo alla Segreteria dell’Istituto Italiano della Saldatura (Sig.ra Mariapia

Ramazzina, Divisione Formazione, tel. 010 8341371, fax 010 8367780, email mariapia.ramazzina@iis.it).

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 periodi non consecutivi, secondo il seguente calendario:

Modulo Welding Technology: da Settembre a Novembre 2007

Modulo Welding Inspection: da Dicembre 2007 a Marzo 2008

Conseguimento del Diploma

Chi sia risultato in possesso dei requisiti di ingresso ed abbia completato il percorso formativo potrà

accedere agli esami finali nelle sessioni programmate successivamente alla fine del Corso.

Le domande di iscrizione agli esami dovranno essere indirizzate all’Area Certificazione Figure Professionali

(tel. 010 8341307, e-mail angela.grattarola@iis.it).

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.


Fondamenti di

Risk Management - Applicazione

alla fabbricazione mediante saldatura

M. Scasso *

Sommario / Summary

Qualunque intrapresa produttiva, in qualsivoglia settore merceologico,

fonda le ragioni del proprio successo su due fattori

essenziali: l’innovazione tecnologica e il controllo del processo

di fabbricazione.

È banale osservare che in assenza di innovazione ogni processo

produttivo “invecchia” e, in una dinamica di sviluppo,

cessa di realizzare profitto.

La stessa evidenza accompagna anche il secondo fattore:

ovvero il controllo del processo di fabbricazione. Dove il

termine “controllo” va inteso nell’accezione anglosassone di

“tenere sotto controllo”, rispetto a tutti i riferimenti la cui non

osservanza può creare, in modo diretto o indiretto, detrimento

all’intrapresa durante il percorso di realizzazione del prodotto/servizio.

Questi riferimenti riguardano certamente l’adeguatezza delle

caratteristiche del prodotto/servizio e l’analisi dei costi di realizzazione,

ma anche gli aspetti finanziari, gestionali, commerciali,

legislativi, normativi e assicurativi, ambientali e di

sicurezza del processo di fabbricazione.

“Risk management” dunque: da considerarsi come obbiettivo

strategico meritevole degli investimenti necessari che, tutto

sommato, sono modesti ed orientati alla coscienza e alla conoscenza,

piuttosto che all’acquisizione di beni strumentali.

Every productive enterprise, in whatever merchandise sector,

grounds the reasons of its success on two essential factors:

* Istituto Italiano della Saldatura - Genova.

the technological innovation and its process fabrication

control.

It‘s trivial to observe that in lack of innovation each productive

process “gets old” and, in a developing dynamics, stops

realising profit.

The same evidence accompanies also the second factor: that

is the fabrication process control, with regards to all the references

whose not observance can create, in a direct or indirect

way, harm to the enterprise along the product/service realisation

path.

Such terms surely refer to the fitness of the product/service

characteristics and the production cost analysis, but also the

financial, managerial, commercial, legislative, normative,

insurance related, environmental and safety related aspects

of the fabrication process.

“Risk Management” then: to be considered as a strategic

target worth the necessary investments that, after all, are

moderate and oriented to the awareness and knowledge,

more than the acquisition of capital goods.

Keywords:

Management; quality control; risk evaluation; welding.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

211


M. Scasso - Fondamenti di Risk Management - Applicazione alla fabbricazione mediante saldatura

1. Introduzione

Ogni organizzazione ha una “mission” e

pertanto, in termini assolutamente generali,

deve porsi il problema di proteggersi

nei confronti di eventi che possono

“mettere a rischio” il perseguimento di

questo obbiettivo fondante (e, di conseguenza,

di tutti gli obbiettivi intermedi

che gli sono propedeutici). I rischi, intesi

come “possibilità di danno”, afferiscono

dunque alle situazioni di incertezza, con

possibili evoluzioni negative, a cui ogni

organizzazione è esposta nello svolgimento

della sua attività.

Per lungo tempo le imprese hanno affrontato

i differenti tipi di rischio in

maniera specifica e scollegata; oggi,

invece, esistono metodologie di “definizione

e controllo”, raccolte in un approccio

sistematico noto come “Risk Management”,

che consentono una ragionevole

difesa dal possibile verificarsi di

eventi portatori di danno.

Il Risk Management può essere definito,

pertanto, come “il complesso di azioni,

integrato nel più ampio contesto dell’organizzazione

aziendale, volto a valutare

e misurare potenziali situazioni di rischio

nonché a elaborare le strategie necessarie

per la loro gestione”. Ovviamente il Risk

Management può essere rivolto a tutte o

solo ad alcune delle “diverse tipologie di

rischio potenziale”, ovvero alle specifiche

aree di possibile incertezza che interessano

la vita dell’azienda.

I rischi d’impresa sono normalmente

classificati in tre grandi categorie:

• rischi inerenti il contesto esterno (ad

es.: emanazione di leggi e/o regolamenti

sfavorevoli; cambiamenti negativi

nelle condizioni di mercato; innovazioni

tecnologiche che

favoriscono i competitori; ecc.);

• rischi inerenti la gestione operativa

(ad es.: non rispetto dei requisiti contrattuali;

possibile perdita di quote di

mercato; possibile perdita di competenze;

possibili danni fisici al personale;

possibile inquinamento ambientale;

ecc.);

212 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

• rischi inerenti la gestione finanziaria

(ad es.:difficoltà di recupero dei

crediti commerciali; variazioni sfavorevoli

dei tassi di cambio; squilibri

nella liquidità; ecc.).

Ciascuno di questi rischi può comportare

danni diretti e/o indiretti all’organizzazione,

con risvolti economici anche

importanti nel breve, medio e lungo

termine.

In questa prospettiva, dunque, l’attenzione

dedicata al Risk Management, in

termini di qualità e quantità delle

risorse allocate, deve essere congruente,

oltre che alle tipologie di rischio considerate,

anche ai concetti di probabilità

del verificarsi di un potenziale evento

negativo e della gravità delle sue conseguenze.

Una gestione esaustiva dei rischi mira a

proteggere, da tutti i punti di vista:

• non solo il valore già creato dall’organizzazione;

• ma anche le opportunità in divenire,

favorendo una crescita sicura.

Le scelte per una corretta gestione dei

rischi possono differire largamente da

azienda ad azienda, in funzione del contesto

sia esterno che interno, in cui e con

cui l’azienda stessa si trova ad operare;

trovando, pertanto, piena applicazione, il

concetto di “approccio situazionale”.

2. Fasi del processo di Risk

Management

Poiché i rischi sono, per loro natura, fortemente

collegati, essi non possono

essere gestiti in modo frammentato, da

funzioni e/o divisioni indipendenti,

bensì e necessariamente, attraverso un

processo dedicato che, in quanto tale, richiede

una struttura, un’organizzazione

ed i meccanismi di comunicazione.

Tradizionalmente, le fasi attraverso cui

si svolge il processo di Risk Management

sono le seguenti:

1. definizione del contesto;

2. identificazione dei rischi;

3. valutazione dei rischi;

4. trattamento dei rischi;

5. comunicazione;

6. pianificazione;

7. verifica e sorveglianza;

8. riesame del processo.

Per essere efficace, ciascuna di queste fasi

(e, ovviamente, l’intero processo di Risk

Management che le riunisce), richiede,

come già accennato in precedenza, di

trovare integrazione piena nell’ambito

più ampio dell’organizzazione aziendale.

2.1 Definizione del contesto

Definire il contesto significa:

• individuare le aree di rischio da prendere

in considerazione, a fronte della

specifica combinazione di mercato,

prodotto/servizio, processo di fabbricazione/fornitura,

nonché dei riferimenti

esterni (istituzioni, fornitori,

banche, sindacati, ecc.);

• definire congruentemente un’agenda

delle attività di identificazione e valutazione;

• organizzare le risorse necessarie, iniziando

a definire compiti e responsabilità.

In questa fase, dunque, sono registrati i

confini dell’approccio e vengono poste

le basi per lo sviluppo del sistema operativo,

avendo come criterio di riferimento

un concetto fondamentale, ovvero la

consapevolezza che:

• i rischi potenziali possono interessare

l’organizzazione a tutti i livelli;

• le conseguenze più negative non afferiscono

necessariamente a rischi riconducibili

a comportamenti improvvisi

di chi occupa posizioni gerarchicamente

più elevate.

2.2 Identificazione dei rischi

La fase successiva, relativa all’identificazione

dei rischi potenziali e alla loro descrizione,

viene affrontata analizzando

tutte le possibili fonti di rischio (quali, a

mero titolo di esempio: le posizioni degli

“stakeholders”/portatori d’interessi, le variazioni

del mercato, gli errori nella produzione

o gli incidenti sul lavoro, ecc.),

interne alle aree di rischio prese in considerazione

nella definizione del contesto.

Il processo d’identificazione dei rischi

potenziali deve, comunque, essere funzionale

al tipo di organizzazione e, pertanto,

al tipo di prodotto/servizio realizzato

ed al tipo di mercato in cui

l’organizzazione stessa opera; esso normalmente

fa riferimento a:

• gli obbiettivi, che l’organizzazione si

pone;

• gli scenari, che l’organizzazione può

trovarsi ad affrontare nello svolgere

la propria attività;

• le procedure o le prassi, che l’organizzazione

adotta a fini gestionali ed

operativi.


I rischi potenziali non rappresentano in

genere un rischio effettivo se non esiste,

al riguardo e nel contempo, una debolezza

specifica dell’organizzazione.

Questo concetto, che risulta essere fondante

nel moderno approccio al Risk

Management, prevede, pertanto, l’elaborazione

di una lista di “vulnerabilità”

(di tipo strutturale, gestionale e operativo)

delle aree di rischio considerate,

alla quale sovrapporre criticamente la

corrispondente lista delle fonti di

rischio.

Una efficace identificazione dei rischi richiede

infine il supporto di ragionevoli

conferme, possibilmente oggettive, circa

la correttezza dell’analisi. Queste conferme

possono essere:

di natura sperimentale diretta (l’evento

si è già verificato);

di natura sperimentale indiretta (l’evento

si è verificato in realtà analoghe);

di natura deduttiva (i rapporti di

causa - effetto fanno apparire probabile

l’evento).

Si traccia così un “profilo di rischio”, caratteristico

di ogni organizzazione (per

contesto e vulnerabilità), a cui riferire le

azioni successive.

2.3 Valutazione dei rischi

Quando i rischi sono stati identificati,

essi devono essere valutati (Risk Assessment)

sulla base:

• della probabilità di verificarsi dell’evento

negativo;

• della gravità delle conseguenze,

dirette o indirette, dell’evento stesso.

Questa valutazione può essere più o

meno semplice, in funzione della specifica

situazione, essendo rilevanti allo

scopo la disponibilità sia di dati statistici

utilizzabili che di procedure di analisi

validate. I dati statistici (utilizzabili) e le

procedure di analisi (validate) non

possono essere acquisiti da situazioni

analoghe (o apparenti tali) se non con

grande prudenza e soltanto dopo aver

verificato la trasferibilità delle condizioni

afferenti sia le fonti di rischio che

di vulnerabilità.

Da quanto sopra emerge, in conclusione,

che il processo di valutazione dei rischi

segue, generalmente, percorsi di analisi

interni all’organizzazione, i quali, per

quanto riguarda:

• la probabilità dell’evento, fanno riferimento

alla potenzialità della fonte

M. Scasso - Fondamenti di Risk Management - Applicazione alla fabbricazione mediante saldatura

di rischio relativa, all’entità dell’eventuale

vulnerabilità specifica ed al

livello di efficacia dei preesistenti

strumenti di controllo e reazione;

• la gravità delle conseguenze, fanno

riferimento, oltre che alla tipologia e

alla dimensione del danno, anche agli

obbiettivi coinvolti (in ordine decrescente

d’importanza: la mission, la

struttura, l’organizzazione e l’operatività).

Ogni rischio potenziale può, tuttavia,

essere percepito con maggiore o minore

intensità, rispetto al reale contenuto di

rischio, in funzione della “forza” con cui

le informazioni che lo riguardano

vengono rese disponibili, specialmente

quando esistono sensibilità specifiche.

Occorre, pertanto, nel processo di valutazione,

un impegno costante rivolto all’oggettività

dei giudizi; infatti, se i

rischi sono valutati in modo irrazionale e

le corrispondenti priorità assegnate in

modo improprio, si verificano carenze di

copertura e/o difesa e possono essere

sprecate risorse utili che, se meglio indirizzate,

consentirebbero una gestione più

efficace.

Stabilite probabilità e conseguenze,

viene di solito elaborata una “matrice

di rischio” che si rapporta al “profilo

di rischio” elaborato nella fase precedente.

2.4 Trattamento dei rischi

Il trattamento dei rischi potenziali (Risk

Treatment) è la fase in cui i processi decisionali

assumono rilevanza particolare.

Essa include, in alternativa o in

combinazione, una o più delle seguenti

condizioni:

• il trasferimento del rischio;

• l’esclusione del rischio;

• la riduzione del rischio;

• l’accettazione del rischio o di una

quantità di rischio.

La scelta di una o più delle condizioni

precedenti è largamente dipendente dalla

specifica situazione aziendale (ovvero

dal contesto interno ed esterno all’azienda,

nonché dalle reali possibilità dell’azienda

di confrontarsi con lo stesso) e

non può che fondarsi su un’analisi di

costi-benefici quanto più quantitativa

possibile, con riferimento al breve,

medio e lungo periodo.

2.4.1 Trasferimento del rischio

Questa condizione prevede il convincimento

di un’altra parte ad accettare il

rischio, mediante contratto. È il caso

tipico che afferisce alle compagnie di assicurazione,

molto applicato quando

possibile (ad esempio, le responsabilità

di tipo penale non sono trasferibili)

anche se talvolta in modo generalista e

non, piuttosto, configurato in funzione

delle specificità dell’organizzazione

(tailored covering).

2.4.2 Esclusione del rischio

Questa condizione prevede la non effettuazione

dell’attività che comporta un

rischio non trasferibile e/o ritenuto non

accettabile. Naturalmente ne consegue la

perdita dell’opportunità che l’attività a

rischio comunque avrebbe rappresentato.

2.4.3 Riduzione del rischio

Questa condizione comporta l’adozione

di azioni gestionali, tecnologiche e comportamentali

che consentano l’abbassamento

delle probabilità di rischio e/o

della gravità delle

possibili conseguenze.

Il persistere di un

rischio residuo è,

comunque, molto

spesso inevitabile

sia per ragioni intrinseche

al contesto

(istituzionale, gestionale,tecnologico,

ecc.) in cui

opera l’organizzazione,

sia per le possibilisemplificazioni

e/o omissioni

dell’analisi.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

213


M. Scasso - Fondamenti di Risk Management - Applicazione alla fabbricazione mediante saldatura

2.4.4 Accettazione di una quantità di

rischio

Tutti i rischi (o quantità di rischio) non

trasferiti e non esclusi sono, di conseguenza,

accettati.

L’accettazione consapevole del rischio

residuo si verifica, in genere, quando si

applica almeno una delle seguenti condizioni:

• probabilità dell’evento sufficientemente

bassa;

• conseguenze dell’evento relativamente

poco rilevanti;

• grandi benefici in caso di successo.

Il rischio (o la quantità di rischio) accettato

deve, nel prosieguo, essere controllato

in accordo a quanto previsto al paragrafo

seguente.

2.5 Pianificazione

La pianificazione definisce le modalità

di controllo dei rischi, ovvero, in particolare:

• l’acquisizione, l’interpretazione, l’inoltro

e/o l’archiviazione dei dati in

ingresso al processo di controllo;

• il livello e la localizzazione appropriati

per le decisioni e le azioni afferenti

ad ogni tipologia e condizione di

rischio;

• le procedure e/o prassi operative;

• gli strumenti di controllo;

• l’acquisizione, l’interpretazione e

l’archiviazione dei dati in uscita dal

processo di controllo.

Qualora il piano di controllo sia sufficientemente

ampio e complesso, è opportuno

prevedere la posizione del Risk

Manager; un ruolo importante, orientato

essenzialmente al coordinamento di tutte

le attività ed alla loro comunicazione,

anche se privo di responsabilità dirette

sui rischi in se.

L’attività di pianificazione viene documentata

e raccolta in un Risk Management

Plan.

2.6 Comunicazione

Il profilo, la matrice, il trattamento dei

rischi (inclusa l’analisi costi-benefici) e

la pianificazione del controllo devono

essere dettagliatamente documentati in

un Risk Management Report, da presentare

a tutto il personale coinvolto in

qualsivoglia misura, che, non solo deve

prenderne atto, ma anche condividerne

approccio ed evoluzione, ciascuno per la

propria parte d’interesse e per il proprio

livello di responsabilità.

214 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

Qualora la sola informazione non risultasse

sufficiente, occorrerà provvedere a

realizzare percorsi formativi mirati, volti

a rendere il Risk Management Report

uno strumento efficace di gestione.

Il Risk Management Report costituisce

il documento di riferimento di tutto il

processo di Risk Management.

2.7 Verifica e sorveglianza

La verifica e la sorveglianza nel tempo

riguardano (ogniqualvolta applicabili e

possibili) tutti gli strumenti di controllo

(tecnici e gestionali, preventivi e ispettivi,

elusivi e reattivi, ecc.) messi in atto,

o pianificati per esserlo, in conformità al

Risk Management Plan, al fine di verificarne

efficienza ed efficacia.

I risultati dell’azione di verifica e sorveglianza

devono essere documentati, valutati

e registrati.

2.8 Riesame del processo

Il Risk Management è un processo dinamico

e, pertanto, deve essere riesaminato

con sufficiente periodicità (Risk Management

Review), sulla base delle esperienze

maturate in modo diretto (all’interno

dell’organizzazione) o indiretto

(all’esterno dell’organizzazione, in realtà

analoghe e comparabili), allo scopo di:

• valutare eventuali evoluzioni, riguardanti

qualunque fase del processo,

che possono comportare cambiamenti

del profilo, della matrice e/o del trattamento

dei rischi (ad esempio, ma

non solo: un diverso contesto di

rischio, un diverso criterio circa l’entità

di rischio accettabile, una diversa

analisi costi-benefici, ecc.);

• valutare l’efficienza e l’efficacia del

Risk Management Plan adottato;

• valutare i risultati dell’attività di verifica

e sorveglianza.

In caso di revisioni deve essere elaborato

un altro Risk Management Report aggiornato,

nelle parti modificate.

3. Considerazioni applicative

Come già ricordato, le aziende controllano,

praticamente da sempre, molte

delle principali condizioni di rischio per

quanto, spesso, in maniera poco coordinata

e poco consapevole; avendo come

obbiettivo prioritario il recupero del

danno, piuttosto che non la gestione

delle cause.

Questo controllo viene esercitato, normalmente,

attraverso figure professionali

che appartengono all’organizzazione:

• in posizione operativa (ad es.: responsabile

tecnico, responsabile commerciale,

responsabile marketing, responsabile

amministrativo, responsabile

del personale);

• in posizione di staff (ad es.: responsabile

della qualità, responsabile della

sicurezza, responsabile ambientale);

• in rapporto di consulenza con l’organizzazione

stessa (ad es.: commercialista,

broker assicurativo, consulente

legale).

Ciascuna di queste figure professionali

si raffronta con fonti di rischio specifiche,talvolta

in modo implicito, in un

contesto non sistematico, avendo a riferimento

una direzione generale che

agisce mediante interventi per funzioni.

In pratica, dunque, una condizione

costosa e poco efficace.

Il Risk Management si propone, pertanto,

come un “approccio volto a ottimizzare

risorse, competenze e comportamenti,

a fronte di una specifica

configurazione di rischio/copertura/controllo,

elaborata sulla base di un’analisi

di costi/benefici che tiene conto dei principali

parametri caratterizzanti l’organizzazione,

esterni ed interni alla stessa”.

Il livello di implementazione e di utilizzo

del processo di Risk Management,

inteso come processo a se stante, è in

crescita sostenuta.

L’attività di gestione del rischio viene

giustamente percepita, sempre più

spesso e da un numero crescente d’imprese,

non più come confronto fra alternative

di copertura separate fra loro,

bensì come uno strumento che, a fronte

di un ragionevole costo gestionale, può

comportare rilevanti vantaggi competitivi,

permettendo un utilizzo efficiente

del capitale, riducendo la volatilità dei

risultati e migliorando la redditività.

4. Il Risk Management nella

fabbricazione mediante

saldatura

Poiché il Risk Management è, come si è

visto, un processo fortemente situazionale

(ovvero dipendente dalla situazione

specifica in cui evolve il processo

stesso), l’approccio alla fabbricazione di


prodotti saldati non può che limitarsi, in

una esposizione generale, ad individuare

le aree di rischio potenziale nel contesto

di riferimento. Infatti:

• la trasformazione dei rischi potenziali

in rischi effettivi,

• la loro valutazione in termini di probabilità

dell’evento e di gravità delle

conseguenze,

• il loro trattamento,

dipendono largamente:

• dalle vulnerabilità, da un lato,

• dalle potenzialità, dall’altro,

dell’organizzazione che realizza i prodotti

saldati.

Questa dipendenza dalle vulnerabilità e

delle potenzialità dell’organizzazione,

sempre presente, è particolarmente vera

nel caso della fabbricazione mediante

saldatura, che si affida a una tecnologia

complessa in cui l’intervento discrezionale

umano è, spesso, ancora significativamente

necessario (*) . Elemento determinante,

ai fini di una efficace gestione

dei rischi potenziali risultano, pertanto,

essere:

• la conoscenza esaustiva di tutti gli

aspetti specifici del processo di fabbricazione;

• la competenza del personale coinvolto.

Va da sé che quanto più il processo di

fabbricazione utilizza, in tutte le sue fasi,

attrezzature e/o percorsi automatizzati,

tanto più il controllo di processo (anche

dal punto di vista della possibile trasformazione

dei rischi potenziali in rischi effettivi)

risulta affidato alla validazione

delle attrezzature e dei percorsi suddetti

ed alla loro integrazione nell’intero

sistema.

Nella realizzazione di prodotti saldati,

come di qualsivoglia altro prodotto, le

aree di rischio potenziale riguardano

prioritariamente:

• gli aspetti tecnici;

• gli aspetti di sicurezza;

• gli aspetti ambientali.

Queste aree di rischio potenziale afferiscono:

• sia al processo tecnologico di fabbricazione

• che alla capacità dell’organizzazione

aziendale di tenere sotto controllo il

processo di fabbricazione stesso.

Per quanto riguarda il processo di fabbricazione

i rischi potenziali esistono,

ovviamente, in tutte le fasi di realizzazione

del prodotto saldato, anche quelle

M. Scasso - Fondamenti di Risk Management - Applicazione alla fabbricazione mediante saldatura

apparentemente marginali. Alcune di

esse, tuttavia, contengono, per la loro

natura e/o la loro importanza, potenzialità

di rischio maggiori, fra cui certamente:

• la revisione delle specifiche di fabbricazione

e controllo (condizioni logistiche,

spazi disponibili e potenzialità

di movimentazione, tecnologie a disposizione,

raggiungimento dei requisiti,

ecc.);

• la sub-fornitura (qualificazione dei

fornitori, trasferimento delle informazioni,

capacità di controllo, ecc.);

• la gestione e la preparazione dei materiali

(stoccaggio e movimentazione,

sabbiatura, taglio termico o meccanico,

formatura e/o lavorazione di

macchina, preparazione dei lembi,

ecc.);

• la competenza del personale (qualificazione,

aggiornamento, esperienze

specifiche, ecc.);

• l’adeguatezza delle attrezzature (tipologie

e potenzialità, manutenzione,

validazioni e calibrazioni, ecc.);

• le operazioni di fabbricazione (assiematura,

preriscaldo, saldatura, trattamenti

termici, ecc.);

• le operazioni di controllo (prove chimiche

e fisiche, controlli non distruttivi,

prova idraulica, ecc.);

• i trattamenti finali (lavorazioni meccaniche,

trattamenti superficiali, verniciatura,

ecc.).

Per quanto riguarda l’organizzazione

aziendale, sono rilevanti:

• l’allocazione delle responsabilità

(Coordinatore di saldatura, Responsabile

del servizio protezione e pre-

venzione, Responsabile per gli aspetti

ambientali, ecc.) e delle risorse;

• le procedure o i riferimenti operativi

e gestionali (Linee Guida dell’European

Welding Federation - EWF e/o

dell’International Welding Institute-

IIW, ecc.).

Tutte e tre queste aree di rischio potenziale

possono sostanziarsi, in ultima

analisi, in danni di carattere:

• commerciale (ad es.: perdita di quote

di mercato);

• finanziario (ad es.: insorgenza di

extra costi di produzione);

• contrattuale (ad es.: richieste di risarcimenti

in sede civile);

• regolamentare/legislativo (ad es.: richiami

in sede amministrativa e/o

penale).

In conclusione, dunque, gestire in sicurezza

il processo di fabbricazione mediante

saldatura, comporta la capacità

dell’organizzazione di garantire sistematicamente

i requisiti previsti per il prodotto,

in un contesto attento:

• al mercato;

• alle responsabilità (possibili sorgenti

di rischi potenziali) di qualsivoglia

natura ad esso collegate ed afferenti.

Questa capacità rappresenta un “asset”

essenziale, essendo impossibile, infatti,

realizzare alcun profitto industriale

senza un’efficace e preveggente gestione

dell’attività.

(*) La saldatura è un “processo speciale”, in cui la

qualità del prodotto non può essere valutata

soltanto mediante controlli finali, ma richiede

l’applicazione continua di un controllo di

processo.

Mauro SCASSO, laureato in Ingegneria Chimica presso l’Università di

Genova nel 1970, è entrato all’Istituto Italiano della Saldatura per sviluppare,

dopo intensi periodi di studio e perfezionamento in Italia e all’estero, le

attività dell’IIS nel campo metallurgico e metallografico. Nel 1984 è diventato

Dirigente Responsabile delle attività di assistenza tecnica nel settore della

caldareria e dell’impiantistica chimica e petrolchimica. Nel 1990 è Direttore

della Divisione Certificazione, Ricerca e Laboratorio dell’IIS e quindi è in

particolare responsabile delle attività di certificazione di sistemi, procedure,

personale e prodotti. Membro dei più importanti Comitati Tecnici nazionali di

CTI, ISPESL e UNI, europei di CEN e EWF, internazionali di IIW e ISO, per

la elaborazione di studi e normative nei settori delle attrezzature in pressione

e della certificazione in saldatura, è inoltre dal 1985 Delegato italiano nell’Assemblea

Generale dell’EWF e dell’IIW. Dal 1995 al 1998 è Presidente del

Comitato Tecnico dell’EWF per l’applicazione della EN 729 nei Paesi

europei, dal 2000 presiede la Commissione “Ambiente” dell’IIW e dal 2001

la Commissione “Formazione e certificazione ambientale” dell’EWF. Nel

1997 è nominato Vice Segretario Generale Vicario e nel 2001 assume la responsabilità

di Segretario Generale dell’IIS. Dal 2002 è Membro del Board of

Directors dell’IIW.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

215


M. Scasso - Fondamenti di Risk Management - Applicazione alla fabbricazione mediante saldatura

Allegato 1 - Criteri per il controllo del processo di fabbricazione mediante saldatura

Estratto dall’Appendice A della norma EN ISO 3834-1: 2005 “Requisiti di qualità per la saldatura per fusione di materiali

metallici - Parte 1 Criteri per la scelta di un appropriato livello di qualità

216 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

Element ISO 3834-2 ISO 3834-3 ISO 3834-4


M. Scasso - Fondamenti di Risk Management - Applicazione alla fabbricazione mediante saldatura

Allegato 2 - Aspetti ed impatti ambientali delle attività relativi al controllo della fabbricazione di prodotti

saldati

Estratto dal doc. EWF 636- 01: EWF MCS EWF “Sistema di certificazione del Fabbricante per la gestione della qualità,

dell’ambiente, della salute e sicurezza nella fabbricazione mediante saldatura”.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

217


M. Scasso - Fondamenti di Risk Management - Applicazione alla fabbricazione mediante saldatura

Note – Possible other impacts, when significant, could be taken into consideration (i.e.: reduction of electric energy

sources, pollution caused by accidents, fires, failures of containers, etc

218 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007


Allegato 3 - Tabella degli elementi di rischio

M. Scasso - Fondamenti di Risk Management - Applicazione alla fabbricazione mediante saldatura

Estratto dal doc. EWF 636- 01: EWF MCS EWF “Sistema di certificazione del Fabbricante per la gestione della qualità,

dell’ambiente, della salute e sicurezza nella fabbricazione mediante saldatura”.

(1) This Company has no laboratory for chemical analysis.

(2) This Company did not provide for adequate systems to contain possible leaks of liquid fuels

(3) Personal Protection Equipment

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

219


220

M. Scasso - Fondamenti di Risk Management - Applicazione alla fabbricazione mediante saldatura

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007


Aspetti riguardanti

la salute relativi

agli agenti chimici

(fumi) (°)

G.C. Parodi *

Sommario / Summary

Il tipo di malattia polmonare, causato dai fumi di saldatura,

dipende dalla natura del metallo, dalle sue caratteristiche

chimico-fisiche, dalle condizioni di esposizione e dalla sensibilità

individuale nei confronti dell’agente irritante. I fumi di

saldatura possono provocare tracheobroncopolmoniti acute

su base chimica ed edema polmonare. La “metal fume fever”,

che può insorgere dopo l’inalazione di fumi di saldatura, è

una reazione infiammatoria poco nota e di difficile diagnosi

differenziale con banali sindromi influenzali. Le broncopneumopatie

croniche ostruttive sono malattie che possono insorgere

dopo lunghi periodi di esposizione ai fumi di saldatura e

l’asma bronchiale può insorgere su base probabilmente allergica

dopo esposizione soprattutto a fumi contenenti sali di

platino, nichel, cromo o cobalto. Le polveri che si depositano

nei polmoni possono dare origine a pneumoconiosi esitanti in

fibrosi polmonari con conseguente insufficienza respiratoria.

Una particolare pneumoconiosi non esitante in fibrosi è la siderosi,

causata dall’accumulo di polveri di ferro nell’interstizio

bronchiolo-alveolare. I fumi di saldatura sono chiamati in

causa anche nella possibile eziologia di casi di tumori polmonari

di origine professionale. I fumi di saldatura contenenti

manganese possono causare sindromi parkinsoniane, miocloni

multifocali, modesto deficit cognitivo e disturbi vestibolari

e uditivi. Tuttavia allo stato attuale i dati e gli studi

scientificamente validi eseguiti su saldatori che accusano disturbi

neurologici sono ancora troppo scarsi e inconcludenti,

per cui è necessario intraprendere studi epidemiologici ben

disegnati che mettano in correlazione informazioni complete

sull’esposizione ai fumi di saldatura e i riferimenti biochimici

e comportamentali di neurotossicità.

The type of lung disease caused by fumes generated during

welding depends on the nature of the offending agent, its

(°) Memoria presentata alla Giornata di Formazione e Aggiornamento IIS:

“La salute in saldatura” - Genova, 26 Ottobre 2006.

* Istituto Nazionale per la Ricerca sul Cancro - Genova.

physicochemical form, the dose, exposure condition and host

factors. The fumes or gaseous forms of several metals may

lead to acute chemical pneumonitis and pulmonary oedema

or to acute tracheobronchitis. Metal fume fever, which may

follow the inhalation of metal fumes, is a poorly understood

influenza-like reaction. Chronic obstructive lung disease may

result from occupational exposure to mineral dusts, including

probably some metallic dusts, or from jobs involving the

working of metal compounds, such as welding. Bronchial

asthma may be caused by complex of platinum salts, nickel,

chromium or cobalt, presumably on the basis of allergic sensitization.

Metallic dusts deposited in the lung may give rise

to pulmonary fibrosis and functional impairment, depending

on the fibrogenic potential of the agent and on poorly understood

host factor. Inhalation of iron compounds causes

siderosis, a pneumoconiosis with little or no fibrosis. The

proportion of lung cancer attributable to occupation is

around 15%, with exposure to metals being frequently incriminated.

Manganese fumes generated during welding

may be associated with syndromes of parkinsonism, multifocal

myoclonus, mild cognitive impairment and vestibular-auditory

dysfunction. However there is still paucity of adequate

scientific reports on welders who suffered significant neurotoxicity,

hence there is a need for well-designed epidemiology

studies that combine complete informations on the occupational

exposure of welders with both behavioural and biochemical

endpoints of neurotoxicity.

Keywords:

Fume; health and safety; occupational health; safety; toxic

materials; welder health.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

223


G.C. Parodi - Aspetti riguardanti la salute relativi agli agenti chimici (fumi)

N

el mondo operano oggi circa un

milione di lavoratori che praticano

varie tecniche di saldatura: questo

elevato numero di saldatori crea un problema

di enorme dimensione per quanto

riguarda la tutela della loro salute, specialmente

in riferimento all’esposizione

ai fumi di saldatura.

Molto si è scritto in merito alle possibili

patologie cui possono dare origine i

fumi di saldatura: sono infatti state descritte

malattie a carico dell’apparato respiratorio,

dell’apparato urogenitale, del

sistema nervoso centrale, della cute, ma

nonostante i numerosi studi, non esistono

ancora oggi informazioni esaurienti

circa la possibile correlazione fra i

fumi di saldatura e le cause e i meccanismi

che portano all’insorgenza di queste

malattie [1].

L’apparato più colpito dai fumi di saldatura

risulta ovviamente quello respiratorio:

l’inalazione dei fumi di saldatura

comporta infatti tutta una serie di patologie

a carico dei vari distretti respiratori

che variano a seconda del tipo di metallo

che genera i fumi, dalla composizione

dei diversi componenti dei metalli, dalla

durata dell’esposizione ai fumi e dall’ambiente

di lavoro dove avviene la saldatura.

La presenza e la combinazione di metalli

diversi negli elementi saldati costituisce

un fattore determinante nella potenziale

risposta pneumotossica in seguito all’inalazione

dei fumi di saldatura: studi su

modelli animali hanno infatti dimostrato

che i fumi di saldatura generati da elementi

in acciaio inossidabile (che contengono

elevate quantità di nichel e

cromo) rispetto a quelli generati da elementi

in acciaio cosiddetto dolce (che

contengono invece prevalentemente

ferro insieme a modiche quantità di altri

elementi di lega) causano più danni e

infiammazioni ai polmoni e i loro componenti

residuano più a lungo nell’interstizio

polmonare [2,3,4].

Un altro fattore determinante nella potenziale

risposta pneumotossica ai fumi

di saldatura è rappresentato dalla durata

224 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

del tempo di esposizione agli stessi:

questo fattore caratterizza spesso il processo

di reversibilità/irreversibilità della

noxa patogena, che si traduce sul piano

clinico nell’andamento acuto o cronico

della patologia respiratoria [5,6].

In ultimo, l’ambiente di lavoro, contribuisce

in maniera determinante nel caratterizzare

la risposta pneumotossica ai

fumi di saldatura: è infatti drasticamente

diverso dal punto di vista epidemiologico,

il riscontro di patologie respiratorie

in saldatori che hanno operato o operano

in ambiente aperto rispetto a quelli che

hanno lavorato o lavorano in ambiente

chiuso e in quest’ultimi, vi è anche un

profondo divario fra quelli che hanno

operato o operano in ambiente protetto

rispetto a quelli che hanno lavorato o lavorano

senza le necessarie e regolamentate

misure di sicurezza [7,8].

Un discorso a parte merita l’abitudine al

fumo di tabacco: in molti studi eseguiti il

fumo di tabacco risulta essere un fattore

predisponente per quanto riguarda l’insorgenza

e la gravità delle patologie respiratorie

non oncologiche da fumi di

saldatura, mentre sembra essere un

fattore confondente nella correlazione

fra cancro del polmone e saldatura [3,9,].

Le patologie respiratorie di più frequente

riscontro possono essere raggruppate in

una classificazione che tiene conto in

maniera generale della loro gravità crescente

e del loro andamento dalla fase

acuta alla cronicizzazione e verranno qui

di seguito trattate in dettaglio.

1. Forme infiammatorie acute

Si tratta in prevalenza di forme irritative

prevalentemente di origine chimica, che

coinvolgono le prime vie aeree (riniti,

coaniti, faringo-tracheiti e bronchiti

acute) e sono caratterizzate da modica

dispnea, tosse secca e stizzosa, lacrimazione,

rinorrea. La durata di queste manifestazioni

è sempre molto breve e

scompare con la sospensione dell’attività

lavorativa. Di altro peso è la sintomatologia

di polmoniti acute di origine

chimica: in questi casi si possono avere

segni di insufficienza respiratoria più o

meno gravi, dispnea, tosse produttiva e

in alcuni casi tali forme sfociano in veri

e propri quadri di edema polmonare.

Tale sintomatologia non tende a regredire

con l’allontanamento dall’esposi-

zione ai fumi di saldatura e necessita di

cure mediche. Va inoltre sottolineato che

il succedersi di questi episodi irritativi

acuti facilita una sovrapposizione batterica

o virale, per cui nel tempo questi

episodi hanno un andamento sempre

meno acuto e caratterizzato da aspetti

settici, con tutta la sintomatologia ad

essi correlata [8].

La patologia irritativo - infiammatoria è

forse l’aspetto più significativo della

questione relativa all’esistenza di un

nesso di causa - effetto fra esposizione ai

fumi di saldatura e insorgenza di malattie

respiratorie. Infatti numerosi studi

hanno messo in evidenza la presenza di

svariati marcatori di difesa dell’ospite

verso agenti esterni, come le citochine

infiammatorie (TNF–alfa, IL –1 beta, IL

–8), l’aumento delle IgA, la presenza

della alfa(2) macroglobulina e altri:

questi marcatori sono espressione di

meccanismi di difesa da parte dell’ospite

verso agenti irritativi che hanno prodotto

alterazioni (infiammatorie) a livello del

tratto respiratorio [7,10].

2. Metal Fume Fever (MFF)

È una malattia causata dall’inalazione di

una grande varietà di ossidi di metalli

pesanti. Compare abbastanza frequentemente

nelle operazioni di saldatura, specialmente

in quelle che producono

ossido di zinco [11]. Ha una durata breve

ed è caratterizzata da tosse secca, febbre,

brividi, malessere generale, mialgie,

respiro corto e gusto di metallo in bocca.

La sua eziologia è incerta e la diagnosi

differenziale con altre patologie respiratorie,

risulta difficile. Presenta infatti un

corredo sintomatologico del tutto sovrapponibile

a quello di una sindrome

influenzale e solo un’accurata anamnesi,

soprattutto lavorativa, può indirizzare

verso il sospetto di MFF [12].

Allo stato attuale delle conoscenze la

MFF dovrebbe essere considerata come

una forma morbosa che può preconizzare

l’insorgenza e lo sviluppo di

sintomi respiratori più seri, ma non l’insorgenza

e lo sviluppo di alterazioni

della funzionalità respiratoria, come può

avvenire in corso di malattie respiratorie

cronico-ostruttive.

In tal senso va sottolineato che la MFF

non è correlata in nessun modo con

l’asma occupazionale (OA) [13].


3. Malattie restrittive e ostruttive

Fanno parte di questo gruppo tutte

quelle malattie che tendono ad avere un

andamento cronico e che si instaurano

prevalentemente dopo parecchi anni di

attività lavorativa con esposizione a

fumi, specialmente di saldatura. La

maggior parte di queste patologie è rappresentata

dalla bronchite cronica ostruttiva,

una malattia respiratoria a eziologia

multiforme e punto di partenza per l’instaurarsi

di due tipi di patologie respiratorie

gravi e invalidanti quali le pneumoconiosi

e l’asma (occupazionale).

La bronchite cronica ostruttiva è appannaggio

maggiormente dei lavoratori che

saldano gli acciai inossidabili piuttosto

che di quelli che lavorano gli acciai dolci

e sono chiamati in causa, come agenti

scatenanti la noxa patogena, soprattutto

i fumi contenenti cromo, nichel (e

cadmio).

La sintomatologia di questa malattia è

caratterizzata da dispnea ingravescente,

dapprima da sforzo e poi anche a riposo,

tosse prevalentemente produttiva, insufficienza

respiratoria e in seguito anche

da un corollario di sintomi cardiocircolatori

determinati dall’ipossia. I parametri

della funzionalità respiratoria risultano

alterati (VEMS, CV) e tendono a

peggiorare nel tempo. Questa sintomatologia

è correlata con l’abitudine al fumo

di tabacco e con il tempo di esposizione

ai fumi di saldatura; inoltre l’insorgenza

della bronchite cronica ostruttiva è più

frequente nel gruppo di saldatori che lavorano

in ambiente chiuso (e non protetto)

rispetto a quelli che lavorano in

ambiente aperto [14, 15].

L’esposizione ai fumi di saldatura crea

un aumento reversibile dell’incidenza di

polmoniti nei saldatori e il meccanismo

alla base di questo evento è tuttora

oscuro. Molte pubblicazioni hanno

messo in evidenza una netta correlazione

con l’esposizione ai fumi di saldatura

e una maggiore suscettibilità da

parte dei saldatori ad ammalare di infezioni

polmonari, che colpiscono prevalentemente

un lobo. Questa suscettibilità

scompare quando il lavoratore non è più

esposto ai fumi e non correla né con il

fumo di tabacco, né con la durata della

esposizione ai fumi. La polmonite lobare

risulta quindi una malattia che insorge

acutamente, comporta un corollario sintomatologico

tipico delle patologie re-

spiratorie ostruttive - restrittive e non ha

una sicura eziopatogenesi. Indubbiamente

alla base della sua insorgenza

bisogna certamente considerare la noxa

patogena determinata dagli agenti tossici

presenti nei fumi di saldatura che

possono alterare il fisiologico equilibrio

dell’omeostasi polmonare provocando

infiammazioni parenchimali (che

esitano in restrizioni) e infiammazioni

bronchiolo-alveolari (che creano ostruzioni)

[7,16, 17].

Questa evidenza clinica ha supportato

ormai da tempo l’ipotesi di considerare

la polmonite lobare che compare nei saldatori

come una malattia professionale.

4. Asma occupazionale

Dai lavori pubblicati sull’asma occupazionale

(AO) nei saldatori emerge che

l’incidenza di questa patologia è abbastanza

bassa, variando dall’1 al 3% a

seconda dei vari autori [18,19].

Nell’eziopatogenesi di questa malattia

sono stati chiamati in causa i fumi derivanti

dalla saldatura di svariati metalli

(cromo, nichel, platino e cobalto) [5]; di

sicuro oggi abbiamo prove abbastanza

concrete da ritenere che l’esposizione ai

fumi di saldatura MMA (Manual Metal-

Arc) di particolari acciai inossidabili

debba essere considerata una nuova

causa di AO [20].

È invece assodata la completa mancanza

di correlazione fra la MFF e l’AO: infatti

sebbene in un primo tempo si fosse supposto

che la MFF potesse essere un premarker

della AO nei saldatori [21], uno

studio successivo ha definitivamente demolito

questa ipotesi, considerando la

MFF come un campanello d’allarme per

la possibile insorgenza di sintomi respiratori,

ma non di alterazioni della funzionalità

respiratoria [13], come già

detto in precedenza trattando della MFF.

5. Pneumoconiosi

Le polveri di metalli che si depositano

nel polmone possono provocare un’alterazione

detta fibrosi interstiziale polmonare

(FIP), che determina una riduzione

della funzionalità respiratoria. Tale situazione

patologica dipende dal potenziale

fibrogenico dell’agente causale e da poco

noti meccanismi di difesa dell’ospite.

G.C. Parodi - Aspetti riguardanti la salute relativi agli agenti chimici (fumi)

Sebbene i dati epidemiologici siano

ancora limitati, si può ragionevolmente

supporre che esista un nesso di causalità

fra la FIP e l’esposizione per lunghi

periodi ad alte concentrazioni di fumi di

saldatura.

La pneumoconiosi da metalli pesanti è

una fibrosi caratterizzata da polmonite

interstiziale con cellule desquamative

giganti: l’agente eziologico più probabilmente

chiamato in causa è il cobalto e

i suoi composti.

La pneumoconiosi da berillio è una

fibrosi con granulomi epitelioidi similsarcomatosi,

presumibilmente dovuta

alla risposta immune cellulo-mediata al

berillio da parte dell’organismo ospite.

Un meccanismo eziopatogenetico simile

viene riconosciuto anche in soggetti

esposti ai fumi di saldatura contenenti

alluminio, titanio e terre rare [8,22 ].

L’inalazione di composti del ferro

provoca un particolare tipo di pneumoconiosi

detta siderosi, caratterizzata da

minima presenza o totale assenza di

fibrosi. La siderosi è sicuramente la

pneumoconiosi più frequente nei saldatori

e si manifesta dopo lunghi periodi di

esposizione (>30 anni) in condizioni

ambientali lavorative poco sicure [23].

La diagnosi di siderosi viene effettuata

con la tomografia computerizzata ad alta

risoluzione (HRTC), che riesce ad evidenziare

i piccoli noduli centrolobulari,

e con il dosaggio ematico e sul liquido di

lavaggio bronchiolo-alveolare della ferritina

[24].

Va sottolineato che negli studi epidemiologici

eseguiti per valutare l’incidenza di

tumore polmonare nei saldatori, la siderosi

si è dimostrata un fattore indipendente

non correlato con il cancro [25].

6. Cancro

Nonostante i numerosi studi presenti in

letteratura, la maggior parte dei quali di

tipo prevalentemente epidemiologico,

allo stato attuale delle conoscenze non è

ancora dimostrabile una chiara correlazione

fra fumi di saldatura e cancro polmonare.

Si può invece parlare di un

aumento del rischio relativo (RR) di ammalare

di tumore polmonare nei saldatori.

Questo RR è stimato intorno a 1.26

con un eccesso di cancri polmonari in

meta-analisi intorno al 26% [9,26]. I

saldatori che operano su acciai inossida-

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

225


G.C. Parodi - Aspetti riguardanti la salute relativi agli agenti chimici (fumi)

bili e quelli dei cantieri navali sembrano

avere un rapporto di mortalità standardizzato

(SMR) per tumore polmonare

più elevato rispetto a quelli che operano

su acciai morbidi o in altre tipologie lavorative

(116 vs. 86.81).

Questo aumento è stato messo in correlazione

con la presenza di cromo (esavalente)

e nichel nei fumi di saldatura

MMA di acciai inossidabili, e di asbesto

e componenti di vernici nei fumi di saldatura

derivanti dalle lavorazioni in ambiente

marittimo (l’asbesto, le vernici e

il fumo di tabacco vengono infatti considerati

fattori inquinanti nelle metaanalisi

di questi studi). Non esiste tuttavia

una chiara relazione fra mortalità per

tumore polmonare e durata di esposizione

e dose cumulativa stimata di Ni e

Cr [ 26,27].

Il manganese (e i suoi composti inorganici),

largamente usato in svariate lavorazioni

industriali, viene considerato

come una neurotossina capace di provocare

una sequela di disturbi neurologici

che vanno sotto il termine di “manganismo”.

Questi disturbi consistono in

modesto deficit cognitivo, miocloni

multifocali, disfunzioni uditivo-vestibolari

e sindromi parkinsoniane [28].

La neurotossicità del Mn è ben documentata

in RM dall’iperintensità del

segnale pesato in T1 a livello dei gangli

basali [29].

Il manganese presente nei fumi della saldatura

ad arco di alcuni tipi di acciaio

sembra essere responsabile di manganismo

in saldatori esposti ad inalazione

per molti anni e in ambienti non protetti

[28,29]. Non vi è invece al momento

alcuna evidenza clinica documentata che

i fumi di saldatura contenenti manganese

possano provocare l’insorgenza del

Morbo di Parkinson (MP); sembra

invece che l’esposizione ai fumi contenenti

Mn possa slatentizzare più precocemente

l’insorgenza di un MP idiopatico.

In altre parole i saldatori con

esperienze lavorative di lungo tempo e

in condizioni disagiate, qualora siano

candidati ad ammalare di MP, manifestano

più precocemente i sintomi della

malattia [28, 30].

I fumi di saldatura sono stati anche chiamati

in causa circa la possibile eziologia

di alcune malattie dell’apparato urogenitale.

Si tratta prevalentemente di forme di

nefrite o di glomerulo nefrite, ad insor-

226 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

genza sporadica e apparentemente non

correlabili col tempo e con le modalità

di esposizione, e di disturbi della

fertilità, di difficile inquadramento nosografico

e oscuro meccanismo fisiopatogenetico.

I fumi contenenti cadmio sono la causa

principale delle patologie renali, che

possono essere delle glomerulonefriti

mesangiocapillari da catene IgA [31],

oppure delle calcolosi dei bacinetti [32],

fino al carcinoma renale [33].

Va tuttavia subito chiarito che il nesso di

causa-effetto circa l’esposizione ai fumi

di saldatura e la possibile insorgenza di

patologie uroteliali è tutt’altro che chiarito:

infatti già uno studio eseguito nel

1984 [34] non metteva in evidenza

alcuna alterazione della funzionalità

renale nei saldatori che eseguivano

MMA su acciai inossidabili e uno studio

successivo di pochi anni dopo non

trovava nessuna correlazione fra l’esposizione

a fumi di saldatura e l’insorgenza

di malattie renali croniche [35].

Anche per quanto concerne il carcinoma

renale non c’è nessuna evidenza che

supporti l’ipotesi di cancerogenicità dei

fumi di saldatura. È stato solo dimostrato

un modesto aumento del RR di

ammalare di Ca renale nei saldatori

esposti per molti anni e in condizioni

ambientali non sicure ai fumi contenenti

cadmio [33].

Numerosi sono gli studi condotti per

monitorare la fertilità nei lavoratori

esposti a fumi di saldatura: i risultati di

questi lavori sono spesso discordanti e

non confrontabili in quanto disomogenei

per disegno e per popolazioni di lavoratori

esaminate.

Tuttavia allo stato attuale delle conoscenze

sembra possa affermarsi che le

mogli di saldatori di acciai inossidabili

hanno un rischio maggiore di andare incontro

a un aborto spontaneo (RR 3,5).

Questo rischio non è presente nelle altre

categorie di saldatori che operano su

qualsiasi altro tipo di metallo e la possibile

spiegazione di questo dato può

essere individuata nell’azione mutagena

sulle cellule germinali e somatiche da

parte del cromo esavalente [36].

Per quanto riguarda il possibile interessamento

della cute da parte dei fumi di

saldatura, in letteratura esistono scarse

documentazioni e quasi tutte aneddotiche,

dalle quali si evince che i fumi contenenti

cromo possono dare origine a

dermatiti da contatto, di tipo prevalentemente

eritemato-eczematoso, che regrediscono

dopo allontanamento dal lavoro

e terapia topica mirata [37].

Conclusioni

Molti degli studi epidemiologici che

hanno valutato gli effetti della saldatura

sulla salute dell’uomo sono difficilmente

comparabili a causa delle differenze

esistenti nelle popolazioni di lavoratori,

negli ambienti lavorativi, nelle

tecniche di saldatura e nella durata di

esposizione.

Inoltre va tenuto presente che il saldatore

spesso non è esposto ai soli fumi di

saldatura, ma può lavorare in un ambiente

inquinato da altre polveri o fumi.

La difficoltà di comparazione deriva

anche dal fatto che alcuni di questi studi

sono stati condotti in laboratorio o in

ambienti di lavoro attentamente sorvegliati

e quindi ben lontani dalle abituali

condizioni lavorative prese in considerazione

nella stragrande maggioranza

degli altri studi.

Nonostante questi lavori epidemiologici

abbiano messo in evidenza, seppur nella

loro disomogeneità, un aumento delle

malattie respiratorie dopo esposizione ai

fumi di saldatura, ci sono ancora troppo

poche informazioni in merito alle cause,

ai meccanismi eziopatogenetici e alle

valutazioni dose-risposta perché si

possano trarre delle considerazioni e

delle conclusioni circa il reale impatto

dei fumi di saldatura sull’integrità dell’apparato

respiratorio.

Vi sono anche scarse informazioni circa

gli effetti dei fumi di saldatura sul SNC,

sull’apparato genitourinario e sulla cute

e, per quanto riguarda la loro possibile

cancerogenicità, gli studi su animali

come i test a breve o a lungo termine

sono ancora estremamente scarsi e inconcludenti.

È quindi facilmente comprensibile come

si renda necessario uno sforzo scientifico

per arrivare a una maggiore comprensione

dei possibili effetti dannosi

dei fumi di saldatura sulla salute dell’uomo,

in modo da poter formulare una

corretta valutazione dei rischi e sviluppare

le migliori strategie di prevenzione

per una popolazione di lavoratori che ha

un pesante impatto nel mondo del

lavoro.


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Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

The Croatian Welding

Society is very pleased to

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the IIW will take place in

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Giancarlo PARODI, laureato in Medicina e Chirurgia presso l’Università

degli Studi di Genova nel Luglio 1974 con votazione 110/110 e lode e medaglia

d’argento. Specializzato in Medicina del Lavoro presso l’Università degli

Studi di Genova nel Novembre 1977 con votazione 60/60. Specializzato in Oncologia

presso l’Università degli Studi di Genova nel Luglio 1980 con votazione

50/50. Dirigente Istituto Nazionale per lo Studio e la Ricerca sul Cancro

di Genova. Medico Competente dell’Istituto Nazionale per lo Studio e la

Ricerca sul Cancro di Genova. Medico Competente dell’Istituto Italiano della

Saldatura. Medico Competente dell’ASG Superconductors. Medico Aiuto

(Personale Sanitario Fiduciario) addetto agli impianti di Genova presso

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Verifica e consolidamento

di un ponte ferroviario: il caso

del ponte del Campasso

A. Brencich *

L. Gambarotta *

Sommario / Summary

In questo lavoro viene presentata e discussa la procedura di

verifica di un ponte ferroviario di 90 anni fa, il ponte del Campasso.

Un’attenzione specifica è rivolta alla caratterizzazione

dei materiali, alla valutazione dell’effetto della corrosione

sugli elementi del ponte e alla calibrazione dei modelli strutturali.

Il confronto tra i risultati forniti da modelli strutturali mono-,

bi-, e tridimensionali ed i risultati di una prova di carico consente

l’identificazione di un modello strutturale affidabile. Su

tali basi, si mostra come il ponte possa essere riaperto al

pesante traffico commerciale su un solo binario dopo l’esecuzione

di alcuni lavori di consolidamento.

The assessment procedure of a 90-years old, nailed steel

Italian railway bridge, the Campasso Bridge, is discussed.

The attention is focused on the material characterization, on

the evaluation of the corrosion of the structural members and

on the calibration of a structural model.

(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 3 - Workshop:

“Affidabilità all’uso di strutture saldate” - Genova, 27 e 28 Ottobre 2005.

* DICAT - Dipartimento di Ingegneria delle Costruzioni, dell’Ambiente e

del Territorio - Università di Genova

The comparison of the results given by 1D, 2D and 3D

models, compared to the outcomes of a load test, allowed the

identification of a reliable structural model. On this basis, it

is showed that the bridge can be re-opened to heavy commercial

railway traffic provided only one of the rails is kept in

service and provided few rehabilitation works are performed.

Keywords:

Atmospheric corrosion; bridges; civil engineering; corrosion;

design; fasteners; fatigue strength; fracture mechanics;

frac mech tests; load bearing capacity; mechanical properties;

mechanical tests; non welded joints; railways; remanent

life; service conditions; structural analysis; structural

members; structural steels.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

231


A. Brencich e L. Gambarotta - Verifica e consolidamento di un ponte ferroviario: il caso del ponte del Campasso

Introduzione

La rete ferroviaria italiana è stata costruita

prevalentemente negli ultimi

decenni del XIX secolo, ed è stata completata

in alcune sue parti nel primo

quindicennio che ha preceduto la prima

guerra mondiale. La maggior parte dei

ponti e dei viadotti è costituita da strutture

in muratura, ma specifiche esigenze

locali hanno richiesto la realizzazione di

alcuni ponti metallici, come quello

oggetto di questo lavoro.

I problemi principali che si presentano

alle strutture esistenti derivano da

carichi ferroviari e velocità di transito

superiori a quelli originali di progetto,

oltre che a materiali non conosciuti, di

cui è necessario procedere ad un’attenta

caratterizzazione meccanica. Analisi

chimiche e prove meccaniche eseguite

su campioni prelevati dal ponte, hanno

consentito di caratterizzare l’acciaio,

evidenziando come ritenere che i materiali

moderni siano ampiamente superiori

a quelli del passato non sia sempre

giustificato. Inoltre, prove di carico statiche

hanno consentito l’individuazione

della risposta strutturale del ponte e la

calibrazione di modelli ad elementi

finiti.

232 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

I principi della moderna meccanica delle

strutture sono stati applicati al ponte originale,

considerando sezioni non corrose

nelle loro geometrie originali, e al ponte

reale, ovvero tenendo conto della riduzione

degli spessori strutturali per effetto

della corrosione: in entrambi i casi è

stato ritrovato un buon accordo tra la risposta

del modello numerico e quella

delle prove sperimentali. Anche se i

lavori di consolidamento sono in corso

di esecuzione, questo lavoro discute una

panoramica generale delle analisi strutturali

eseguite e delle procedure di consolidamento.

Il ponte del Campasso: situazione

attuale ed esigenze future

Il ponte del Campasso è un ponte ferroviario

a doppio binario con luce di 243m

sul torrente Polcevera, in prossimità di

Genova (Figg. 1 e 2). Progettato nel 1906

dall’Ufficio Tecnico di una delle maggiori

imprese europee di costruzioni ferroviarie

dell’epoca, la Società Nazionale

delle Officine di Savigliano, venne

aperto al traffico nel 1915. Danneggiato

durante la seconda guerra mondiale da

mitragliamenti aerei, il ponte è rimasto

costantemente aperto al traffico ed oggi è

uno dei più vecchi ponti in acciaio

ancora in esercizio sulla rete ferroviaria

nazionale. Il ponte del Campasso può

essere considerato un prototipo dei ponti

ferroviari chiodati impiegati dalle Ferrovie

Italiane all’inizio del XX secolo; cionondimeno,

è poco conosciuto essendo

rimasto in ombra del più famoso ponte

San Michele sul fiume Adda a Paderno,

vicino a Milano, costruito nel 1885 dalla

stessa Società, ed oggi non più in esercizio.

Il ponte del Campasso è costituito da una

coppia di travature reticolari (Figg. 2 e

3.a) a tre campate (76.5m-90m-76.5m),

alte 11.4 m e larghe 9.4m (l’impalcato ha

larghezza di 8.0m), per un peso complessivo

di 1800 t, collegate da telai trasversali

(Fig. 3.b). Le travate sono costituite

da 28 aste da 9m, ad eccezione di

alcune di lunghezza ridotta a 8.25m

nelle campate minori, e sono disposte inclinate

di circa 45° rispetto all’asse del

fiume (Fig. 1.a). La sezione delle aste

dei correnti inferiori presenta una geometria

ad U realizzata mediante piatti ed

angolari ad L collegati da una diffusa

chiodatura (Figure 4); nelle aste dove era

atteso lo sforzo normale maggiore sono

stati impiegati pacchetti di lamiere nella

parte inferiore delle sezioni ad U

(Fig. 4.a). Le aste superiori della travata

presentano la medesima geometria ad

eccezione del fatto che le U sono rovesciate

verso il basso (Fig. 3.b).

Situata a soli 3 km dal mare, la struttura

è oggi gravemente danneggiata dalla

corrosione. La geometria ad U delle

sezioni del corrente inferiore delle

travate, insieme alla pressoché totale

assenza di manutenzione, ha determinato

drammatici fenomeni corrosivi in

diverse sezioni.

Una campagna sistematica d’indagine

sullo stato di degrado ha rilevato che la

parte inferiore delle sezioni ad U, in

Figura 1 - Ponte del Campasso: a) rappresentazione generale dell’area (oggi il torrente è stato ristretto); b) veduta laterale del ponte.


Figura 2 - Veduta generale del ponte del Campasso.

Figura 3.a - Veduta interna del ponte.

talune parti, è completamente corrosa,

mentre nella parte interna delle sezioni

ad U del corrente inferiore della travata

di valle, i profili ad L si presentano completamente

corrosi (Fig. 5). La mancanza

di manutenzione ha consentito

alla corrosione anche di penetrare in profondi

nei giunti fino a raggiungere gli

stessi chiodi (Fig. 6).

A. Brencich e L. Gambarotta - Verifica e consolidamento di un ponte ferroviario: il caso del ponte del Campasso

Alcuni collegamenti sono corrosi per

più del 50% della sezione originale

(Fig. 6.b), mentre la corrosione media ha

ridotto lo spessore iniziale delle lamiere

(12 e 16 mm) di una quantità compresa

tra 2 e 4 mm.

Attualmente il ponte è classificato in categoria

C3 (20t/asse ed un carico uniforme

equivalente di 72 kN/m, velocità

Figura 5 - Corrosione dei profili interni ad L di collegamento dei piatti. Trave sud - lato mare.

Figura 4.a - Sezioni ad U delle aste.

Figura 3.b - Telaio trasversale del ponte. Figura 4.b - Aste del corrente inferiore delle

travate.

limitata a 30 km/h) e si trova sul ramo di

collegamento del parco del Campasso

con la linea Genova-Milano. L’adeguamento

del ponte è una necessità fortemente

sentita dall’ente ferroviario

in quanto il traffico merci, che fa riferimento

a questo ponte, ne richiede la

riclassificazione in categoria D4

(22.5t/asse ed un carico uniforme equi-

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

233


A. Brencich e L. Gambarotta - Verifica e consolidamento di un ponte ferroviario: il caso del ponte del Campasso

Figura 6.a - Corrosione dei collegamenti

chiodati delle aste superiori.

valente di 80 kN/m); inoltre, la diffusa

corrosione pone forti dubbi anche sull’attuale

classificazione in categoria C3.

Analisi strutturale

Per quanto desumibile dalla documentazione

originale, e conformemente alle

procedure progettuali di fine ottocento,

il ponte sembra essere stato progettato

con riferimento a schemi di calcolo

semplificati, ad esempio travate reticolari

piane in cui sono state considerate

efficaci le sole diagonali in trazione.

Anche se i nodi delle travate e le dimensioni

delle sezioni sono state definite

senza tenere conto del problema dell’eccentricità

tra lo sforzo normale ed il ba-

234 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

ricentro della sezione, il che è tipico

delle costruzioni in acciaio del XIX

secolo, le dimensioni degli elementi

strutturali sembrano essere in pressoché

perfetto accordo con i moderni principi

della meccanica e della sicurezza strutturale.

Con l’obiettivo di definire un modello

meccanico affidabile, è stata seguita

una procedura per passi: a) prove sui

materiali; b) realizzazione di diversi

modelli strutturali con crescente livello

di dettaglio la cui affidabilità è stata verificata

sulla base del confronto tra i risultati;

c) esecuzione di una prova di

carico statica di verifica dei modelli

strutturali. Nel seguito vengono discusse

queste fasi del procedimento di

verifica del ponte.

Figura 6.b. - Corrosione completa di un

chiodo.

Caratterizzazione dei materiali

La caratterizzazione meccanica dei materiali

è stata eseguita sia mediante prove

meccaniche su campioni prelevati direttamente

dal ponte (risposta tensione-deformazione,

resistenza a trazione, tenacità

Charpy, analisi chimica) sia

mediante prove in situ (durezza HV ed

analisi chimiche). Le Tabelle I, II e III

riassumono i dati principali. Secondo gli

standard moderni [1-5, 8] l’acciaio del

ponte può essere classificato come

acciaio saldabile Fe 430 A. Questa circostanza

era piuttosto inattesa e dimostra

come i materiali impiegati per il ponte

del Campasso erano tra i migliori materiali

reperibili all’epoca.

Vista la fondamentale importanza dei

chiodi nella procedura di verifica della

TABELLA I - Impurità dell’acciaio [%] - valori medi su 32 prove.

C Mn Si S P Ni Cr Mo Cu Durezza-HV

Media 0.039 0.310 0.018 0.033 0.040 0.036 0.013 0.008 0.066 131

Min 0.016 0.175 0.000 0.056 0.015 0.030 0.001 0.007 0.137 118

Max 0.062 0.477 0.059 0.015 0.075 0.046 0.022 0.010 0.029 150

TABELLA II - Caratteristiche meccaniche principali.

Gruppo di

campioni

σ y [MPa]

medio

σ u [MPa]

medio

ε u %

medio

E [MPa]

medio

Note

n. Area [mm 2 ]

1 215 300 435 26 238000 Piatto – spessore 15 mm

2 217 274 412 35 234000 Piatto – spessore 15 mm

3 160 306 401 33 213000 Piatto – spessore 8 mm

4 153 311 433 32 210000 Piatto – spessore 8 mm

5 150 290 397 36 199500 Piatto – spessore 8 mm

6 9453 314 435 34 205000 Profilo ad L – spess. 5 mm

7 940 340 471 35 221000 Profilo ad L – spess. 5 mm

8 941 325 453 23 226000 Profilo ad L – spess. 5 mm


struttura, alcuni di essi sono stati prelevati

dal ponte e sottoposti a prova di

taglio diretto. I chiodi non hanno manifestato

alcun chiaro segno di snervamento,

con tensione tangenziale ultima

media di 298 MPa e con una dispersione

dei dati veramente piccola. Secondo il

criterio di Von Mises, questi dati definiscono

una resistenza a trazione diretta di

520 MPa, valore ben maggiore di quello

misurato sui piatti.

Modelli strutturali

A prima vista il ponte appare come una travatura

reticolare tri-dimensionale; secondo

A. Brencich e L. Gambarotta - Verifica e consolidamento di un ponte ferroviario: il caso del ponte del Campasso

TABELLA III - Misure di tenacità - prova Charpy a temperatura ambiente di 20°C.

Gruppo di

campioni

Geometria della

sezione misurato

Tenacità KV (Charpy) [J]

riferita ad una sezione 10x10mm

Note

1 T 10 x 10 mm 35.24 35.24 Piastra spessore 15 mm

2 T 10 x 10 mm 32.28 32.28 Piastra spessore 15 mm

3 L 7 x 10 mm 34.16 48.55 Piastra spessore 15 mm

3 T 7 x 10 mm 67.55 96.00 Piastra spessore. 8 mm

6 T 5 x 10 mm 44.87 88.44 Piastra spessore 8 mm

7 T 5 x 10 mm 39.32 77.47 Angolare ad L 60x40x5

8 T 5 x 10 mm 41.38 81.52 Angolare ad L 60x40x5

T= prova realizzata in direzione ortogonale alla direzione di laminazione L= prova realizzata nella direzione di laminazione

la prassi del XIX secolo, esso è stato progettato

come una coppia di travature reticolari

bi-dimensionali [6, 7]. Al tempo

della realizzazione del ponte, essendo impossibile

risolvere strutture tridimensionali

fortemente iperstatiche, si assumeva che la

struttura complessiva potesse essere

pensata come la sovrapposizione di due

strutture reticolari isostatiche:

i) una trave reticolare con efficaci le

sole aste in trazione, ovvero una sorta

di trave Pratt;

ii) una seconda trave reticolare con efficaci

le sole aste compresse, ovvero

una sorta di trave Howe (Fig. 7).

Figura 7 - Scomposizione del problema iperstatico in due sottoproblemi isostatici.

a)

b)

c)

Figura 8 - Modelli strutturali per il ponte: modelli a) 1D, b) 2D e c) 3D.

Per ogni posizione del carico, il primo

modello avrebbe fornito la massima sollecitazione

di trazione nei diagonali,

mentre il secondo veniva impiegato per

definire la massima sollecitazione di

compressione nelle diagonali. Le aste

dei correnti superiore ed inferiore venivano

determinate facendo riferimento ai

massimi e minimi valori determinati con

i due modelli strutturali impiegati.

La procedura delineata non tiene in

conto diversi aspetti della risposta strutturale

del ponte:

i) l’iperstaticità della struttura;

ii) gli effetti torsionali, tipici di strutture

tridimensionali sbieche rispetto agli

appoggi;

iii)l’effetto dell’eccentricità tra il baricentro

delle sezioni delle aste e la

linea d’azione degli sforzi normali,

che determina fenomeni flessionali

nelle aste che devono essere valutati.

Inoltre, le dimensioni dei nodi e dei collegamenti

(Figg. 2, 3 e 5), sollevano il

dubbio se nodi di queste dimensioni non

trasmettano anche dei momenti flettenti

alle travi che vi concorrono, ovvero se lo

schema strutturale del ponte non sia

quello di una travatura reticolare ma

quello di un telaio spaziale.

I modelli strutturali considerati sono i

seguenti:

i) trave continua monodimensionale

equivalente alla travatura reticolare

piana sia indeformabile che deformabile

a taglio;

ii) modelli di travatura reticolare e di

telaio piano;

iii)modelli di travatura reticolare spaziale

e di telaio spaziale (Fig. 8).

Per tenere conto dell’effetto della corrosione,

il modello a telaio tridimensionale

è stato formulato considerando le travi:

a) nella loro consistenza iniziale (ponte

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

235


A. Brencich e L. Gambarotta - Verifica e consolidamento di un ponte ferroviario: il caso del ponte del Campasso

a) b)

Figura 9 - a) Sezioni di progetto (ponte di progetto); b) sezione corrosa corrispondente

(ponte corroso).

Figura 10 - Distribuzione dei carichi per la prova di carico - rappresentazione del ponte da sud.

di progetto) e b) nella loro consistenza

attuale, ottenuta rimuovendo dalla geometria

delle sezioni le piastre corrose

(ponte corroso) (Fig. 9), limitatamente al

corrente inferiore della travata di valle,

come riscontrato nella realtà.

Il confronto tra i dati forniti da ciascun

modello con quelli dei modelli a minore

e maggiore dettaglio consentono di definire

l’affidabilità di ciascun modello.

Tutti i modelli sono elastici lineari non

trattandosi di una verifica a collasso.

236 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

Prova di carico sul ponte

Il modello a telaio spaziale, quello a

maggior livello di dettaglio che assume

nodi in grado di trasmettere momento

flettente tra i vari elementi del ponte, è

confortato dai risultati della prova di

carico. Quattro carri del peso di circa 60t

ciascuno sono stati disposti su entrambi i

binari in diverse posizioni. Gli spostamenti

del ponte sono stati misurati mediante

due sistemi di misura:

i) misura diretta (comparatori centesi-

TABELLA IV - Tipici carri ferroviari da normative secondo RFI - dimensioni in m.

Carro

Carico

/asse /m a b c

Lungh.

Totale

C3 200 kN 72 kN/m 1.80 1.50 4.50 11.10

D4 225 kN 80 kN/m 1.80 1.50 4.65 11.25

mali) degli spostamenti dei nodi al

centro della campata maggiore, che

erano accessibili dalla pubblica via;

ii) livellazione topografica di alta precisione

di diversi punti su tutto il ponte.

Le precisioni, valutate al termine delle

prove, sono state di 3/100 di mm per le

misurazioni dirette mediante comparatori

e di 1/10 di mm per le misurazioni

topografiche, ovvero con un errore dello

0.2% e 0.6% rispettivamente sugli spostamenti

massimi del ponte.

Le Figure 10 ed 11 mostrano la distribuzione

dei carri ed il confronto tra le deformate

teoriche e le misurazioni sperimentali,

osservando che il modello

teorico riproduce bene le risultanze sperimentali.

Risultati

I carichi considerati nelle analisi sono riportati

nella Tabella IV e rappresentano

l’effettivo carro D4; poiché questo

carico è maggiore di quello del locomotore

più pesante, sono stati presi in considerazione

solo carri ferroviari, singoli

ed in convoglio di soli carri, risultati la

condizione di carico più gravosa. Uno

studio preliminare aveva dimostrato che,

per questo ponte, le differenze tra l’applicazione

di carichi concentrati, come

nella Tabella IV, o di carichi distribuiti

equivalenti sono minime.

La Tabella V riporta un confronto tra la

risposta dei diversi modelli strutturali.

TABELLA V - Valori estremi delle tensioni nei diversi elementi strutturali per le diverse condizioni di carico.

Tensioni σ [MPa] Freccia della

Modello strutturale

Corrente Diagonale Montante campata

Max Min Max Min Max Min centrale [mm]

Procedure del XIX secolo - 2D 177 -178 180 -180 72 -18 /

Trave continua 1D - progetto 136 -136 179 -179 / / 67

Trave reticolare 2D - progetto 110 -96 59 -161 191 -35 88

Telaio 2D - progetto 114 -104 79 -179 216 -34 86

Trave reticolare 3D - progetto 81 -84 96 -105 138 -175 74

Telaio spaziale 3D - progetto 102 -124 161 -160 127 -161 67

Telaio spaziale 3D - progetto 126 -125 165 -160 165 -160 69


A. Brencich e L. Gambarotta - Verifica e consolidamento di un ponte ferroviario: il caso del ponte del Campasso

Figura 11 - Spostamenti teorici dei nodi e valori misurati: triangoli = misure topografiche; quadri = misure dirette mediante comparatori.

Per il modello a trave continua monodimensionale,

le tensioni nei correnti superiori

ed inferiori e nei diagonali sono

stati dedotti dai valori del momento flettente

e del taglio rispettivamente. Si può

osservare che i modelli piani non

tengono in conto gli effetti della ripartizione

trasversale dei carichi, sottostimano

lo stato tensionale valutato a

modelli spaziali. Inoltre, le procedure

del XIX secolo sembrano fornire buone

stime dello stato tensionale massimo

atteso nei diversi elementi del ponte ad

eccezione delle diagonali.

La Figura 12 riporta la risposta nella

condizione di carico più severa, evidenziando

le reazioni vincolari (Fig. 12.a),

la deformata (Figg. 12.b, 12.c e 12.d).

a)

b)

e)

c) d)

Un aspetto rilevante della risposta strutturale

è attivato dalla disposizione

sbieca del ponte e da una leggera asimmetria

delle travate longitudinali, che

conducono a deformate differenziate tra

le travate di monte e di valle anche per

carichi simmetrici (Figg. 12.b e 12.c).

I telai trasversali assolvono al compito

di distribuire i carichi di un solo binario

su entrambe le travate longitudinali.

La Figura 12.e evidenzia le reazioni vincolari

per un carico disposto su un solo

binario: la travata prossima al binario caricato

sopporta il 60% del carico, mentre

la distribuzione dei carichi dell’impalcato

vorrebbe per questa travata il 72%

del carico accidentale. Tale differenza è

dovuta alla rigidezza dei telai trasversali

Figura 12. Treno completo su due campate adiacenti: a) distribuzione del carico e reazioni vincolari

[t]; deformata di: b) ponte; c) telaio trasversale, cfr. figura 12.a; d) due moduli adiacenti;

e) carico asimmetrico.

e sottolinea la fondamentale importanza

di questi telai e dei loro nodi nella risposta

complessiva del ponte e nelle opere

di recupero della struttura.

Le travi longitudinali di binario, disposte

esattamente al di sotto delle rotaie, costituiscono

l’impalcato del ponte e sono

semplicemente appoggiate ai telai trasversali

nelle loro parti inferiori. Tra i

diversi elementi strutturali, queste travi

sono isostatiche e moderatamente sollecitate

a trazione per effetto della deformazione

flessionale d’insieme del ponte

(Fig. 12.d).

La verifica dei nodi e delle sezioni composte,

in cui i profili ad L ed i chiodi

sono essenziali per la connessione delle

diverse lamiere, ha dimostrato che

possono sopportare non meno del

doppio delle massime forze nodali che

possono giungervi.

Conclusioni

La verifica del ponte del Campasso è

stata sviluppata per gradi:

i) la caratterizzazione dei materiali,

acciaio e chiodi, ha dimostrato che i

materiali sono simili ad un moderno

acciaio di buona qualità;

ii) la corrosione ha intaccato diverse

parti della struttura: chiodi, piatti e

profili, principalmente nei correnti

inferiori della travata a valle, riducendo

la sezione resistente anche del

50% rispetto alla consistenza originaria

di progetto;

iii)il modello meccanico che meglio rappresenta

i dati sperimentali è quello

di un telaio spaziale, con trasmissione

di momenti attraverso i nodi, decisa-

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

237


238

A. Brencich e L. Gambarotta - Verifica e consolidamento di un ponte ferroviario: il caso del ponte del Campasso

mente diverso dal modello a trave reticolare

spaziale, che usualmente

viene considerato il modello strutturale

naturale per queste strutture;

iv)i carichi massimi (due binari in esercizio)

determinano uno stato tensionale

ancora ammissibile se la corrosione

non avesse intaccato profondamente

diversi elementi del ponte;

tenendo conto degli effetti della corrosione,

lo stato tensionale appare

essere al di là dei limiti ammissibili;

v) la valutazione degli effetti della fatica

sul ponte prevederebbe una vita

residua di non meno di 40 anni, ben

più dei 10 anni richiesti dall’ente ferroviario.

La verifica del ponte del Campasso ha

richiesto la chiusura definitiva al traffico

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

del binario a valle, vicino alla travata più

corrosa, lasciando in servizio senza

limiti di velocità il binario a monte. Per

l’elevata iperstaticità della struttura e per

l’elevata qualità dei materiali e dei

chiodi, la riapertura e la riclassificazione

del ponte è subordinata all’esecuzione

solo di limitate opere di riparazione dei

nodi più danneggiati dalla corrosione e

da un sistema d’ispezione sistematico

della struttura.

Bibliografia

Ringraziamenti

Gli autori ringraziano il Prof. A. Giussani,

Politecnico di Milano, ed il Prof. D.

Sguerso, dell’Università di Genova, per

le misure topografiche. Gli autori sono

profondamente in debito con l’Ing.

Gianfranco Pometto, RFI, per il fondamentale

aiuto fornito nella preparazione

della prova di carico e negli aspetti logistici

della ricerca.

[1] BS 4360, 1990: «Specification for weldable structural steels». London, British

Standards Institution.

[2] BS EN 10025, 1993: «Specification for hot rolled products of non-alloy structural

steels and their technical delivery conditions», London. British Standards Institution.

[3] BS 7668, 1994: «Specification for weldable structural steels. Hot finished structural

hollow sections in weather resistant steels», London. British Standards Institution.

[4] Cooper S.E. 1985: «Designing steel structures». Englewood Cliffs, Prentice-Hall.

[5] Eurocodice 3: «Strutture in acciaio».

[6] Jorini, A. 1921: «Teoria e pratica nella costruzione dei ponti». Milano, Hoepli.

[7] Rossi, L.G. 1920: «Ponti in acciaio». Padova, Editrice Universitaria.

[8] Steel Construction Institute, 1992: «Steel designers manual». Oxford, Blackwell

Scientific Publications.

Antonio BRENCICH è ricercatore confermato di Tecnica delle Costruzioni

presso il DICAT; è autore di oltre sessanta pubblicazioni scientifiche internazionali,

alcune delle quali su rivista internazionale. Si occupa di Meccanica

delle murature, Meccanica della frattura, Ingegneria sismica e Ponti in muratura.

È consulente di RFI (Rete Ferroviaria Italiana) e di UIC (International

Railway Union) sugli aspetti strutturali dei ponti in muratura. È membro di

associazioni scientifiche e tecniche. È titolare dei corsi di Tecnica delle Costruzioni

2 (cemento armato) e Costruzioni di Infrastrutture per i Trasporti 1.

Luigi GAMBAROTTA è Professore ordinario di Scienza delle Costruzioni

presso il DICAT, Dipartimento di Ingegneria delle Costruzioni, dell’Ambiente

e del Territorio dell’Università di Genova. Autore di decine di lavori scientifici,

molti dei quali su rivista internazionale, si occupa di Meccanica della

frattura, Meccanica dei materiali fragili, Meccanica delle murature, Meccanica

delle strutture, Ponti in muratura, Ingegneria sismica e Biomeccanica.

È consulente di RFI (Rete Ferroviaria Italiana) e di UIC (International

Railway Union) sugli aspetti strutturali dei ponti in muratura. È membro di

numerose associazioni scientifiche e tecniche internazionali e nazionali.

È titolare dei corsi di Scienza delle Costruzioni 1 e di Resistenza dei Materiali

e del corso di Statica presso la Facoltà di Architettura.


ISTITUTO ITALIANO

DELLA SALDATURA

Divisione PRN

Maura Rodella

Lungobisagno Istria, 15

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Tel. 010 8341385

Fax 010 8367780

Email: maura.rodella@iis.it

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Pubblicazioni IIS

Pubblicazioni IIS

Controllo ultrasonoro

Questo nuovo testo sul metodo di controllo ultrasonoro

può essere considerato un riferimento essenziale,

non solo per coloro che si interfacciano con le problematiche

di controllo non distruttivo industriale ma

anche per gli studenti universitari di ingegneria meccanica,

fisica, scienza dei materiali e metallurgia.

Attualmente il metodo di controllo ultrasonoro è uno

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costruzione di oleodotti e gasdotti, costruzioni

off-shore e, più in generale, nelle grandi costruzioni

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Indice

1. Principi fisici

2. Trasduttori e generazione delle onde ultrasonore

3. Analisi del fascio ultrasonoro

4. Apparecchiature

5. Blocchi campione di riferimento e di calibrazione

6. Taratura della sensibilità

7. Dimensionamento delle indicazioni rilevate nel controllo ultrasonoro

con il metodo D.G.S

8. Tecniche speciali

9. Controllo di lamiere

10. Controllo di prodotti siderurgici -laminati a sezione tonda

11. Controllo delle saldature

12. Controllo di getti - controllo ultrasonoro di fusioni in acciaio

basso-legato con spessore 100 ÷ 400 mm

13. Controllo di giunti in materiale austenitico e controllo di riporti

placcati

14. Determinazione della percentuale e del grado di sferoidizzazione

in fusioni di ghisa sferoidale

15. Misure di spessori - procedure operative

16. Controllo di materiali termoplastici

2006, 248 pagine, Codice: 101022, Prezzo: € 75,00

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International Institute of Welding

Fatigue behaviour of

high strength steel thin

sheet assemblies (°)

1. Introduction

The design of a structure can be hardly

done without any assembly. These linkages

between the different components

are often the weakest points regarding

the fatigue behaviour. It is thus very important

to have the best knowledge possible

on their fatigue strength. This good

knowledge allows a good fatigue assessment

and also the choice of the best

joining technique.

This paper only deals with thin sheets

steel grades from 0.5 mm up to 3 mm.

All the techniques can be classified according

to different groups: spot joining

such as resistance spot welding, riveting

or clinching, and linear assemblies (arc

or laser welding).

2. Spot assemblies

Fatigue tests that can be performed to

study the fatigue strength are numerous,

but for the time being, only two of them

are standardized. The first one is the

shear tensile test, and the other one is the

cross tensile test, both tested with a load

ratio of 0.1.

(°) Doc. IIW-1784-06 (ex-doc. III-1384-06)

recommended for publication by Commission III

“Resistance welding, solid state welding and

allied joining processes”.

* Arcelor Research (France).

Summary

A. Galtier *

M. Duchet *

In order to assemble thin steel sheets, several techniques are used such

as spot welding or mechanical joining like clinching or riveting. On

another hand, laser or arc welding offer a good solution to make a stiff

link between two plates. Laser welding is furthermore applied for tailored-blanks

widely used in automotive industry. The main parameters

that influence the fatigue behaviour of assemblies are presented and

some comparisons are made. For example, while the steel grade has a

very small influence on the fatigue strength of spot welds, the riveted or

clinched specimens exhibit a higher fatigue property on high strength

steel than on mild steel.

KEYWORDS: Butt welds; Comparisons; Cracking; Defects; Fatigue

cracks; Fatigue strength; Fatigue tests; High strength steels; Lap joints;

Laser welding; Mechanical properties; Mechanical tests; Photon beam

welding; Radiation welding; Rivets; Spot welds; Steels.

Other geometries are used such as H

shape specimen, hat shape or peeling

specimen, but their dimension depend

on the laboratory.

A work is in progress in the International

Institute of Welding as well as in ISO to

standardize them [1].

2.1 Spot welding technique

This technique is the most commonly

used in the automotive industry and

offers a good strength. Research

program are still in progress on the optimization

of the welding condition according

to the grade quality.

Combining the different parameters

such as the welding force, current intensity,

number of welding cycles, and

shape, allows very complex welding patterns.

For some steel grades, some tempering

cycles can increase the strength

of the spot weld.

From a fatigue point of view the acuity

of the notch at the spot root introduces a

very high stress concentration factor,

and the effect of the grade quality

(strength of the base metal) disappears

on the spot welded specimen.

On Figure 1, the fatigue resistance on 3

steel qualities (mild, micro alloyed, and

dual phase) are compared and the difference

is not statistically significant.

The main parameter that influences the

fatigue strength is the sheet thickness

(Figure 2). In some studies the spot diameter

is also introduced but both thickness

e and spot diameter d are usually

linked by the equation d = 5 ��e it is thus

difficult to really differentiate each influence

without a particular study.

2.2 Clinching and riveting

In the literature different types of clinching

can be found [2-6], but the most

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007 241


A. Galtier e M. Duchet - Fatigue behaviour of high strength steel thin sheet assemblies

Maximum load (N)

Number of cycles to failure

Figure 1 - SN curves on tensile shear specimen

is not affected by the steel grade quality

or metallurgy (same thickness of 1.2 mm).

commonly used in automotive industry

is the TOX process (Figure 3).

For the riveting, several rivet geometries

exist. Figure 4 shows the one used in this

study. While on spot welding assembly

both sheets have a symmetrical role, for

mechanical assemblies each sheet has a

dissymmetrical influence according to

the side during the process.

In the case of different thicknesses the

fatigue resistance is given by the sheet

Table 1 - Mechanical properties of tested grades.

Grade YS 0.2 (MPa) UTS (MPa)

DDQ 140 < YS 0.2 < 180 270 < UTS < 330

S315 320 < YS 0.2 < 380 410 < UTS < 480

S380 340 < YS 0.2 < 410 420 < UTS < 490

S460 460 < YS 0.2

DP 450 250 < YS 0.2 450 < UTS

DP 600 300 < YS 0.2 600 < UTS

Figure 3 - Clinching TOX process.

242 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

Endurance limit (N)

placed on the punch side. Fatigue tests

were performed on specimens riveted

from 2 deep drawing quality with a

thickness of 0.7 mm and 1.4 mm.

The assemblies are noted with 2 figures

where the first is the sheet thickness on

the punch side, and the second one the

thickness of the sheet on the die side.

The SN curves plotted on 4 configurations

show that the specimens 1.4/1.4

have the same fatigue lives that the

1.4/0.7 specimens,

and similarly

when the 0.7

mm sheet is

placed on the

punch side

(Figure 5).

This result can be

explained by the

fact that the

fatigue cracks initiate

and propagate

in the sheet

on the punch side

(Figure 6).

Dissymmetrical

assemblies are of

a great interest for

mechanical

joining. The

fatigue limit of a

spot weld constituted

with two

sheets of 0.7 mm

and 1.4 mm will

be governed by

the thinner sheet

thickness. Accord-

Thickness (mm)

Figure 2 - Endurance limit at 2 million cycles

of tensile shear specimens according to the

sheet thickness (all steel grades).

ing to Figure 2, this endurance limit is

about 1200 N while on riveted specimens,

the endurance limit reaches 2000 N.

Another interest of mechanical joining is

that the fatigue behaviour is influenced

by the steel grade.

Fatigue tests have been performed on

several grades quality from Deep

drawing quality up to Dual phase steel

(DP 450, DP 600) with micro-alloyed

(HSLA 315, 380, 460). Tensile mechanical

properties of these steel grades are

given in Table 1.

In Figure 7 fatigue limit at 10 million

cycles as well as the ultimate monotonic

tensile load are grouped for the different

grades with a same thickness of 1.4 mm.

The tensile resistance increases of 80%

with the steel grade (from DDQ to S460)

while the fatigue resistance increases of

about 25%. In the case of flat head

rivets, the fatigue property increases

while then tensile load decreases. This

shows that there is no clear relation

between the fatigue behaviour and the

tensile one. On the contrary of spot

welds, the influence of the steel grade

appears on riveted or clinched specimens

because the stress concentration

on the crack location is much lower.

Fatigue limit obtained on tensile shear

specimens at 2 million cycles for all

grades and for a sheet thickness of 1 mm

and 1.4 mm can be compared (Figure 8).

It can be noticed that the mechanical

joining techniques are interesting for

high strength steel (from HSLA 300),

but the higher the steel strength and the

more difficult the joining is.


Figure 4 - Geometry of the rivet.

Figure 6 - Fatigue crack initiation in a

riveted specimen.

3. Linear welding

Laser welding is commonly used for

thin sheets in industries such as automotive.

It has many interests in its application.

Laser welding is a continuous

assembling technique so that, in comparison

with spot welding, the fatigue

strength, the crash resistance and the

stiffness of the welded structure are

higher. Furthermore, as the heat-affected

zone of the laser weld is very narrow,

Figure 7 - Strength of riveted specimens.

A. Galtier e M. Duchet - Fatigue behaviour of high strength steel thin sheet assemblies

Maximum load (N)

and the seam

weld very flat,

laser weld,

in comparison

to conventional

welding, has

fatigue properties

50% higher for

butt welds as

shown in Figure 9

[7]. The technique

of tailored-blanks,

based on the possibility

to stamp

sheets previously welded, is nowadays

widely used in order to realize complex

parts with either different thicknesses or

different grades. Despite these advantages,

it is very important to control the

laser welding process in order to have

the best properties. For example, a study

performed by RENAULT with CETIM

[8] shows the scatter that can occur on

industrial welding lines. A real part has

been considered and tested under fatigue

conditions after either laboratory or in-

Endurance limit at 2 millions cycles (N)

Number of cycles to failure

Figure 5 - SN curves obtained on riveted

specimens with different thicknesses.

dustrial welding with spot resistance or

laser. On one hand, in Figure 10, it can

be seen that the fatigue life of the four

components laser welded in laboratory

is much higher than the one obtained on

spot welded component. Furthermore,

the scatter of the results is very low.

On the other hand, on industrially

welded components, the scatter is so

high that some laser welded components

have the same fatigue life than the spot

welded ones (Figure 11).

In automotive industry, the steel sheets

can be so thin (from 0.7 mm to 1.5 mm)

that all defects can have a great influence

on the final properties.

The purpose of the present paper is to

discuss the fatigue behaviour of laser

welds. At the production line of tailoredblanks

level, defects such as porosity

(induced by the welding conditions and

the edge quality of the sheets), misalignment,

or lack of penetration, can occur.

Fatigue behaviour of laser welds containing

defects are presented and compared

to the optimal conditions.

Figure 8 - Comparison of fatigue limits of

spot welded, clinched and riveted specimens.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

243


A. Galtier e M. Duchet - Fatigue behaviour of high strength steel thin sheet assemblies

Stress amplitude σ a in MPa

3.1 Fatigue strength of laser butt

welds

Several kinds of specimens can be used

to test the fatigue properties of laser

welding. In this study, we focus on tailored-blanks.

That is the reason why

tests have been performed on butt welds.

The specimen geometry is given in

Figure 12. First of all, 5 configurations,

homogeneous in thickness and steel

grade were tested. The mechanical properties

of the chosen Arcelor grades are

given in Table 2. The DDQ and HSLA

materials is fully ferritic, while the DP

grades are dual phase steels with ferrite

and martensite. The TRIP steel contains

ferrite, austenite, and martensite constituents.

244 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

Number of cycles to fracture N f

Figure 9 - Comparison between the fatigue properties of laser and conventional butt welds on

StE 460 grade.

Cycles

Figure 10 - Fatigue life of real component

welded in laboratory.

Fatigue tests were performed on servohydraulic

machines with a R ratio equal

to 0.1 and a load frequency of 30 Hz.

On DDQ material, cracks usually initiate

in the base metal far away from the weld

beam. For the other grades cracks initiate

in the weld zone.

Fatigue limits at 5 million cycles have

been determined using statistical method

implemented in ESOPE software.

The comparison of the obtained values

with the fatigue limit of the base material

shows that the difference is very small

(Figure 13). The lower value of the

fatigue limit on the welded specimen can

be explained by the specimen geometry

on which the loaded volume is higher.

Therefore, the difference comes from the

specimen size effect, and so there is no

difference of fatigue properties between

the base metal and the laser butt welds.

For example, if specimens machined on

base material with the same geometry

than the welded ones are tested, the

fatigue life obtained is lower. No real difference

can then be noticed between

welded joints and base metal (Figure 14).

3.2 Influence of the misalignment

and undercut

As it has been mentioned in the introduction,

industrial welds can give lower

fatigue strength due to non-optimized

welding conditions. The first defects that

can be encountered are the misalignment

between the two sheets, and undercut.

In this framework, we welded some

sheets introducing two kinds of defects.

The steel grade used, HSLA 280, has a

yield stress and an ultimate tensile

strength of respectively 300 MPa and

400 MPa.

Specimens have a thickness of 1.5 mm

in one side and 2 mm on the other side.

Three batches were made:

• aligned specimens used as reference

(Figure 15),

• specimens with a misalignment of

0.2 mm (Figure 16),

• specimens with an important undercut

introduced by a clearance of

0.2 mm between the two sheets

before welding (Figure 17).

It has to be noticed that these defects are

higher than the one limited by ISO

13919-1. The undercut represents 4

times what it is allowed in the standard,

and for misalignment it is twice the admissible

value. Tensile tests were per-

Cycles

Figure 11 - Fatigue of real component welded

in production lines.


Table 2 - Mechanical properties of grades.

Figure 12 - Butt weld specimen geometry.

formed on specimens issued from each

batch.

All results are similar, and all specimens

broke on the base metal, far away from

the weld. So, these kind and level of

defects have no influence on the monotonic

tensile properties. Nevertheless, it

has to be noticed that the steel grade

used is not a very high strength steel.

In the case of misalignment it can be interesting

to calculate the geometrical

stress concentration factor introduced.

According to IIW recommendation, K g

can be calculated with formula (1).

where

Fatigue limit at 5 millions cycles (MPa)

Grade YS 0.2 (MPa) UTS (MPa)

DDQ 153 286

DP 600 380 630

DP 450 390 475

HSLA 280 300 430

Trip 800 515 830

n

6 e · t 1

Kg = 1 +

t1 t n 1 + t n 2

UTS (MPa)

Figure 13 - Fatigue limit on base materials.

(1)

A. Galtier e M. Duchet - Fatigue behaviour of high strength steel thin sheet assemblies

e is the misalignment value,

t 1 and t 2 are the thickness of the plates,

n is usually taken equal to 1.5.

This formula is interesting for simple

cases but, for complex structure, finite

element calculation is necessary.

For the welded configurations presented

in Figure 16, the stress concentration

factor K g induced both by the misalignment

and the difference of thickness can

be calculated.

The K g value of the reference specimens

is equal to 1.45 and increases to 1.82 in

the case of a 0.2 mm misalignment. The

proportional factor that has to be applied

to the reference SN curve is thus equal to

1.25. Figure 18 regroups the basic SN

curve together with the calculated curve

Maximum stress (MPa)

for the misalignment. The difference

between the experimental and calculated

curves is very small (< 10 %).

Furthermore, one can notice the high

scatter of experimental results.

In the case of undercut (presented in

Figure 17); a finite element calculation

is needed. The local stress has been calculated

using a finite element calculation

as shown in Figure 19. Subsequently, the

stress concentration factor has been

evaluated to 2.7. Local stress concentrations

near radii are not considered.

Using the same procedure than for misalignment

configurations, SN curve of

undercut can be predicted (in dot line),

and compared with the experimental

curve (Figure 20). A good agreement is

found even if the fatigue notch sensitivity

parameter is not introduced.

3.3 Overlap lap joint

Another type of joint that can be done on

thin sheet for automotive components is

the overlap joint. This joint can be welded

either by laser or by arc technique.

On the tensile shear specimen with a

single weld (see Figure 21) fatigue cracks

can initiate either from the weld root or

from the weld toe depending on the weld

quality. The weld quality can be quantified

by the weld toe radius and the toe

angle. In the case of good weld quality,

fatigue cracks starts always from the weld

root whatever the welding technique. The

fatigue strength is then the same, and corresponds

to the highest strength that can

be obtained. For example, on a specimen

of 35 mm width and 2 mm sheet thickness

the fatigue limit at 5 million cycles is

equal to 5 600 N.

Number of cycles to failure

Figure 14 - Comparison of fatigue life on

welded specimens and base metal with

conventional specimen geometry and welded

specimen geometry.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

245


A. Galtier e M. Duchet - Fatigue behaviour of high strength steel thin sheet assemblies

Figure 15 - Reference specimens. Figure 16 - Misaligned specimens.

Figure 17 - Specimens with undercut.

Maximum stress (MPa)

Number of cycles to failure

Figure 18 - SN curves on reference and

misaligned specimens.

References

[1] Galtier A.: «Method for the fatigue testing of multi spot welded joints (proposed standard draft)», IIW commission III.

[2] Hahn O., Boldt M.: «Durchsetzfüge- und Punktschweiβ-verbindunger unter quasistatischer und dynamischer

Beanspruchung», Blech Rohre Profile, 1992, No. 39, pp. 211-219.

[3] Gao S., Budde L.: «Mechanism of mechanical press joining», Int. J. Match. Tools Manufact., 1994, Vol. 34, No. 5,

pp. 641-657.

[4] Liebig P., Bober J., Mutschler J.: «Joining sheet metal parts by punch and die», TOX Joining System.

[5] Normark G.E.: «Fatigue performance of aluminium joints for automotive applications», SAE, Congress and exposition,

Cobo Hall, Detroit, 1978.

[6] Sawhill J.M., Sawdon S.E.: «A new mechanical joining technique for steel compared with spot welding», SAE Technical

Paper, International Congress and Exposition, 1983.

[7] Ring M., Dahl W.: «Fatigue properties of laser-beam weldments on high strength steels», Steel Research, November 1994,

Vol. 65, No. 11.

[8] Flavenot J.F., Deville J.P., Diboine A., Cantello M., Gobbi S.L.: «Fatigue resistance of laser welded lap joints of steel

sheets», Doc. IIW-1175-92 (ex-Doc. XIII-1469-92), Welding in the World, September/October 1993, Vol. 31, No. 5,

pp. 358-361.

[9] Galtier A., Duchet M., Vitorri J.F., Verrier P.: «Fatigue behaviour of laser welds on thin sheets», IIW seminar, Tokyo 2002.

246 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

Figure 19 - Finite element calculation of the

stress concentration.


Maximum stress (MPa)

Figure 20 - SN curves for specimens with undercut.

Figure 21 - Fracture of an overlap joint specimen from the weld root.

Sommario

Number of cycles to failure

Comportamento a fatica di giunzioni di lamierini in acciaio ad alta

resistenza

Al fine di assemblare lamierini in acciaio, vengono utilizzate diverse tecniche

tra cui la saldatura a punti o le giunzioni meccaniche come la graffatura o la rivettatura.

D’altro lato anche la saldatura ad arco o laser offrono una buona soluzione

per la realizzazione di giunzioni tra due lamiere.

La saldatura laser è inoltre applicata per i tailored-blank ampiamente usati nell’industria

dell’ automobile. In questo articolo vengono presentati i principali

parametri che influenzano il comportamento delle giunzioni e vengono effettuate

alcune comparazioni. Ad esempio mentre il tipo di acciaio ha pochissima

influenza sulla resistenza a fatica delle saldature a punti, i provini graffati e rivettati

mostrano una più alta resistenza alla fatica su acciai ad alta resistenza rispetto

agli acciai a basso tenore di carbonio.

A. Galtier e M. Duchet - Fatigue behaviour of high strength steel thin sheet assemblies

The European / International System

for Qualification of Welding Personnel

4. Conclusions

In this paper, the fatigue behaviour of

different types of joining techniques has

been reviewed.

Several types of loading can be applied

on the joint, but we only consider the

most common one, i.e. the tensile shear

loading.

The fatigue behaviour of spot welds is

governed by the sheet thickness and not

influenced by the spot diameter or the

steel grade.

On mechanical joints (clinching or riveting)

the fatigue strength mainly depends

on the grade and thickness of the sheet

placed on the punch side (or rivet head).

In this case there is no clear relationship

between the fatigue strength and the monotonic

tensile strength.

The laser welding technique gives very

good results on butt joints (close to the

base material fatigue properties) but

does not improve the fatigue strength of

lap joint compared to arc welding.

Per le Vostre

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an EWF/IIW diploma.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

247


IIS Didattica

La tecnica di giunzione utilizzata negli

assemblaggi elettronici, comunemente

definita “saldatura in elettronica”, è più

correttamente chiamata brasatura dolce

(Soldering) ed è caratterizzata esclusivamente

da un principio chimico/fisico definito

bagnatura (Wetting).

Per comprendere il meccanismo della

bagnatura è sufficiente pensare a una

superficie metallica e a una goccia di

lega brasante fusa che entrano in contatto:

otterremo due condizioni opposte,

ovvero:

• la lega brasante fusa, entrando in contatto

con la superficie metallica, si deposita

allargandosi uniformemente

sulla stessa fino a riempirne tutti gli

spazi: in questo caso la lega brasante

ha bagnato la superficie (Wetting

condition).

• la lega brasante fusa, entrando in contatto

con la superficie metallica, non

si deposita allargandosi sulla stessa

tendendo a mantenere la sua forma

sferica iniziale: in questo caso la lega

brasante non ha bagnato la superficie

(No-wetting condition).

TABELLA I

* Redazione a cura della Divisione FOR - Formazione e insegnamento -

dell’Istituto Italiano della Saldatura - Genova.

Solder

La condizione necessaria per ottenere

una buona connessione brasata, è quella

in cui tutte le superfici da unire

vengono completamente bagnate dalla

lega brasante fusa, pertanto, per ottenere

ciò è necessario considerare tutti

quelli che sono i fattori che favoriscono

o, al contrario una buona bagnatura, che

sono:

• la natura del metallo da bagnare

• lo stato superficiale

• le tensioni superficiali

• le irregolarità e rugosità superficiali

• la formazione di composti intermetallici

La bagnatura

delle superfici

da brasare *

La bagnatura

delle superfici

da brasare *

Oxide layer

Solder

Diffusion

layer

Figura 1 - Immagine tratta da “Soldering in electronics”. Electrochemical Pubblications.

1 - La natura del metallo

da bagnare

Le superfici da bagnare devono presentare

una buona “bagnabilità” (Wettability)

nei confronti della lega brasante,

pertanto tra le superfici da brasare e la

lega brasante deve esserci una determinata

affinità chimica.

La Tabella I mostra la bagnabilità dei

metalli più comuni da parte di una lega

brasante a base “stagno” (Sn/Pb, Sn/Ag,

Sn/Cu, Sn/Ag/Cu, Sn/In, Sn/Zn, Sn/Bi,

Sn/Ag/Bi).

Discreta Difficile Molto difficile Impossibile

Oro - Gold (Au) Nichel (Ni) Zinco - Zinc (Zn) Cromo - Chromium (Cr)

Platino - Platinum (Pt) Ottone - Brass (Cu/Zn) Alluminio- Aluminium (Al) Molibdeno - Molybdenum (Mo)

Palladio - Palladium (Pd) Rame/Nichel - Copper/Nickel (Cu/Ni) Ferro - Iron (Fe) Tungsteno - Tungsten (W)

Argento - Silver (Ag) Rame/Ferro - Copper/Iron (Cu/Fe) Manganese (Mn) Cadmio - Cadmium (Cd)

Rame - Copper (Cu) Rame/Manganese - Copper/Manganese (Cu/Mn) / /

Rodio - Rhodium (Rh) Nichel/Argento - Nickel/Silver (Ni/Ag) / /

Stagno - Tin (Sn) / / /

Bronzo - Bronze (Cu/Sn) / / /

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

249


La bagnatura delle superfici da brasare

2 - Lo stato superficiale

Per stato superficiale si intende la presenza

(o assenza) di ossidi, idrossidi,

solfuri o altre impurità (quali polvere,

residui di vivande o bevande, grassi, oli,

ecc.) depositati sulle superfici che

devono essere bagnate dalla lega brasante

fusa inibendo, così, la bagnatura.

Per limitare la deposizione delle impurità

sulle parti da bagnare sono necessari:

• un corretto maneggiamento delle

stesse;

• un corretto stoccaggio delle stesse (in

ambienti puliti);

• la realizzazione delle loro lavorazioni

in aree mantenute pulite (e prive di

bevande, vivande, aree per fumatori,

servizi igienici ecc.).

È comunque possibile rimuovere le impurità

mediante un adeguato sistema di

pulizia.

Per quanto riguarda l’ossidazione,

questa è un vero e proprio legame che

avviene tra le superfici metalliche da

bagnare e l’ossigeno presente nell’atmosfera

esterna che forma uno strato barriera

“non bagnabile” da parte della lega

brasante. Pertanto, per limitare l’ossidazione

delle superfici da bagnare sono necessari:

• un corretto maneggiamento delle

stesse;

• un corretto stoccaggio delle stesse (in

ambienti a temperatura e umidi

controllati);

• realizzare le loro lavorazioni in ambienti

a temperatura e umidità controllati.

È comunque necessario conoscere il

grado di ossidazione delle superfici metalliche

che si devono bagnare.

Qui di seguito verranno analizzate alcune

tra le superfici metalliche maggiormente

impiegate negli assemblaggi elettronici.

Rame (Cu)

Il rame possiede una buona affinità

chimica con l’ossigeno presente nell’atmosfera,

formando ossidi di rame

(Cu2O) che aumentano linearmente col

passare del tempo.

Pertanto il rame, pur essendo il migliore

metallo conduttore in natura (dopo l’argento)

e avendo costi assai ridotti, viene

quasi sempre utilizzato (talvolta sottoforma

di leghe Cu/Sn, Cu/Zn, Cu/Ni,

Cu/Fe, Cu/Mn al fine di ottenere determinate

caratteristiche meccaniche), per

250 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

connessioni elettriche (piste conduttrici

di circuiti stampati e reofori/metallizzazioni

di componenti elettronici).

Ma, essendo il rame soggetto ad un

rapido fenomeno di ossidazione (e corrosione)

e le sue leghe ancora più soggette

a tali fenomeni, al fine di garantirne

la bagnabilità da parte della lega

brasante fusa, le connessioni in rame dovranno

essere ricoperte da una finitura

superficiale costituita da metalli base facilmente

bagnabili, tipo:

argento (Ag), oro (Au), platino (Pt), palladio

(Pd), rodio (Rh).

Oppure possono essere ricoperte da una

finitura superficiale costituita dagli

stessi metalli che costituiscono la lega

brasante impiegata, tipo:

stagno (Sn), stagno/piombo (Sn/Pb),

stagno/rame (Sn/Cu), stagno/argento

(Sn/Ag), stagno/argento/rame

(Sn/Ag/Cu), stagno/zinco (Sn/Zn),

stagno/indio (Sn/In), stagno/bismuto

(Sn/Bi).

Argento (Ag)

L’argento, a contatto con l’atmosfera,

sviluppa un leggero strato di ossido

Ag2O. L’argento, però, possiede una notevole

affinità chimica con lo zolfo che è anch’esso

presente nell’atmosfera esterna

pertanto tendono a reagire formando

solfati di argento (Ag2SO4) che rendono

le superfici difficilmente bagnabili in

brevissimo tempo.

Pertanto, una finitura superficiale argentata

ottenuta mediante metodi controllati,

riesce a mantenere inalterata la

propria saldabilità, per tre - sei mesi

(temperatura 17÷30°C, umidità relativa

30÷70%).

Oro (Au)

L’oro è il metallo nobile per eccellenza.

Un metallo si definisce nobile quando è

resistente all’eccessiva ossidazione superficiale

(anche alle elevate temperature).

Per cui l’oro reagisce scarsamente con

l’ossigeno presente nell’atmosfera

esterna creando un leggerissimo ed impercettibile

strato di ossido.

Bisogna fare attenzione al fatto che

l’oro, talvolta, ha una scarsa purezza e

quindi può perdere le caratteristiche

sopra descritte.

Pertanto, una finitura superficiale dorata

ottenuta mediante metodi controllati

(oro puro al 99,95%), riesce a mantenere

inalterata la propria saldabilità, da sei

mesi (processo ENIG) fino a 12 mesi

(elettrolitico) (temperatura 17÷30°C,

umidità relativa 30÷70%).

Altri metalli nobili sono il platino (Pt), il

palladio (Pd) e il rodio (Rh) che, mediante

metodi controllati, riescono a

mantenere inalterata la propria saldabilità

fino a sei mesi (processo immersion)

fino a 12 mesi (processi elettrolitici)

(temperatura 17÷30°C, umidità relativa

30÷70%).

Stagno (Sn)

Lo stagno reagisce con l’ossigeno formando

due tipi di ossidi di stagno (SnO,

Sn2O), così come mostrato qui di

seguito:

2 nm dopo 2 settimane

3 nm dopo 1 anno

6 nm dopo 20 anni.

Quindi lo stagno (in ambienti controllati),

ossida molto velocemente, ma

subisce una sorta di passivazione che ne

frena la crescita costante nel tempo.

Pertanto, una finitura superficiale stagnata

ottenuta mediante metodi controllati,

riesce a mantenere inalterata la

propria saldabilità, fino a tre mesi (processo

immersion) fino a 12 mesi (processi

elettrolitici) (temperatura

17÷30°C, umidità relativa 30÷70%).

Al fine di migliorare la bagnabilità delle

superfici in relazione al tipo di lega brasante

utilizzata, è possibile ottenere delle

finiture superficiali stagno/piombo

(Sn/Pb), stagno/rame (Sn/Cu),

stagno/argento (Sn/Ag), stagno/

argento/rame (Sn/Ag/Cu), stagno/ zinco

(Sn/Zn), stagno/indio (Sn/In),

stagno/bismuto (Sn/Bi).

Tutte le finiture superficiali appena

citate, se vengono realizzate mediante

metodi controllati, riescono a mantenere

inalterata la propria saldabilità, da 6

mesi (processi elettrolitici e/o hot dipped

Sn/Cu, Sn/Ag, Sn/Ag/Cu, Sn/Zn, Sn/In)

e fino a 12 mesi (processi elettrolitici e/o

hot dipped Sn/Pb) (temperatura

17÷30°C, umidità relativa 30÷70%).

3 - Temperatura e tensioni

superficiali

La capacità della lega brasante fusa a

bagnare le superfici da saldare (quando


queste sono “bagnabili” da parte della

stessa lega brasante e prive di ossidi e/o

impurità) è determinata dalle tensioni

superficiali.

La tensione superficiale di un liquido

(γl) è una energia termodinamica pari

alla quantità di lavoro necessaria per allargare

(isotermicamente) la superficie

del liquido.

Si possono anche più semplicemente definire

le tensioni superficiali come

quelle forze che oppongono resistenza

alla dilatazione di un liquido, tendendo a

creare una forma sferica.

Le tensioni superficiali hanno la dimensione

di: forza per unità di area (N/m).

Secondo il principio della termodinamica,

un sistema si sforza per un valore

minimo della sua energia libera; per

questo motivo una superficie liquida

tende ad assumere una forma sferica, in

quanto, tale figura geometrica presenta

la minima superficie per unità di volume.

Stando alla definizione esposta in precedenza,

ovvero, che le tensioni superficiali

sono quelle forze che oppongono

resistenza alla dilatazione di un liquido,

tendendo a creare una forma sferica, è

chiaro che il concetto di tensione superficiale

va applicato non solo per la “superficie

liquida” ma anche per la “superficie

solida” e per “l’interfaccia tra le

due superfici” in quanto anche la superficie

solida concorre a minimizzare

l’area di espansione “spreading” della

superficie liquida, quando queste

entrano in contatto.

In considerazione di ciò è necessario distinguere

le tre tensioni superficiali nel

seguente modo:

= tensione superficiale del liquido

γL γS = tensione superficiale del solido

γ LS = tensione superficiale dell’interfaccia

liquido/solido

Le tre tensioni superficiali considerate

sono messe in relazione tra loro mediante

l’equazione di Young-Duprè:

γ s

γ

l

θ

γ S = γ L+ γ LS • cosΘ

Il metodo per misurare le tensioni superficiali

di un liquido γ L è quello della

salita capillare consistente nell’inserire

il liquido all’interno di una stretta

colonna verticale dove sale per effetto

del fenomeno fisico di capillarità.

È possibile trovare il valore della sua

tensione superficiale tramite la seguente

formula:

γ L=h δ g r / 2 cosΘ

Le tensioni superficiali di un liquido γ L,

sono anche funzione della temperatura

in quanto questa provoca un’agitazione

molecolare che ne sovrasta l’attrazione.

Per quanto riguarda la bagnabilità relativa

ad un processo di brasatura dolce, al

fine di ottenere una perfetta copertura

delle superfici metalliche da unire da

parte della lega brasante fusa, è necessario

“regolare” le tensioni superficiali all’interfaccia

liquido/solido γ LS che sono

direttamente proporzionali alle tensioni

superficiali del solido γ S.

Quanto appena dimostrato motiva il

fatto per cui tutti i processi automatici di

brasatura dolce impiegati nel campo

degli assemblaggi elettronici possiedono

diverse zone di preriscaldo.

È comunque buona regola:

per ottenere una perfetta bagnatura delle

superfici da brasare da parte della lega

brasante fusa è necessario riscaldare le

stesse adeguatamente, al fine di avere le

tensioni superficiali solido γ S atte

ad ottenere le tensioni superficiali

liquido/solido γ LS necessarie per permettere

lo spargimento “spreading”

della lega brasante.

Un altro parametro fondamentale che

caratterizza le tensioni superficiali è

anche l’atmosfera esterna (p.e. ossigeno,

azoto, flussante, ecc.).

Vapor

Liquid

Solid

Figura 2 - Immagine tratta da “Soldering processes and equipment”. Wiley Interscience.

γ sl

La bagnatura delle superfici da brasare

4 - Irregolarità e rugosità

superficiali

Le irregolarità e le rugosità delle superfici

da bagnare potrebbero modificare il

controllo della bagnatura da parte della

lega brasante fusa.

Le irregolarità e le rugosità creano una

superficie maggiore di un fattore f rispetto

a quella nominale che causa un incremento

della sua energia superficiale e

variando la formula di Young/Duprè così

come segue:

f(γ S - γ LS) = γ L x cosβ

In cui β è l’angolo di contatto apparente

ed è uguale a Θ quando la superficie è

perfettamente liscia (caso di idealità)

secondo la seguente relazione:

F cosΘ = cosβ

Quando Θ è minore di 90°, β è maggiore

di Θ.

5 - Formazione di composti

intermetallici

Quando i punti precedentemente descritti

vengono soddisfatti, le superfici

da unire vengono bagnate dalla lega brasante

fusa.

Durante questa operazione, dal metallo

base vi è una migrazione atomica (fenomeno

di dissoluzione o “leaching”)

verso il materiale d’apporto, dovuta all’affinità

chimica degli stessi, alla temperatura

e al tempo.

La zona in cui si è verificato tale fenomeno

viene chiamata zona di diffusione

o di alligazione.

Nella zona di alligazione gli atomi migranti

dal materiale base, formano un

legame con gli atomi relativi ai materiali

della lega brasante formando delle molecole

che prendono il nome di composti

intermetallici.

I composti intermetallici sono composti

cristallini che si formano all’interfaccia

tra il materiale base e la lega brasante

(materiale d’apporto), in fase di saldatura,

per effetto della dissoluzione del

primo verso il secondo, causata dall’affinità

chimica tra i materiali e dall’apporto

termico dell’operazione di brasatura.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

251


La bagnatura delle superfici da brasare

TABELLA II - Principali composti intermetallici dello stagno con alcuni metalli comuni.

Caratteristiche dei composti

intermetallici

• Permettono un’intima adesione tra le

parti coinvolte nella brasatura, evitandone

“l’incollatura”, rendendo il giunto

meccanicamente forte e resistente.

• Garantiscono un corretto passaggio

della corrente elettrica tra le parti e

possiedono una buona caratteristica

di conducibilità elettrica.

• Presentano tipicamente una “durezza”

maggiore dei metalli che li costituiscono

e, di conseguenza, potrebbero

essere assai fragili.

È quindi consigliabile limitare la loro

crescita controllando l’apporto

termico di brasatura, pertanto durante

la fase di brasatura, è necessario limitare

la temperatura ed il tempo di applicazione

del calore (la temperatura

gioca un ruolo fondamentale rispetto

al tempo sulla crescita dei composti

intermetallici).

Figura 3 - Esempi di composti intermetallici

formati tra superficie in Cu e lega Sn/Pb.

252 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

• Continuano a crescere nel tempo

secondo la legge di crescita descritta

qui di seguito.

D 2 = D 0 t exp (-Q/RT)

D 2 = spessore del composto intermetallico

D 0= coefficiente di diffusione

t = tempo di saldatura (s)

Q = energia di attivazione

R = costante dei gas

[=8,314 J/mol•K]

T = temperatura di saldatura [°K]

6 - Valutazione della

bagnatura

Composti intermetallici

Metallo Base Stagno - Tin (Sn) Piombo - Lead (Pb) Argento - Silver (Ag) Rame - Copper (Cu)

Oro - Gold (Au) AuSn 2 AuSn 4 AuPb 2 Nessuno Nessuno

Argento - Silver (Ag) AgSn Ag3Sn Nessuno Nessuno Nessuno

Rame - Copper (Cu) Cu 3Sn Cu 6Sn 5 Nessuno Nessuno Nessuno

Nichel (Ni) Ni 3Sn 4 Nessuno Nessuno Nessuno

Zinco - Zinc (Zn) ZnSn Nessuno Nessuno Nessuno

Alluminio - Aluminium (Al) AlSn Nessuno Nessuno Nessuno

Ferro - Iron (Fe) FeSn Nessuno Nessuno Nessuno

Cromo - Chromium (Cr) Nessuno Nessuno Nessuno Nessuno

In relazione a quanto esposto, la bagnatura

è fondamentale nella realizzazione

di brasature dolci che richiedono una

buona affidabilità elettrico/ meccanica,

pertanto questa va sempre monitorata.

L’unico sistema che permette di determinare

e valutare una buona bagnatura è la

rilevazione dell’angolo di bagnatura.

L’angolo di bagnatura è quello formato

dal contatto tra la tangente della superficie

liquida (solidificata) e la superficie

solida (materiale base), ed è tanto più

piccolo quanto maggiore è l’allargamento

del materiale d’apporto sul materiale

base.

La bagnatura è classificata in funzione di

tale angolo così come indicato nella

Figura 4.

Leghe brasanti Sn/Pb Leghe brasanti “lead free”

“Very Good” 0° ≤ Θc ≤ 30° “Good” 0° ≤ Θc ≤ 45°

“Good” 30° ≤ Θc ≤ 45° “Sufficient” 45° ≤ Θc ≤ 60°

“Sufficient” 45° ≤ Θc ≤ 60° “poor” 60° ≤ Θc ≤ 90°

“poor” 60° ≤ Θc ≤ 90°

“Insufficient” Θc > 90°

“Insufficient” Θc > 90°

Figura 4 - Angoli di bagnatura.


L’ispezione mediante tecniche diagnostiche:

le onde guidate

L’applicazione della tecnica diagnostica

basata sull’utilizzo di ultrasuoni a bassa

frequenza ad onde guidate sta riscuotendo,

oggi, un notevole interesse suscitando

l’attenzione del mondo industriale

italiano.

Tale tecnica infatti, consente di ispezionare

rapidamente ed in continuo, interi

tratti di tubazione, senza, peraltro, interromperne

il servizio, esplorando l’intera

circonferenza delle tubazioni ed oltrepassando

anche eventuali cambi di direzione.

L’apparecchiatura utilizzata consiste

in uno speciale strumento

ultrasonoro multi - canale che riceve il

segnale da un elevato numero di sonde

fissate su un apposito anello che abbraccia

l’intera circonferenza del tubo.

Le sonde generano onde di Lamb, che in

considerazione della loro ridotta frequenza

(compresa tra 10 e 35 kHz), si

propagano, solitamente con modo torsionale,

in direzione assiale ed in

maniera tale da scansionare l’intera circonferenza,

per un tratto di tubo lungo

alcune decine di metri.

In situazioni di ridotta attenuazione del

segnale (ad esempio, tubi rettilinei, in

buone condizioni e privi di coibentazione),

con una sola scansione si

Scienza e

Tecnica

possono coprire anche fino a 100 metri.

Tali distanze vanno ovviamente a ridursi

quando si è in presenza di caratteristiche

geometriche complesse (curve, stacchi,

ecc.) o in considerazione dell’attenuazione

del segnale causata da fenomeni di

corrosione generalizzata o presenza di

strati di protezione bituminosa.

In corrispondenza di variazioni locali

della sezione del tubo (presenza di saldature,

corrosioni, stacchi) l’apparecchio

rileva un segnale sotto forma di eco.

Il risultato del controllo consiste nella

localizzazione di aree interessate da assottigliamenti,

la cui entità effettiva,

determinata in modo qualitativo e non

numerico, e natura devono essere verificate

quantitativamente mediante l’impiego

di tecniche ultrasonore di dettaglio,

meglio se di tipo “corrosion

mapping”.

L’avanzamento tecnologico dell’apparecchiatura

(si è giunti già alla terza generazione

di strumentazione), agevola

l’esecuzione del controllo,

ma l’affidabilità del risultato

resta, comunque, fortemente

legata all’abilità dell’operatore.

Tale tipicità rende,

quindi, questa particolare

tecnica “filosoficamente”

più similare al tradizionale

controllo ultrasonoro difettoscopico

delle saldature più

che ad altri moderni sistemi

diagnostici avanzati.

L’esecuzione del controllo

ad onde guidate infatti non

comporta, nella maggior

parte dei casi, particolari difficoltà operative

mentre l’interpretazione in campo

dei risultati, affidata alla valutazione di

complessi ecogrammi, presuppone l’impiego

di personale che abbia maturato

una notevole esperienza in questo tipo di

analisi per evitare di confondere i

segnali ultrasonori, non valutare correttamente

le indicazioni presenti, sovrastimare

i difetti o, peggio, non segnalare

situazioni critiche.

La possibilità di ottenere un “fast screening”

dell’intera linea, mettendo in luce

fenomeni corrosivi ubicati sia sulla superficie

esterna che interna, appare oggi

ancora più significativa alla luce dei

recenti sviluppi legislativi - normativi

che richiedono agli esercenti un monitoraggio

periodico, non più solo sulle apparecchiature

in pressione, ma anche

sulle tubazioni più critiche.

Dott. Ing. Franceso Bresciani (IIS)

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

253


È stato stato recentemente formalizzato

un accordo tra UNI e Istituto Italiano

della Saldatura (IIS) per la realizzazione

e la gestione di un Centro di consultazione,

divulgazione, informazione e formazione

sulla normazione tecnica volontaria

denominato “Punto UNI di

Diffusione di Genova”.

Questo accordo permetterà agli utenti

interessati di consultare on-line, tramite

PC connesso ad internet, presso i locali

della sede dell’ IIS, i testi integrali delle

norme UNI e di usufruire di personale

con esperienze e competenze di base

sulle principali tematiche tecniche e normative

legate alla saldatura ed alle tecniche

ad essa affini e connesse fornendo

così un valido approccio alla normazione.

Questa attività, unitamente alla programmazione

di eventi di formazione,

informazione e divulgazione, concordati

tra UNI e IIS porterà ad una maggiore

diffusione della conoscenza di base sulla

normazione tecnica e potrà fornire anticipazioni

sulle “novità normative” in

IIS News

L’Istituto Italiano della Saldatura nuovo Punto UNI

di Diffusione

fase di preparazione in sede nazionale ed

internazionale.

Alla base di questo accordo una pluriennale

collaborazione tra UNI e IIS,

infatti,come ormai noto, l’Istituto Italiano

della Saldatura gestisce per conto

dell’ UNI, fin dal 1949 (formalmente

dal 1952), la Commissione “Saldature”;

tale scelta, che ancora oggi costituisce

un caso unico nell’organizzazione delle

Commissioni Tecniche dell’UNI,

ha consentito di mettere a punto efficacemente

le regole tecniche nazionali

(condivisibili anche in campo internazionale)

per l’applicazione di una tecnologia

che, a partire dal dopoguerra, è

stata oggetto di una sempre maggiore

evoluzione e diffusione in tutti i settori

industriali.

L’IIS ha infatti attivamente partecipato,

fin dalla sua fondazione (1948), ai lavori

del Comitato Tecnico dell’ISO TC 44

“Welding” e delle Commissioni dell’International

Institute of Welding (IIW)

contribuendo in maniera tangibile alla

crescita tecnico-industriale del nostro

Paese.

A partire dagli anni settanta l’IIS ha

anche contribuito, come membro fondatore,

ai lavori dell’European Welding

Federation (EWF) collaborando in modo

sostanziale alla realizzazione delle Guidelines

per la qualificazione e la certificazione

delle Figure Professionali in saldatura

(Coordinatori ed Ispettori) oggi

recepite anche nella normativa europea

(CEN) e mondiale (ISO).

La collaborazione fra l’UNI e l’IIS, con

questo accordo, potrà quindi ulteriormente

rafforzarsi; di fatto già da molti

anni l'Istituto contribuisce alla divulgazione

della normativa emessa, sia attraverso

l’organizzazione di specifici corsi

e seminari di aggiornamento, sia fornendo

all’industria un servizio di assistenza

qualificata sullo stato di avanzamento

dei lavori del CEN e dell’ISO, per

indirizzare scelte progettuali, organizzative

e di produzione.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007 257


International Institute of

Welding

European Federation

Notizie

Welcome to the 60th IIW Annual Assembly!

International IIW Conference

Cavtat & Dubrovnik, 05-06 July 2007

Welding & Materials

Technical, economic and ecological aspects

The Croatian Welding Society is very

pleased to announce that the 60th

Annual Assembly and International

Conference of the IIW will take place in

Croatia, Dubrovnik & Cavtat, from July

the 1st to July the 8th 2007.

On www.iiw2007.hr you will find all the

information about the event as well as

general information about Croatia,

Dubrovnik and Cavtat.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007 259


IIW-EWF Notizie

260 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007


IIW-EWF Notizie

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

261


IIW-EWF Notizie

262 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007


IIW-EWF Notizie

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

263


Semplificando numerosi passaggi, l'iter

che porta alla nascita di una norma UNI

si articola in diverse fasi: la messa allo

studio, la stesura del documento, l'inchiesta

pubblica, l'approvazione da

parte del Gruppo Settoriale competente,

della Commissione Centrale Tecnica

(CCT) e la pubblicazione.

Per quanto riguarda la messa allo

studio, gli organi preposti dell'UNI elaborano

uno studio di fattibilità che mette

in relazione la situazione del mercato

con le necessità normative, valutano le

risorse e le competenze da coinvolgere,

nonché i benefici; se il risultato dell'analisi

è positivo si procede alla stesura

del progetto di norma.

La stesura del documento avviene nell'ambito

della Commissione Tecnica

competente sull'argomento, strutturata

in gruppi di lavoro costituiti da esperti

che rappresentano le parti economiche e

sociali interessate (produttori, utilizzatori,

commercianti, centri di ricerca,

consumatori, pubblica amministrazione...).

L’UNI svolge una funzione di

coordinamento dei lavori, mettendo a

disposizione la propria struttura organizzativa,

mentre i contenuti delle norme

vengono definiti dagli esperti esterni.

Normativa

Tecnica

Preparazione e pubblicazione delle norme UNI

La discussione del progetto di norma, effettuata

tramite lavoro a distanza su internet

e per mezzo di apposite riunioni,

ha come obiettivo l'approvazione consensuale

della struttura e dei contenuti

tecnici del progetto di norma.

Relativamente all’inchiesta pubblica, il

progetto di norma approvato viene reso

disponibile al mercato, mediante comunicazione

sui canali d'informazione opportuni

(per una durata variabile in funzione

della tipologia del documento), al

fine di raccogliere commenti ed ottenere

il più ampio consenso: tutte le parti economico/sociali

interessate, in particolare

quelle che non hanno potuto partecipare

alla prima fase della discussione,

possono così contribuire al processo

normativo.

Negli ambiti europei ed internazionali,

tali commenti possono essere inoltrati al

CEN e all'ISO soltanto tramite gli organismi

di normazione nazionali, che svolgono

quindi attività di interfacciamento

a tali lavori con i propri Organi Tecnici.

La pubblicazione della versione definitivamente

concordata tiene conto delle

osservazioni raccolte durante l'inchiesta

pubblica.

Nel caso di norme nazionali, il progetto

finale viene esaminato dalla Commissione

Centrale Tecnica per approvazione,

mentre a livello europeo ed internazionale,

tale progetto, preparato da

Comitati Tecnici costituiti da esperti nominati

dai singoli Paesi, viene sottoposto

al voto degli organismi di normazione

nazionali al fine di essere

ratificato e pubblicato come norma.

A livello europeo ogni membro CEN ha

l'obbligo di recepire le norme EN (che

diventano UNI EN in Italia) eventualmente

pubblicandole nella propria

lingua, e di ritirare quelle nazionali esistenti

sul medesimo argomento. Tale

obbligo non esiste invece per le norme

internazionali ISO che possono essere

volontariamente adottate (con la sigla

UNI ISO in Italia); le norme ISO

possono anche essere direttamente adottate

dal CEN, assumendo la sigla EN

ISO, e devono essere quindi obbligatoriamente

recepite dai membri CEN (nel

nostro paese sono quindi UNI EN ISO).

La Commissione Centrale Tecnica dell’UNI

è in definitiva l'organo tecnico

che sovrintende ai lavori di normazione,

deliberando (previo controllo del suo

Gruppo Settoriale competente) sulla

pubblicazione dei progetti di norma

tecnica nazionale che vengono presentati

o predisposti dalle singole Commissioni

Tecniche.

Tra le competenze della Commissione

Centrale Tecnica rientrano:

• l'elaborazione delle direttive di carattere

generale annuali circa i lavori di

normazione;

• la conoscenza dei programmi di

lavoro delle Commissioni Tecniche e

dello stato di avanzamento degli

stessi;

• il coordinamento dei lavori normativi

che riguardano più Commissioni Tecniche

e (quando ritenuto opportuno)

anche di singole Commissioni;

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007 265


Normativa Tecnica

• la specificazione del carattere sperimentale

o raccomandato delle norme

tecniche.

Alla CCT partecipano in particolare i

Presidenti di tutte le Commissioni Tecniche

(una quarantina e i rappresentanti

dei Ministeri e delle parti economico/

sociali interessate).

I Gruppi Settoriali dell’UNI sono organismi

specializzati costituiti dalla Commissione

Centrale Tecnica per l'esame

dei progetti di norme tecniche nazionali

predisposti dalle Commissioni Tecniche

e dagli Enti Federati.

L'esame è svolto a livello di:

• esattezza;

• conformità alle direttive di carattere

generale stabilite dalla Commissione

Centrale Tecnica;

• valutazione delle osservazioni pervenute

nel corso dell'inchiesta pubblica.

Recentemente i Gruppi Settoriali sono

stati opportunamente ristrutturati e sono

attualmente sette come indicato nella

Tabella a lato.

La Commissione “Saldature” dell’UNI,

che si trova presso l’Istituto Italiano

266 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

Gruppo Settore Presidente

I - Macchine, impianti, metalli e correlati Giancarlo la Noce

II - Trasporti e correlati Claudio Pinamonti

III - Edilizia e correlati Piero Natale Maggi

IV - Impianti ed energetica Elio Tolle

V - Chimica e materiali Aldo Tempesti

VI - Salute e beni di consumo Giulio Costa

VII - Gestione delle organizzazioni e dell'informazione Pietro Chasseur

della Saldatura che ne detiene la presidenza

e la segreteria, fa capo al Gruppo

Settoriale I.

Come noto il campo di attività della

Commissione comprende:

• saldatura in generale e tecniche

affini e connesse;

• materiali d'apporto, classificazione,

simboleggiatura e certificazione;

• processi di saldatura;

• applicazioni speciali (elettronica,

plastiche, ecc.);

• attrezzature per la saldatura ad arco

e a gas;

• prove sui giunti saldati, dimensiona-

mento, classificazione ed accettabilità

dei difetti;

• salute e sicurezza in saldatura;

qualificazione e certificazione dei

saldatori, operatori e tecnici di saldatura;

qualificazione e certificazione dei

processi di saldatura.

I Comitati Tecnici europei e internazionali

di interesse della Commissione

“Saldature” sono rispettivamente

CEN/TC 121 “Saldatura” e ISO/TC 44

“Saldatura e tecniche affini”.

Dott. Ing. Giulio Costa (IIS)

L’Istituto Italiano della Saldatura

nuovo Punto di informazione

e diffusione UNI

Nella cartina sono riportati tutti i

Punti UNI presenti sul territorio nazionale


Dalle

Associazioni

Michele Schweinöster nuovo

Direttore Generale dell’ ANIMA

Michele Schweinöster esperto in riorganizzazioni

aziendali e miglioramento

delle performance, è il nuovo Direttore

Generale di ANIMA, la Federazione

delle Associazioni Nazionali dell’Industria

Meccanica varia ed Affine che, in

seno a Confindustria, riunisce e rappresenta

le principali aziende di un settore

che occupa 200.000 addetti per un fatturato

di oltre 40 miliardi di euro ed una

quota export/fatturato del 53%.

In linea con il processo di rinnovamento

avviato dal Presidente di ANIMA, Ettore

Riello, il nuovo Direttore Generale è

stato designato quale responsabile del

funzionamento della struttura manageriale

della Federazione, sovrintendente

alla gestione amministrativa e finanziaria

e identificatore dei margini di miglioramento

dell’intera organizzazione.

47 anni, una laurea in ingegneria nucleare

al Politecnico di Milano, Schweinöster

è specializzato in progetti di riorganizzazione

dei servizi e dei sistemi

manageriali. Ha operato fino al 2005

presso il gruppo Whirpool, leader

globale nella produzione e vendita di

grandi elettrodomestici, quale responsabile

di progetti per lo sviluppo dei settori

spare parts, customer service, call

center, oltre che di piani per la gestione

integrata delle varie posizioni lavorative,

dagli operai ai manager.

Attualmente è consulente nel settore

elettrodomestici per progetti di alleanze

strategiche, organizzazioni e gestioni

aziendali.

“È un impegno che accolgo con grande

soddisfazione e che offre a chi come me

è cresciuto in azienda, l’opportunità di

traghettare nella Federazione le esperienze

maturate in questi anni”, dichiara

Michele Schweinöster.

“Il lavoro che intendo svolgere consisterà

principalmente nel riallineare e

nel razionalizzare l’organizzazione di

ANIMA in accordo con le nuove linee

strategiche identificate dal Presidente

Riello.

Questo ci permetterà di erogare servizi

sempre migliori e sempre più rispondenti

alle necessità dei nostri Associati.

Infine, ci permetterà di allargare significativamente

la base associativa”.

Cresce la compagine associativa e la

struttura organizzativa di Assoprem

In occasione dell’Assemblea del 25

Gennaio u.s., tenutasi a Modena, e in relazione

al significativo incremento della

compagine associativa di Assoprem (e

per quanto previsto dallo Statuto) i Soci

convenuti hanno provveduto ad attivare

e ad implementare alcuni organi istituzionali

ricoprendo nuove cariche con

votazione unanime.

È stato nominato Vicepresidente dell’Associazione

il geom. Giuseppe Reato

mentre compongono il Collegio dei Revisori

il geom. Azzio Castagnetta e il

dott. Roberto Manini.

Inoltre è stato costituito, in considerazione

della strategicità dell’argomento,

il Comitato per la Ricerca che, partendo

dalle indicazioni elaborate nel Gruppo

di Lavoro, dovrà sviluppare un programma

di ricerca sui temi da approfondire,

da presentare all’Assemblea,

individuando le modalità di contribuzione

e presentando specifici budget

economici.

Mentre il Comitato di Comunicazione

vede l’ingresso del geom. Salvatore

Asciutto e dell’ing. Giuseppe Sergi che

con la loro presenza rinforzeranno il

“team” per sviluppare l’intenso programma

di iniziative in fase di progettazione.

Da questi semplici atti amministrativi e

statutari traspare l’intenso lavoro svolto

da quando l’Associazione è nata ma soprattutto

traspare il lavoro ancora da

sviluppare per raggiungere gli obiettivi

prefissati da Assoprem.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

267


Dalle

Aziende

Centricut ® - Innovazione. Integrità.

Hypertherm ®

Hypertherm ha annunciato oggi il

lancio di un nuovo logo per il marchio di

consumabili Centricut. Il nuovo logo incorpora

la scritta, “Innovation. Integrity.

Hypertherm.” che mette in risalto

le caratteristiche principali del marchio

ed il fatto che esso è supportato da

Hypertherm.

I consumabili della linea Centricut di

Hypertherm sono disponibili per un’ampia

gamma di sistemi di taglio plasma

meccanizzati e laser a CO 2. Questa

linea di prodotto utilizza tecnologie

avanzate per i consumabili finalizzate a

fornire prestazioni superiori, ed è

coperta da un eccellente supporto

tecnico, per assicurare ai clienti l’ottimizzazione

della produttività del loro

sistema di taglio. Facendo parte della

famiglia Hypertherm, i prodotti Centricut

sono disponibili attraverso i partner

autorizzati Hypertherm in tutto il

mondo.

Dal 1968, Hypertherm è il leader nella

produzione di sistemi di taglio plasma

dei metalli e nella fornitura dei servizi

correlati. Oggi, con il suo ingresso sul

mercato del taglio laser delle lamiere,

Hypertherm aumenta il suo impegno

verso la leadership tecnologica. Grazie

al continuo sviluppo di prodotti innovativi

per l’aumento della produttività e

della precisione di taglio – prima di

sistemi plasma, ora anche di sistemi

laser – Hypertherm conferma ed amplia

la sua posizione di leader mondiale

nella fornitura di tecnologie avanzate

per il taglio dei metalli ad alta tempera-

tura. Hypertherm copre un'ampia

gamma di esigenze di taglio industriale

dei metalli dalla sua sede centrale di

Hanover, New Hampshire, ed ha filiali,

uffici commerciali e partner in tutto il

mondo.

HYPERTHERM S.r.l.

Via Torino, 2 - 20123 Milano

Tel. 02 72546312 - Fax 02 72546400

e-mail: assunta.turco@hypertherm.com

www.hypertherm.com

ABB presente a SALDAT 2007

ABB, divisione Robotica, presenta a

Saldat 2007 tutte le novità e le migliori

soluzioni per sistemi robotizzati di saldatura.

Sullo stand la cella MultiArc,

l’innovativo sistema ABB grazie al quale

più robot e un posizionatore possono

muoversi simultaneamente perché gestiti

da una sola unità di controllo con conseguente

aumento della produttività

e riduzione dei

tempi ciclo, e il nuovissimo

robot IRB1600ID con il

fascio cavi integrato nel

braccio. Non mancheranno

inoltre dimostrazioni dei

software ABB per la programmazione

e la simulazione

del processo fuori

linea.

Degli oltre 120.000 robot

che ABB ha installato in

tutto il mondo, almeno

20.000 sono stati impiegati per applicazioni

di saldatura e taglio termico. La

conoscenza accumulata e le esperienze

tratte da queste installazioni, formano la

base per l’attuale tecnologia caratterizzata

da alte prestazioni ed elevata

qualità.

I robot ABB per saldatura ad arco garantiscono

prestazioni elevate in termini

di qualità, flessibilità e produttività.

I vantaggi che ABB offre nella saldatura

ad arco possono essere applicati a numerosi

processi nell'industria manifatturiera

e in diversi settori, dalle macchine

agricole alle carrozze ferroviarie, dagli

autoveicoli alle caldaie, dalle navi e

piattaforme offshore ai mobili metallici.

ABB PS&S S.p.A. - Gruppo ABB

Communication - Robotics Italia

Via Lama, 33 - 20099 Sesto S. Giovanni (MI)

Tel. 02 24151170 - Fax 02 24143096

e-mail: claudia.magli@it.abb.com

www.abb.it/robot

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

269


Dalle Aziende

Nuovi imballi Esarc

La ESARC durante la prossima fiera

SALDAT presenterà i nuovi imballi migliorati

e con sostanziali variazioni.

Si torna al ROSSO: unico marchio italiano

rimasto rosso nel settore saldatura;

la ESARC torna al suo colore originale

ROSSO, che l’ha sempre identificata e

differenziata. I cartoni saranno rossi per

tutte le tipologie di prodotto.

Una nuova veste grafica: un layout più

moderno e accattivante che coniuga

esperienza, competenza tecnica e novità.

L’imballo sottovuoto: per una vasta

gamma di elettrodi basici e soprattutto

inox; qualità, salvaguardia dell’ambiente,

soluzione del problema del

Cliente per lo smaltimento dell’astuccio

di plastica, con un piccolissimo aumento

di prezzo.

Gli elettrodi disponibili sono:

ESARC SPK E 7018-1H4R

ESARC 308L-16

ESARC 316L-16

ESARC 308L-17

ESARC 316L-17

ESARC 309L

ESARC 309MoL-17

Il Super blister: una confezione contenente

un quantitativo di elettrodi (circa

1kg) che dà soddisfazione all’acquisto

sia per l’utilizzatore non professionista,

ma anche del semiprofessionista. Un

prodotto che si può proporre allo stesso

prezzo dei blister comunemente in commercio

ma contenente molti più elettrodi

VEDETTA Rutilico

diam 2.0x300 80 pezzi

diam 2.5x300 60 pezzi

SPK basico

diam 2.0x300 80 pezzi

diam 2.5x300 50 pezzi

ESARC 308L

diam 2.0x300 80 pezzi

diam 2.5x300 50 pezzi

270 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

ESARC 316L

diam 2.0x300 80 pezzi

diam 2.5x300 50 pezzi

ESARC Ni per ghisa

diam 2.5x300 65 pezzi

ESARC Fe-Ni 55 per ghisa

diam 2.5x300 70 pezzi

La Esarc consegue il Certificato

di Conformità alla Direttiva

89/106/CE-CPD

La ESARC SpA è tra le prime aziende italiane

produttrici di materiali di saldatura

a conseguire il certificato di conformità

alla direttiva 89/106 CE e a potere

apporre il marchio CE sui propri prodotti.

La direttiva copre tutti i prodotti destinati

ad essere incorporati in modo permanente

in opere di costruzione e di

ingegneria civile e costruzioni prefabbricate

connesse/fissate al suolo, ad

esempio case prefabbricate, garages e

carpenterie strutturali (gru, passerelle,

ciminiere..) e tra questi particolare attenzione

ha voluto dedicare ai consumabili

di saldatura .

La ESARC ha così affiancato al proprio

sistema di qualità ISO 9001 e alle approvazioni

con i principali registri

navali una ulteriore certificazione a garanzia

della qualità, affidabilità e conformità

alle normative e leggi vigenti dei

propri prodotti.

ESARC S.p.A.

Via Cadibona, 15 - 20137 Milano

Tel. 02 55184820 - Fax 02 5516280

e-mail: info@esarc.it

www.esarc.it

Maggiore produttività e migliore

economia nella saldatura TIG

orbitale

ESAB ha sviluppato tre nuovi impianti

per migliorare la produttività e ridurre i

costi nella saldatura TIG meccanizzata

orbitale.

Aristo MechTig C2002i è un generatore

compatto, robusto e facile da usare,

con centralina incorporata per il raffreddamento

ad acqua della torcia e un

sistema di controllo con interfaccia

grafica, libreria di programmi e capacità

di auto-generazione di programmi

di saldatura.

Aristo MechControl 2 è un’unità di

controllo che dispone delle stesse funzioni

di Aristo MechTig C2002i ma

senza generatore e centralina di raffreddamento.

Aristo MechControl 4 è simile ad

Aristo MechControl 2, con l’aggiunta

delle funzioni AVC (Arc Voltage Control)

e di penzolamento (Weaving).

Abbinati alle apposite teste per saldatura

ESAB, tutti e tre costituiscono impianti

di grande efficienza per saldature

di alta qualità su tubi per le industrie nei

settori alimentari, chimica, farmaceutica/biologia,

semiconduttori, aerospaziale,

cantieri navali e in molte altre applicazioni.

La saldatura TIG orbitale automatica è

un metodo efficiente per aumentare la

produttività, migliorare la qualità e

ridurre i costi nella saldatura di tubi.

Il nuovo generatore Aristo MechTig

C2002i è facilmente configurabile per

adattarsi esattamente alle esigenze dell’utilizzatore.

La macchina fornisce 200 Amp con ciclo

di lavoro al 35%, oppure 110 Amp con

ciclo di lavoro al 100%. Sia il motore di

rotazione della torcia che l’unità trainafilo

sono azionati dal sistema di controllo,

con la garanzia che i parametri di

saldatura rimangano esattamente quelli

preimpostati.

Il grande display a colori da 10” aiuta

ad ottenere dalla macchina le migliori

prestazioni e l’interfaccia utente del tipo

Windows facilita la ricerca dei programmi

dalla libreria integrata o la generazione

automatica di programmi per-


sonalizzati introducendo i dati, quali

tipo di materiale base da saldare, diametro

esterno e spessore del tubo.

I nuovi programmi possono essere aggiunti

alla libreria esistente.

In alternativa, tutti i parametri di saldatura

possono essere regolati manualmente

con un’interfaccia grafica o a

foglio elettronico. Un’altra caratteristica

dell’impianto Aristo MechTig

C2002i è la stampante integrata che può

fornire una copia su carta dei parametri

di saldatura programmati e dei valori

misurati relativi a velocità, corrente,

tensione, filo e potenza.

Una connessione USB (Universal Serial

Bus) permette di trasferire programmi di

saldatura tra diverse macchine, memorizzare

e aggiornare programmi.

Se l’utilizzatore necessita di intensità di

corrente più elevata è possibile accoppiare

il generatore Aristo Tig 4000i

con l’unità di controllo Aristo Mech-

Control 2. L’interfaccia utente è la

stessa di Aristo MechTig C2002i. Per

le applicazioni che richiedono il controllo

della tensione d’arco e/o il pendolamento,

l’unità di controllo Aristo

MechControl 4 dispone delle funzioni

addizionali, in abbinamento con il generatore

Aristo. ESAB offre una vasta

gamma di teste per saldatura compatibili

con le nuove tre macchine, per realizzare

sistemi completi di saldatura orbitale

adatti per tutte le applicazioni.

Inoltre, è disponibile il sistema di monitoraggio

e documentazione Weldoc

WMS 4000, per soddisfare le esigenze

del sistema qualità internazionale ISO

9000/SS-EN729. In alternativa, il

sistema SPS 4000 può memorizzare solo

i parametri impostati. È disponibile

anche un comando a distanza con base

magnetica tipo MechT 1 CAN per controllare

a distanza i principali parametri

e visualizzarli su display digitale.

ESAB Saldatura SpA

Via Mattei 24, - 20010 Mesero (MI)

Tel. 02 979681 - Fax 02 97289300

e-mail: esab.saldatura@esab.se

www.esab.it

Alumotive torna in fiera a Modena

nell’Ottobre 2007

10.684 visitatori (ingegneri, designer,

responsabili acquisti, direttori tecnici,

responsabili sviluppo motori, sistema

qualità e centri stile), 634 espositori, 28

sessioni tecniche, 200 interventi tecnicoscientifici

in calendario, il patrocinio di

tre ministeri (Attività produttive, Infrastrutture

e Trasporti, Innovazione e Tecnologie)

e di 32 tra associazioni e

aziende leader: gli eccellenti risultati

2005 della Mostra internazionale di soluzioni

innovative, subfornitura e componenti

in alluminio e materiali tecnologici

per l’industria dei trasporti

accendono i riflettori su ALUMOTIVE

2007, che sarà in Fiera a Modena dal 18

al 20 Ottobre.

Riunendo in un unico momento espositivo

i produttori di componenti e tecnologie

per l’automotive, il navale e l’aeronautico,

i veicoli commerciali e per la

mobilità collettiva, la rassegna ALU-

MOTIVE il principale osservatorio internazionale

sull’industria dei trasporti

e sulle sue evoluzioni tecnologiche, è la

sola che permette di raffrontare subfornitura,

applicazioni e materiali nei

diversi comparti.

Sensibile alle esigenze del mercato, la

rassegna ne ha sempre rispecchiato i

trend sia nella proposta merceologica

che in quella convegnistica.

Per questo le edizioni precedenti hanno

esplorato le interazioni di tecnologie,

materiali e trattamenti nei diversi mezzi

di trasporto e, per questo, nel 2007,

ALUMOTIVE intende crescere ancora,

potenziando engineering, ricerca e sviluppo

ed i materiali innovativi.

Ad Alumotive partecipano:

• aziende produttrici di componenti,

• officine specializzate nelle lavorazioni

meccaniche di precisione, nelle

saldature, nell’assemblaggio e nelle

finiture superficiali,

• studi di progettazione, di engineering,

di design industriale e di prototipazione

tradizionale e rapida per

conto terzi,

• università,

• centri di innovazione tecnologica e di

formazione professionale,

• centri di ricerca applicata e di sviluppo

nuovi processi e prodotti,

• laboratori metallurgici per prove,

• centri ricerca per collaudi e controlli,

• enti di certificazione, aziende specializzate

in serigrafia industriale, in

Dalle Aziende

hardware ed in software applicato,

• editori tecnici e di settore.

Dal 18 al 20 Ottobre 2007 l’appuntamento

in fiera a Modena con le aziende

leader della terza edizione di Alumotive

per dare vita ad una mobilità più rispettosa

dell’ambiente, più attenta al risparmio

energetico, più confortevole e prestazionale.

ON. Organizzazione Nike S.r.l.

Viale Mercanzia, 129

40050 Fumo di Argelato (BO)

Tel. 051 6647482 - Fax 051 861093

e-mail: danielaponzo@on-nike.it

www.alumotive.it

Elko Srl, azienda torinese attiva sul

mercato da oltre vent’anni nel

settore delle leghe pesanti e dei

sinterizzati di rame, si presenta con

un nuovo catalogo illustrativo

La Società rappresenta in Italia, in

esclusiva, la casa inglese M&I Materials

produttrice delle leghe pesanti al

tungsteno Wolfmet .

Il catalogo, oltre alle caratteristiche del

prodotto,descrive le varie tipologie di

applicazione nei diversi settori.

Lo stesso vale per i sinterizzati di rame

usati nei processi di saldatura sia a resistenza,

nei quali vengono impiegati

quelli in rame-tungsteno, sia a proiezione

in generale o per rivettatura a

caldo o altri particolari impieghi per i

quali Elko offre diversi tipi di leghe.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

271


272

Dalle Aziende

L’Azienda assicura efficiente assistenza

al cliente e rapididi consegna.

ELKO S.r.l.

Via Pastrengo, 24 - 10128 Torino

Tel. 011 537896 - Fax 011 537908

e-mail: info@elkosrl.com

www.elkosrl.com

La fusione dell’alluminio di nuova

generazione

Nel mercato attuale le fonderie di alluminio

sono alla ricerca di soluzioni ad

alto potenziale per riposizionarsi strategicamente

ed essere più competitive nel

mercato fusorio.

In risposta a queste esigenze, RIVOIRA,

società del gruppo Praxair, ha avviato

un ambizioso programma di innovazione

e sviluppo di sistemi di combustione ad

ossigeno Low Dross Generation (LDG)

per forni a riverbero in grado di garantire

la massimizzazione ottimale della

resa in metallo, importanti incrementi

produttivi e consistenti risparmi energetici.

L’innovativo sistema denominato

MOTION FLAME BURNER (MFB)

è stato ideato, sviluppato e commercializzato

con successo a partire dal 2002

in Italia, Europa e USA; il sistema

MFB Rivoira - Praxair ha la caratteristica

peculiare e vincente di essere ad

ossigeno, a fiamma mobile circolare e

LDG.

Dall’analisi dei fattori critici del processo

fusorio tradizionale con tecnologie

ad aria - impattanti/controllanti

sulla resa metallurgica del processo

fusorio - si sono introdotti concetti innovativi

e migliorativi in chiave di trasferimento

energetico e conduzione

della combustione, trasformando così le

endogene criticità dei tradizionali pro-

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

cessi fusori in punti di forza dei nuovi

sistemi LDG ad ossigeno.

Dalle analisi condotte e dall’esperienza

pratica sul campo è emerso che l’elemento

determinante per l’ottimizzazione

delle performances dei processi fusori, è

la distribuzione del calore/energia,

durante il processo e nella camera di

combustione (kcal/m^2 di superficie).

L’utilizzo di bruciatori MFB/LDG

montati in volta ed un appropriato

sistema di controllo della combustione –

che garantisce una puntuale regolazione

del processo - migliorano notevolmente

la gestione operativa, economica e metallurgica.

I bruciatori MFB consentono di ottenere

un’uniforme distribuzione della temperatura

all’interno della camera di combustione,

grazie al particolare movimento

della fiamma che asseconda le

richieste di carico termico del processo

fusorio con una regolazione di

tipo proattiva e dinamica; in questo

modo è possibile prevenire i fenomeni di

hot spot sui refrattari e sul metallo, mantenere

invariate le condizioni di stress

termico e limitare i problemi di ossidazione

sull’alluminio.

Vantaggi della fiamma mobile

L’introduzione della fiamma mobile

permette di:

• massimizzare il trasferimento di

La competenza è una conquista !

Genova, 25 - 26 Ottobre 2007

Area Porto Antico - Magazzini del Cotone

calore per irraggiamento diretto, indiretto,

oltre che per gli altri meccanismi

di trasmissione del calore;

• omogeneizzare la temperatura in

camera di combustione e sul metallo,

grazie alla possibilità di orientare selettivamente

la fiamma nelle zone più

“fredde”;

• ridurre gli hot spot sul metallo e sul

refrattario, consentendo grazie alla

combustione dolce di ridurre fenomeni

ossidativi.

La soluzione ad ossigeno del tipo MFB

Low Dross Generation a fiamma mobile

è applicabile sia su impianti esistenti

che su impianti di nuova costruzione.

Importanti e numerosi sono i vantaggi

riscontrabili dall’impiego di tale

sistema:

• Riduzione delle ossidazioni a caldo

fino al 18 % Vs Base case;

• Aumento della produttività del processo

fino al 30%;

• Contenimento e riduzione, quantitativamente

e qualitativamente, delle

emissioni:

• Ottimizzazione e riduzione dei costi

fissi e di gestione dell’impianto.

Per far “toccare con mano” all’utente

finale i risultati conseguibili, Rivoira

propone test in campo e validazioni

tecnico/processistiche, effettuate sulle

specifiche esigenze del cliente; l’esperienza

e la competenza sviluppata negli

anni da Rivoira su impianti di varia

taglia, permettono al cliente di ottenere

tutto il supporto consulenziale di cui ha

bisogno, dall’analisi dell’attività produttiva

all’installazione e messa in opera

finali.

RIVOIRA S.p.A.

Via C. Massaia, 75/4 - 10147 Torino

Tel. 011 2253711 - Fax 011 2253701

e-mail: contact_rivoira@praxair.com

www.rivoiragas.it

Giornate Nazionali di Saldatura


Letteratura Tecnica

Key to aluminium alloys-7th Edition

Datta J.,Düsseldorf (Germania) 2006,

235x300 mm, 599 pagine, ISBN

3-87017-282-7, € 276,00.

L’identificazione, la classificazione, il

confronto e la simboleggiatura delle

leghe di alluminio è argomento di importanza

e necessità quotidiana per tutto

il personale tecnico e commerciale che si

occupa di questi materiali nelle industrie

di processo, nelle officine, nella lavorazione

dei metalli o nel campo dell’importazione

ed esportazione.

La nuova edizione di questo volume bilingue

tedesco/inglese, pur mantenendo

la stessa struttura delle precedenti, è

stata completamente aggiornata ed ampliata

sulla base delle più recenti normative

esistenti nel settore.

Diviso in nove sezioni, questo manuale

permette una rapida identificazione

dei diversi tipi di leghe di alluminio in

funzione della loro composizione

chimica, delle relative denominazioni

digitali alfanumeriche e dei sistemi di

normativa di appartenenza; fornisce

inoltre la possibilità di una facile comparazione

tra le varie sigle nazionali ed

internazionali.

Di particolare interesse, la quinta

sezione indica, nazione per nazione, le

norme ed i regolamenti governativi, analizza

separatamente le denominazioni

digitali e alfanumeriche ed i sistemi impiegati

per la formulazione delle abbreviazioni

e delle denominazioni. Sempre

nella stessa sezione sono riportate le denominazioni

standardizzate e le relative

composizioni chimiche.

Il volume, destinato ad assumere una rilevante

importanza nel campo della letteratura

specialistica internazionale, può

essere considerato un documento fondamentale

per gli esperti del settore.

Aluminium-Verlag, Aachener Straße

172, D-40223 Düsseldorf (Germania)

Telefax + 49 211 1591379

http://www.alu-verlag.de

Pipeline operation and

maintenance: Practical approach

Mo Mohitpour, Szabo J.e Van Hardeveld

T., New York (NY-USA) 2005, 180x260

mm, 653 pagine, ISBN 0791802329,

$125.00 (€ 93, 86).

Questo testo è una guida pratica, dedicata

a tutti gli operatori che si occupano

giornalmente dell’installazione, manutenzione

e riparazione di reti per il trasporto

e la distribuzione di idrocarburi

ed altri prodotti del settore.

Il volume organizzato in 10 capitoli,

dopo un descrizione storica dello sviluppo

tecnologico intercorso negli anni,

descrive i fattori che influenzano, da un

punto di vista organizzativo e gestionale,

le operazioni riguardanti la messa in

Notiziario

opera, la manutenzione ed i metodi di riparazione,

in diverse condizioni di esercizio

ed ambientali. Un particolare interesse

è dedicato al controllo della

corrosione, ai metodi di protezione ed

alle tecniche di riparazione mediante

saldatura.

Gli autori esaminano gli elementi fondamentali

che compongono un’intera rete

di distribuzione, i relativi problemi e le

possibili soluzioni.

Illustrano inoltre le funzioni ed il montaggio

di valvole di regolazione e di raccordi;

presentano i componenti di una

stazione di misurazione, di decompressione

e di pompaggio, infine introducono

specificatamente i sistemi automatici

più avanzati di controllo e di

monitoraggio.

Il volume riflette la specifica competenza

tecnica degli autori, maturata in

lunghi anni di esperienza nel campo.

Fornisce una razionale valutazione dei

possibili rischi e stabilisce i requisiti necessari

a garantire un’adeguata affidabilità

degli impianti.

Tutti gli argomenti trattati sono inoltre

valutati soprattutto ed anche da un punto

di vista di gestione economica delle

diverse operazioni.

ASME International, Three Park Avenue

New York, NY (USA) 10016-5990.

Telefax +1 973 8821167

http://www.asme.org

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007 275


276

Notiziario

Codici e Norme

Norme nazionali

Italia

UNI EN ISO 179-1 - Materie plastiche -

Determinazione delle caratteristiche all'urto

Charpy - Parte 1: Prova d'urto non

strumentato (2007).

UNI EN 877 - Tubi e raccordi di ghisa,

loro assemblaggi e accessori per l'evacuazione

dell'acqua dagli edifici - Requisiti,

metodi di prova e assicurazione

della qualità (2007).

UNI EN 1123-2 - Tubi e raccordi di tubi

di acciaio rivestiti a caldo con saldatura

longitudinale con giunto a bicchiere per

sistemi di acque reflue - Parte 2: Dimensioni

(2007).

UNI EN 1968 - Bombole trasportabili

per gas - Ispezione periodica e prove per

bombole per gas di acciaio senza saldatura

(2007).

UNI EN 1993-1-11 - Progettazione delle

strutture di acciaio - Parte 1-11: Progettazione

di strutture con elementi tesi

(2007).

UNI EN 1993-1-3 - Progettazione delle

strutture di acciaio - Parte 1-3: Regole

generali - Regole supplementari per

l'impiego dei profilati e delle lamiere

sottili piegati a freddo (2007).

UNI EN 1993-1-4 - Progettazione delle

strutture di acciaio - Parte 1-4: Regole

generali - Regole supplementari per

acciai inossidabili (2007).

UNI EN 1993- 2 - Progettazione delle

strutture di acciaio - Parte 2: Ponti di

acciaio (2007).

UNI EN 10292 - Nastri e lamiere di

acciaio ad alto limite di snervamento rivestiti

per immersione a caldo in continuo

per formatura a freddo - Condizioni

tecniche di fornitura (2007).

UNI EN 10312 - Tubi saldati di acciaio

inossidabile per il convogliamento dell'acqua

e di altri liquidi acquosi - Condizioni

tecniche di fornitura (2007).

UNI EN 10319-2 - Materiali metallici -

Prova di rilassamento sotto sforzo di trazione

- Parte 2: Procedura per modelli da

assemblaggio bullonati (2007).

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

UNI/TR 11220 - Gestione per la qualità

- Significato dei principali termini utilizzati

nelle norme della serie ISO 9000

(2007).

UNI 11221 - Trattamenti termici dei materiali

metallici - Rappresentazione e indicazioni

a disegno dei particolari da

sottoporre a trattamento termico - Normalizzazione

- Bonifica - Carbocementazione

- Carbonitrurazione - Nitrurazione

- Nitrocarburazione - Tempra

superficiale - Tempra - Distensione

(2007).

UNI EN 1254 2 - Serbatoi fissi cilindrici

di acciaio saldato, per gas di petrolio liquefatti

(GPL), prodotti in serie, di capacità

geometrica fino a 13 m 3 per installazione

fuori terra - Progettazione e

fabbricazione (2007).

UNI EN 12814 - Prove di giunti saldati

di prodotti semifiniti di materiale termoplastico

- Parte 3: Prova di scorrimento

(2007).

UNI EN 13445-3 - Recipienti a pressione

non esposti a fiamma - Parte 3:

Progettazione (2007).

UNI EN 13445-5 - Recipienti a pressione

non esposti a fiamma - Parte 5:

Controllo e prove (2007).

UNI EN 13458-3 - Recipienti criogenici

- Recipienti fissi isolati sottovuoto -

Parte 3: Requisiti di funzionamento

(2007).

UNI EN 13622 - Apparecchiature per

saldatura a gas - Terminologia - Termini

utilizzati per le apparecchiature per saldatura

a gas (2007).

UNI EN 13858 - Protezione dei metalli

contro la corrosione - Rivestimenti di

lamelle di zinco applicati in modo non

elettrolitico su componenti di ferro o di

acciaio (2007).

UNI EN 14075 - Serbatoi fissi cilindrici

di acciaio saldato, per gas di petrolio liquefatti

(GPL), prodotti in serie di capacità

geometrica fino a 13 m 3 per installazione

interrata - Progettazione e

fabbricazione (2007).

UNI EN 14398-2 - Recipienti criogenici

- Grandi recipienti trasportabili isolati

non sotto vuoto - Parte 2: Progettazione,

fabbricazione, controlli e prove (2007).

UNI EN 14398-3 - Recipienti criogenici

- Grandi recipienti trasportabili isolati

non sotto vuoto - Parte 3: Requisiti di

funzionamento (2007).

UNI EN 14512 - Cisterne per il trasporto

di merci pericolose - Equipaggiamenti

delle cisterne per il trasporto di

prodotti chimici liquidi - Coperchi del

passo d'uomo incernierati e anelli del

collare con bulloni a perno (2007).

UNI EN 14680 - Adesivi per sistemi di

tubazioni non sotto pressione di materiale

termoplastico - Specifiche (2007).

USA

ANSI/ASME B31.3 - Process Piping

(2006).

ASNT SNT-TC-1A - Recommended

Practice No. SNT-TC-1A - Non-Destructive

Testing (2006).

ASTM A 217/A 217M - Specification

for steel castings, martensitic stainless

and alloy, for pressure-containing parts,

suitable for high-temperature service

(2007).

ASTM A 703/A 703M - Specification

for steel castings, general requirements,

for pressure-containing parts (2007).

ASTM A 722/A 722M - Specification

for uncoated high-strength steel bars for

prestressing concrete (2007).

ASTM A 872/A 872M - Specification

for centrifugally cast ferritic/austenitic

stainless steel pipe for corrosive environments

(2007).

ASTM E 1001 - Practice for detection

and evaluation of discontinuities by the

immersed pulse-echo ultrasonic method

using longitudinal waves (2007).

ASTM E 1316 - Terminology for nondestructive

examinations (2007).

AWS A5.02/A5.02M - Specification for

filler metal standard sizes, packaging,

and physical attributes (2007).

AWS A5.28/A5.28M - Specification for

low-alloy steel electrodes and rods for

gas shielded arc welding (2007).

AWS A5.32/A5.32M - Specification for

welding shielding gases (2007).

AWS D8.8M - Specification for automotive

weld quality - arc welding of

steel (2007).


Norme europee

EN

EN 1993-1-6 - Design of steel structures

- Part 1-6: Strength and stability of shell

structures (2007).

EN 1993-1-12 - Design of steel structures

- Part 1-12: Additional rules for the

extension of EN 1993 up to steel grades

S 700 (2007).

EN 1993-4-1 - Design of steel structures

- Part 4-1: Silos (2007).

EN 1993-4-2 - Design of steel structures

- Part 4-2: Tanks (2007).

EN 1993-4-3 - Design of steel structures

- Part 4-3: Pipelines (2007).

EN 1993-5 - Design of steel structures -

Part 5: Piling (2007).

EN 1999-1-1 - Design of aluminium

structures - Part 1-1: General structural

rules (2007).

EN 1999-1-2 - Design of aluminium

structures - Part 1-2: Structural fire

design (2007).

EN 1999-1-4 - Design of aluminium

structures - Part 1-4: Cold-formed structural

sheeting (2007).

EN 1999-1-5 - Design of aluminium

structures - Part 1-5: Shell structures

(2007).

CEN ISO/TR 3834-6 - Quality requirements

for fusion welding of metallic materials

- Part 6: Guidelines on implementing

(2007).

EN 10210-2 - Hot finished structural

hollow sections of non-alloy and fine

grain steels - Part 2: Tolerances, dimensions

and sectional properties (2007).

EN 10296-2 - Welded circular steel

tubes for mechanical and general engineering

purposes - Technical delivery

conditions - Part 2: Stainless steel

(2007).

EN 10297-2 - Seamless circular steel

tubes for mechanical and general engineering

purposes - Technical delivery

conditions - Part 2: Stainless steel

(2007).

EN 10305-5 - Steel tubes for precision

applications - Technical delivery conditions

- Part 5: Welded and cold sized

square and rectangular tubes (2007).

EN ISO 14343 - Welding consumables -

Wire electrodes, strip electrodes, wires

and rods for fusion welding of stainless

and heat resisting steels - Classification

(ISO 14343:2002 and ISO

14343:2002/Amd1:2006) (2007).

CEN/TS 14541 - Plastics pipes and fittings

for non-pressure applications -

Utilisation of non-virgin PVC-U, PP and

PE materials (2007).

EN 15317 - Non-destructive testing -

Ultrasonic testing - Characterization and

verification of ultrasonic thickness

measuring equipment (2007).

CEN/TR 15438 - Plastics piping

systems - Guidance for coding of products

and their intended uses (2007).

EN ISO 16834 - Welding consumables -

Wire electrodes, wires, rods and deposits

for gas-shielded arc welding of high

strength steels - Classification (ISO

16834:2006) (2007).

EN ISO 18274:2004/AC - Welding consumables

- Wire and strip electrodes,

wires and rods for fusion welding of

nickel and nickel alloys - Classification

(ISO 18274:2004/Cor.1:2005 and

Cor.2:2006) (2007).

EN ISO 18594 - Resistance spot- projection-

and seam-welding - Method for

determining the transition resistance on

aluminium and steel material (2007).

Norme internazionali

Notiziario

ISO

ISO/TR 3834-6 - Quality requirements

for fusion welding of metallic materials

- Part 6: Guidelines on implementing

(2007).

ISO 4996 - Hot-rolled steel sheet of high

yield stress structural quality (2007).

ISO 4997 - Cold-reduced carbon steel

sheet of structural quality (2007).

ISO 18172-1 - Gas cylinders - Refillable

welded stainless steel cylinders - Part 1:

Test pressure 6 MPa and below (2007).

ISO 18172-2 - Gas cylinders - Refillable

welded stainless steel cylinders - Part 2:

Test pressure greater than 6 MPa (2007).

ISO 18594 - Resistance spot-, projection-

and seam-welding - Method for determining

the transition resistance on

aluminium and steel material (2007).

ISO 22829 - Resistance welding -

Transformer-rectifier for welding guns

with integrated transformers - Transformer-rectifier

units operating at 1000

Hz frequency (2007).

ISO 23279 - Non-destructive testing of

welds - Ultrasonic testing - Characterization

of indications in welds (2007).

ISO 23718 - Metallic materials - Mechanical

testing - Vocabulary (2007).

La saldatura nei francobolli

La saldatura per bollitura

(Forge welding)

Norvegia 1968

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007 277


278

Notiziario

Corsi IIS

Luogo Data Titolo Ore Organizzatore

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 21/5-1/6/2007 Corso specifico. Rivelazione di fughe (LT) - Livello 2 UNI EN

473/ISO 9712 sottometodi variazione di pressione, gas tracciante

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-70-38

Messina 4-7/6/2007 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 7-8 e

13-15/6/2007

Corso sull’incollaggio (adhesive bonding). Corso teoricopratico

per operatori (European Adhesive Bonder)

Genova 11/6/2007 Corso sulla saldatura a resistenza: European Resistance Welding

Specialist - Modulo Avanzato EWSR I

16

24

28

72

43

40

120

16

36 (*)

36 (*)

16

28

40

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 previste 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.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007


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raffreddamento integrata, interfaccia semplice

e intuitiva sono solo alcune delle caratteristiche

uniche che questo prodotto offre.


Corsi IIS (segue)

Luogo Data Titolo Ore Organizzatore

Genova 11-14/6/2007 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 11-15/6/2007 Corso per International Welding Specialist - Parte II - 60

Genova 11-15/6/2007 Corso per International Welding Practitioner - Parte II

Genova 12-15/6/2007

9-14/7/2007

Corso sulla saldatura a resistenza: European Resistance Welding

Specialist - Modulo Avanzato EWSR III

Roma 18-21/6/2007 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

Legnano (MI) 18-22/6/2007

16-20/7/2007

Corso per International Welding Inspector - Standard - Ispezione

di giunti saldati

Genova 25-29/6/2007 Corso per International Welding Inspector - Basic - Ispezione di

giunti saldati

Legnano (MI) 25-29/6/2007 Corso celere in saldatura 32

Genova 26-28/6/2007 Corso avanzato - Saldabilità delle leghe metalliche 24

Mogliano Veneto

(TV)

Legnano (MI) 2-6 e

9-11/7/2007

2-5/7/2007 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

Legnano (MI) 2-6/7/2007 Corso per International Welding Technologist - Parte III - Tecnologia

della saldatura

Genova 5-6 e

11-13/7/2007

Corso sull’incollaggio (adhesive bonding). Corso teorico di specializzazione

Genova 9-12/7/2007 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

Legnano (MI) 16-19/7/2007 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 16-20/72007 Corso per International Welding Specialist - Parte III - Tecnologia

della saldatura

Genova 20-22/7/2007 Corso sull’applicazione del Sistema di gestione del processo

speciale saldatura EN 729/ISO 3834

Messina 23-26/7/2007 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

28

60

67

28

63

42

28

58

43

40

28

28

31

24

28

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. 2 - Marzo / Aprile 2007

281


282

Notiziario

Esame visivo (VT)

Genova 4-8/6/2007 per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712

Particelle magnetiche (MT)

Priolo (SR) 19-22/6/2007 per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712

Liquidi penetranti (PT)

Genova 3-6/7/2007 per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712

Mogliano

Veneto (TV)

Legnano (MI)

18-22 e

25-29/6/2007

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

Corsi di altre Società

Luogo Data Titolo Organizzatore

Napoli 15-17/5/2007 I Sistemi di Gestione Ambientale: le norme UNI

EN ISO 14000

Bari

Napoli

Torino

Bologna

Milano

Roma

16-18/5/2007

21-23/6/2007

17/5/2007

14/6/2007

21-25/5/2007

4-8/6/2007

Corso base per la conduzione delle Verifiche ispettive

interne per la Qualità secondo le norme ISO

9001:2002

Auditor interni del sistema di gestione ambientale

(1a ed.)

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di Gestione per la Qualità.

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Tel. 081 2396503; fax 081 6174615

formazione@aicq-meridionale.it

AICQ-Meridionale (Napoli)

Tel. 081 2396503; fax 081 6174615

formazione@aicq.meridionale.it

CERMET (Torino)

Tel. 011 2258681; fax 011 2258680

formazione@cermet.it

CERMET (Bologna)

Tel. 051 764900; fax 051 764902

formazione.bo@cermet.iti

Centro Formazione UNI (Milano)

Tel. 02 70024464; 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

Milano 28/5/2007 Comunicazione nei Sistemi di Gestione Ambientale

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

AICQ Meridionale (Napoli)

Tel. 081 2396503; fax 081 6174615

formazione@aicq-meridionale.it

Centro Formazione UNI (Milano)

Tel. 02 70024464; fax 02 70024474

formazione2@uni.com


284

Notiziario

Corsi di altre Società (segue)

Luogo Data Titolo Organizzatore

Roma 28-30/5/2007 Il processo di audit del Sistema di Gestione per la

Qualità nei laboratori

Milano

Milano

Roma

28-30/5/2007

12-14/6/2007

13-15/6/2007

AICQ-CI (Roma)

Tel. 06 4464132; fax 06 4464145

infocorsi@aicqci.it

Auditor ambientale interno Centro Formazione UNI (Milano)

Tel. 02 70024464; fax 02 70024474

formazione2@uni.com

Milano 29/5/2007 Risk Management Ambientale Centro Formazione UNI (Milano)

Tel. 02 70024464; fax 02 70024474

formazione2@uni.com

Milano 30-31/5-1/6/2007 Corso di formazione per valutatori interni del

Sistema di Gestione per la qualità (in accordo con

la norma ISO 19011)

Milano 4-5/6/2007 La progettazione e lo sviluppo dei prodotti e dei

processi secondo le norme ISO 9000 del 2000

Napoli 11-15/6/2007 Corso AICQ-SICEV per Valutatatori dei Sistemi di

Gestione Ambientale

Napoli 19-20/6/2007 La metrologia e la Gestione della strumentazione

di misura in ambito ISO 9000:2000

Roma 25-26/6/2007 Sicurezza nella manutenzione (D.Lgs 626/94 E

S.M.I, Decreto 16 Gennaio 1997)

Palermo 25-27/6/2007 Corso per audit interni di Sistemi di Gestione per la

Qualità secondo le norme ISO 9001:2000

Milano 25-27/6/2007 Le ISO 9000:2000. Principi, contenuti ed esercitazioni

(Corso pratico di apprendimento per coloro

che si accostano per la prima volta alle norme UNI

EN ISO 9000:2000)

TQM (Milano)

Tel. 02 67382158; fax 02 67382177

segreteria@aicqcn.it

TQM (Milano)

Tel. 02 67382158; fax 02 67382177

segreteria@aicqcn.it

AICQ-Meridionale (Napoli)

Tel. 081 2396503; fax 081 6174615

formazione@aicq-meridionale.it

AICQ Meridionale (Napoli)

Tel. 081 2396503; fax 081 6174615

formazione@aicq-meridionale.it

UNI (Roma)

Tel. 06 69923074; fax 06 6991604

uni.roma@uni.com

AICQ Sicilia (Palermo)

Tel. 091 6615206; fax 091 488452

segreteria@aicqsicilia.it

TQM (Milano)

Tel. 02 67382158; fax 02 67382177

segreteria@aicqcn.it

Roma 27/6/2007 Qualità nella manutenzione UNI (Roma)

Tel. 06 69923°74; fax 06 6991604

uni.roma@uni.com

Roma 2-4/7/2007 Le ISO 9000:2000. Introduzione ai Sistemi di Gestione

per la Qualità

AICQ-CI (Roma)

Tel. 06 4464132; fax 06 4464145

infocorsi@aicqci.it

Roma 13/7/2007 Analisi ambientale iniziale AICQ-CI (Roma)

Tel. 06 4464132; fax 06 4464145

infocorsi@aicqci.it

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

La saldatura nei francobolli

Robot di saldatura

(Welding robots)

Italia 1983

Svezia 1984

Germania (DDR) 1987


Mostre e Convegni

Luogo Data Titolo Organizzatore

Montreal

(Quebec - Canada)

Mosca

(Russia)

Houston

(Texas - USA)

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

Place Bonaventure (Montréal, Québec - CND)

Tel. +1 514 3972222; fax+1 514 3972384

info@placebonaventure.com

PRIMEXPO (St. Petersburg - RU)

Tel. +7 812 3806017; fax +7 812 3806001

ndt@primexpo.ru

15-18/5/2007 111th Metalcasting Congress NADCA Metalcasting Congress (Wheeling, Illinois - USA)

Tel. +1 847 2790001; fax +1 847 2790002

exhibits@metalcastingcongress.org

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

Dearborn

(Michigan - USA)

Seoul

(Korea)

Norfolk

(VA - USA)

Parigi

(Francia)

Albi

(Francia)

Mogliano Veneto (TV)

Legnano (MI)

Siracusa

Torino

Desenzano (BS)

Taranto

Siracusa

Busan

(Korea)

Mosca

(Russia)

Springfield

(Massachusetts - USA)

16-17/5/2007 Automotive industry advancements with NDT -

ASNT Conference

20-24/5/2007 ICEC - International corrosion engineering Conference

2007

Istituto Italiano della Saldatura (Genova)

Tel. 010 8341331; fax 010 8367780

maria.didio@iis.it

American Society for Nondestructive Testing (Columbus,

OH - USA)

Tel. +1 614 2746003; fax +1 614 2746899

asnt@asnt.org

Prof. Woon Suk Hwang -The Corrosion Science Society of

Korea (Seoul, KR)

Tel. +82 2 5395869; fax +82 3 5554579

corros@kornet.net

21-24/5/2007 Steel, stainless steel and related alloys ASTM International (West Conshohocken, PA - USA)

Tel. +1 610 8329585; fax +1 610 8329555

astm@astm.org

23-24/5/2007 JP 2007 - Journées de Printemps "Fatigue sous sollicitations

thermiques

23-25/5/2007 STP2007 - Science et technologie des poudres

&poudres et materiaux frittes "De la poudre au

produit fini à propriétés d’usage maîtrisées"

23/5/2007

12/06/07

27/06/07

05/07/07

19/07/07

24/5/2007

21/6/2007

La qualificazione e certificazione dei saldatori per

le materie plastiche. La nuova norma italiana e le

norme europee

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

27-31/5/2007 10th International Conference “The mechanical

behavior of materials”

SF2M, Société Française de Métallurgie et de Matériaux

(Paris - F)

Tel.+ 33 1 46330800; fax+ 33 1 46330880

sf2mcongress@wanadoo.fr

INPT SAIC INPACT “STP2007” (Toulouse - F)

Tel. +33 5 62242112; fax +33 5 62242113

stp2007@enstimac.fr

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

JC International (Seoul- KR)

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

3-6/6/2007 2007 SEM Annual Conference & Exposition “Experimental

mechanics applied to advanced materials

and systems”

Notiziario

Society for Experimental Mechanics (Bethel, CT - USA)

Tel. +1 203 7906373; fax +1 203 7904472

meetings@sem1.com

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007 285


286

Notiziario

Mostre e Convegni (segue)

Luogo Data Titolo Organizzatore

Baltimore

(Maryland USA)

Karlsruhe

(Germania)

Tolosa

(Francia)

Coventry

(Inghilterra)

Harrogate

(Inghilterra)

Düsseldorf

(Germania)

Helsinki

(Stoccolma)

Salvador

(Bahia - Brasile)

Düsseldorf

(Germania)

3-7/6/2007 SAMPE ‘07 Symposium and Exhibition SAMPE Headquarters (Covina, CA - USA)

Tel. +1 626 3310616610; fax +1 626 3328929

priscilla@sampe.org

4-6/6/2007 SMINS - Workshop “Structural materials for innovative

nuclear systems”

SMINS - Workshop Scientific Secretary

OECD Nuclear Energy Agency (Issy-Les-Moulineaux - F)

Tel. +33 1 45241083; fax +33 1 45241128

federico.mompean@oecd.org

4-8/6/2007 16th International Colloquium “Plasma processes” Societe Francaise Du Vide (Paris - F)

Tel. +33 1 53019030; fax +33 1 42786320

sfv@vide.org

11-13/6/2007 CIP 07 - International Conference “Sustainable

construction materials and technologies”

11-14/6/2007 2nd World Congress “Engineering asset management

and 4th International Conference on condition

monitoring”

11-14/6/2007 EMC 2007 - European Metallurgical Conference

2007

12-14/6/2007 BALTICA VII -2007 International Conference

“Life management and maintenance for power

plants”

12-15/6/2007 9th COTEQ - International Conference “Equipment

technology”

12-16/6/2007 METEC 2007 - International metallurgical technology

trade fair

Dr Peter Claisse, Conference Secretariat (Coventry - UK)

Tel. +44 24 7688 8881; fax +44 24 7688 8296

p.claisse@coventry.ac.uk

The British Institute of Non-Destructive

Testing (Northampton - UK)

Tel. +44 1604 630124; fax+44 1604 231489

wceam-cm2007@bindt.org

CCD (Congress Center Düsseldorf) Süd (Düsseldorf- D)

Tel. +49 211 45608456; fax +49 211 9471200

emc@gdmb.de

VTT (Helsinki - FI)

Tel. +358 20 7226799; fax +358 20 7227002

baltica@vtt.fi

ABENDE (São Paulo - SP)

Tel.+ 55 11 55863171; fax +55 11 55811164

coteq@abende.org.br

Messe Düsseldorf North America (Chicago, IL - USA)

Tel.+1 312 7815180; fax +1 312 7815188

info@mdna.com

Genova 14/6/2007 La criccabilità dei giunti saldati Istituto Italiano della Saldatura (Genova)

Tel. 010 8341331; fax 010 8367780

maria.didio@iis.it

Berlino

(Germania)

Indiana

(USA)

Houston

(Texas - USA)

Cambridge

(Inghilterra)

Lione

(Francia)

Dijon

(Francia)

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

17-21/6/2007 10th International Conference and Exhibition of

the European Ceramic Society

Deutsche Keramische Gesellschaft e.V. (Köln - D)

Tel. +49 2203 966481; fax +49 2203 69301

ecers2007@dkg.de

20-22/6/2007 EMC 2007 Electronic Materials Conference TMS Meeting Services (Warrendale, PA - USA)

Tel. +1 724 7769243; fax +1 724 7763770

mtgserv@tms.org

20-23/6/2007 ICPIIT - International chemical and petroleum industry

inspection technology - X Conference

22-23/6/2007 10th National Conference of the Welding &

Joining Society

25-27/6/2007 International Symposium “Digital industrial radiology

and computed tomography”

1-5/7/007 SHS 2007 - IX International Symposium “Selfpropagating

high-temperature synthesis”

American Society for Nondestructive Testing (Columbus,

OH - USA)

Tel. + 1 614 2746213; fax +1 614 2746899

jgiunta@asnt.org

TWI (Cambridge - UK)

Tel. +44 1223 891162; fax +44 1223 892588

meetings@twi.co.uk

Laboratoire CNDRI, INSA (Villeurbanne - F)

Tel. +33 4 72438061; fax +33 4 72438822

valerie.kaftandjian@insa-lyon.fr

Société Française de Métallurgie et de Matériaux (Paris- F)

Tel.+33 1 46330800; fax+33 1 46330880

sf2mcongress@wanadoo.fr


Mostre e Convegni (segue)

Luogo Data Titolo Organizzatore

Alexandroupolis

(Grecia)

Dubrovnik & Cavtat

(Croazia)

Gijon

(Spagna)

Sydney

(Australia)

Dubrovnik & Cavtat

(Croazia)

Pittsburgh

(PA - USA)

Golden

(Colorado - USA)

New London

(NH - USA)

Mashantucket

(Connecticut - USA)

1-6/7/2007 ICEM 13 - International Conference “Experimental

mechanics. Experimental analysis of nano and

engineering materials and structures”

1-8/7/2007 60th Annual Assembly of the International Institute

of Welding

4-6/7/2007 11° Congreso Espanol de Ensayos No Destructivos

4-6/7/2007 International Conference and Exhibition “Materials

and austceram 2007”

5-6/7/2007 International IIW Conference “Welding & Materials.

Technical, economic and ecological aspects”

16-19/7/2007; International Conference “Microalloyed steels:

processing, microstructure, properties and performance”

22-27/7/2007 QNDE 2007- 34th Annual Review of Progress in

quantitative nondestructive evaluation

School of Engineering Democritus University of Thrace

(Xanthi - GR)

Tel. +30 254 1079651; fax +30 254 1079652

egdoutos@civil.duth.gr

Croatian Welding Society (Zagreb - HR)

Tel. +385 16168597; fax +385 1 6157108

hdtz.cws@fsb.hr

www.iiw2007.hr

AZ Congresos Comunicacion (Oviedo - E)

Tel. +34 98 4051671; fax +34 98 5227867

inscripciones@azetacongresos.com

Material Australia - Conference Secretariat (Parkville,

Vic - AU)

Tel. +61 3 93267266; fax +61 3 93267272

events@materialsaustralia.com.au

HDTZ (Zagreb - HR)

Tel. +385 6168597; fax +385 1 6157108

zorau.kozuh@fsb.hr

www.iiw2007.hr

AIST - Association for Iron & Steel Technology (Warrendale,

PA - USA)

Tel. +1 724 776040; fax +1 724 7761880

info@aist.org

QNDE Programs Center for NDE (Ames, IA - USA)

Tel. +1 515 2946770; fax+1 515 2947771

qnde3@cnde.iastate.edu

Notiziario

29/7-3/8/2007 High temperature corrosion Gordon Research Conferences (West Kingston - USA)

Tel. +1 401 7834011; fax +1 401 7837644

grc@grc.org

30/7-1/8/2007 Digital imaging X Topical Conference American Society for Nondestructive Testing (Columbus,

OH - USA)

Tel.+ 1 614 2746003; fax+1 614 2746899

conferences@asnt.org

DOVE SONO FINITI I SALDATORI?

Questa domanda se la pone il “Wall Street Journal” prendendo atto che, anche negli Stati Uniti,

i Costruttori stanno preoccupandosi sempre più per l’endemica carenza di saldatori qualificati!

In tutto il Paese, i mezzi di comunicazione specializzati riportano quotidianamente le lamentele

degli operatori che sono obbligati a riassumere saldatori

ormai pensionati, anche da tempo. Sulle pipelines, nei

cantieri navali, nelle fabbriche, nei cantieri di montaggio,

l’attività rallenta poiché non ci sono abbastanza saldatori.

Le Società così fortunate da trovare saldatori pagano

stipendi e gratifiche record. L’età media ha ormai

raggiunto 54 anni e le richieste nei prossimi tre anni si

stimano pari ad almeno 200.000 unità. In questo

contesto molti Costruttori hanno cercato manodopera nei

paesi emergenti e del terzo mondo, dove comunque i

saldatori operativi sono pochi.

Ormai restano solo i saldatori cibernetici.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007 287


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Determinazione e misura delle tensioni

residue (2005-2007)

Through thickness measurement of residual stresses in

a stainless steel cylinder containing shallow and deep

weld repairs di GEORGE D. e SMITH D.J. «Journal PVP»,

V. 82, N. 4/2005, P. 279-287.

Acciai inossidabili austenitici; Involucri cilindrici; Misura;

Passata di fondo; Riparazione; Saldatura manuale con elettrodi

rivestiti; Saldatura TIG; Saldature circonferenziali; Tensioni

residue; ZTA.

Direct measurement of the residual stresses near a ‘boatshaped’

repair in a 20 mm thick stainless steel tube butt

weld di EDWARDS L. et al. «Journal PVP», V. 82, N. 4/2005,

P. 288-298.

Acciai inossidabili austenitici; Durezza; Fascio di neutroni; Microstruttura;

Misura; Proprietà meccaniche; Radiografia; Riparazione;

Saldature circonferenziali; Saldature testa a testa; Tensioni

residue; ZTA.

Measurement of the residual stresses in a stainless steel pipe

girth weld containing long and short repairs di BOUCHARD

P.J. et al. «Journal PVP», V. 82, N. 4/2005, P. 299-310.

Acciai inossidabili austenitici; Difetti; Fascio di neutroni;

Misura; Pezzi fusi; Radiografia; Saldatura manuale con elettrodi

rivestiti; Tensioni residue; Tubi; ZTA.

Residual stress determination and defect detection using

electronic speckle pattern interferometry di GRYZAGORI-

DIS J. et al. «Insight», Febbraio 2005, P. 91-94.

Controllo non distruttivo; Laser; Misura; Ottica; Tensioni

residue.

Image processing of ESPI based on measurement the welding

dynamic displacement fields di JUN T. et al. «China Weld.,

Luglio-Dicembre 2004, P. 111-114.

Misura; Modelli di calcolo; Ottica; Saldatura TIG; Sistemi di

controllo; Solidificazione; Tensioni residue; Trattamento dell’immagine.

Ricerche

Bibliografiche

Dati IIS-Data

Influence of laser beam guiding and overlapping on residual

stress in remelting process di GRUM J. e ŠTURM R.

«Surface», Gennaio-Febbraio 2005, P. 27-34.

Fascio laser; Fusione; Ghisa sferoidale; Indurimento superficiale;

Microstruttura; Misura; Saldatura laser; Tensioni

residue.

Express control of quality and stressed state of welded structures

using methods of electron shearography and speckle-interferometry

di LOBANOV L.M. et al. «Paton Weld. J.»,

Agosto 2005, P. 35-40.

Controllo della qualità; Controllo non distruttivo; Giunti

saldati; Misura; Ottica; Strumenti di misura; Tensioni residue.

Evaluation of residual stresses in dissimilar weld joints di

JOSEPH A. et al. «Journal PVP», V. 82, N. 9/2005, P. 700-705.

Acciai basso-legati; Acciai inossidabili austenitici; Alta temperatura;

Centrali elettriche; Condizioni di servizio; Distensione

delle tensioni; Imburratura; Industria nucleare; Materiali dissimili;

Materiali resistenti allo scorrimento a caldo; Misura;

Raggi X; Recipienti in pressione; Tensioni residue; Tubi;

Turbine a vapore; Valutazione; ZTA.

FE-modelling of the thermometallurgy and stress-distortion

behaviour during PTA hardfacing di SEMMLER U. et al.

«Paton Weld. J.», Luglio 2005, P. 8-13.

Acciai da costruzione; Analisi con elementi finiti; Distorsione;

Distribuzione della temperatura; Fattori di influenza; Metallurgia;

Misura; Modelli di calcolo; Ottimizzazione; Parametri di

processo; Proprietà meccaniche; Proprietà termiche; Ricarica

al plasma con arco trasferito; Riporto duro; Stellite; Tensioni

residue.

Processes and mechanisms of welding residual stress and distortion

di ZHILI F. «Woodhead Publishing», 2005, P. 350.

Distorsione; Flusso termico; Giunti saldati; Imbozzamento; Impianti;

Misura; Operazione dopo saldatura; Saldatura ad arco;

Saldatura laser; Temperatura; Tensioni residue.

Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

291


Ricerche Bibliografiche

Neutron diffraction investigation of fluid end cracking in

well stimulation pump fluid ends di CLAPHAM L. et al.

«Journal PVP», V. 83, N. 2/2006, P. 118-122.

Condizioni di servizio; Criccabilità; Durata della vita; Fascio di

neutroni; Misura; Pompe; Prototipi; Radiografia; Resistenza

alla compressione; Simulazione; Tensioni; Tensioni residue.

Dynamic residual stress in thermal sprayed coatings di

ZHIPING W. e YUANYUAN Y. «China Weld., Luglio-Dicembre

2005, P. 105-108.

Fascio di neutroni; Isteresi; Misura; Raggi X; Rivestimenti

spruzzati; Spruzzatura al plasma; Spruzzatura alla fiamma;

Spruzzatura HVOF; Temperatura; Tensioni residue.

Cercetàri experimentale si estimàri analitice privind deformatiile

remanente la sudarea aluminiului .. (Experimental research

and analytical estimations on residual strains when

welding aluminium Part Il Experimental results processing and

interpretation) di DUMBRAVA D. et al. «Sudura», Ottobre-Dicembre

2005, P. 5-12.

Alluminio; Calcolo; Leghe Al-Mg; Leghe d’alluminio; Misura;

Modelli di calcolo; Parametri di processo; Saldatura MIG; Tensioni

residue.

Procedure for determination of residual stresses in welded

joints and structural elements using electron speckle-interferometry

di LOBANOV L.M. et al. «Paton Weld. J.», Gennaio

2006, P. 24-29.

Giunti saldati; Intelligenza artificiale; Misura; Ottica; Programma

di elaboratori; Tensioni residue; Valutazione.

Metodologie avanzate per la determinazione delle tensioni

residue in saldatura: la diffrazione dei raggi X. Esempio di

utilizzo su bracci di sospensione F1 di MARCONI G.P. et al.

«Riv. Sald.», Maggio-Giugno 2006, P. 389-394.

Automobili; Giunti saldati; Martellatura; Misura; Operazione

dopo saldatura; Raggi X; Resistenza a fatica; Telai di autoveicoli;

Tensioni residue.

Effects of the load history on the residual stress distribution

in welded components (IIW-1734-06, ex-doc. IX-2154-05) di

KANNENGIESSER T. et al. «Weld. World», Luglio-Agosto

2006, P. 11-17.

Carico; Carico di snervamento; Distribuzione della temperatura;

Durezza; Fattori di influenza; Materiale base; Misura;

Proprietà meccaniche; Raffreddamento; Resistenza meccanica;

Studi sperimentali; Tensioni residue; Vincolo; Zona di saldatura;

ZTA.

292 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007

Residual stresses measurement by neutron diffraction and

theoretical estimation in a single weld bead di PRICE J.W.H.

et al. «Journal PVP», V. 83, N. 5/2006, P. 381-387.

Acciai dolci a basso carbonio; Analisi con elementi finiti; Ciclo

termico; Controllo non distruttivo; Fascio di neutroni; Flusso

termico; Generatori di corrente per saldatura; Misura; Operazioni

in servizio; Proprietà meccaniche; Proprietà termiche; Recipienti

in pressione; Saldatura MIG; Simulazione; Strumenti di

misura; Tensioni residue.

Comparison of buckling distortion propensity for SAW,

GMAW, and FSW di BHIDE S.R. et al. «Wdg. J.», Settembre

2006, P. 189s-195s.

Acciai ad alta resistenza; Analisi con elementi finiti; Confronti;

Distorsione; Giunti testa a testa; Imbozzamento; Lamiere;

Misura; Modelli di calcolo; Saldatura ad arco sommerso; Saldatura

ad attrito; Saldatura ad attrito con utensile in movimento;

Saldatura con filo fusibile in gas protettivo; Tensioni residue.

Finite element analysis on electron beam brazing temperature

and stresses of stainless steel radiator di FURONG C. et

al. «China Weld., 3/2006, P. 16-19.

Acciai inossidabili; Acciai inossidabili austenitici; Analisi con

elementi finiti; Brasatura a fascio elettronico; Calcolo; Distribuzione

della temperatura; Distribuzione delle tensioni; Misura;

Radiatori; Temperatura; Tensioni residue.

Sviluppo di un sistema automatizzato di misura delle tensioni

residue con il metodo della rosetta forata di VALENTINI E. e

et al «Riv. Sald.», Novembre-Dicembre 2006, P. 801-807.

ASTM; Confronti; Effetti locali; Estensimetri; Fascio di neutroni;

Misura; Norme; Radiografia; Raggi X; Strumenti di

misura; Sviluppo; Tensioni residue.

Residual stress analysis of laser welded aluminium T-joints

using neutron diffraction (IIW-1769-06 ex-doc. X-1610-06) di

BAYRAKTAR F.S. e et al. «Weld. World», Gennaio-Febbraio

2007, P. 9-13.

Fascio di neutroni; Giunti a T; Leghe Al-Mg-Si; Leghe d’alluminio;

Metalli leggeri; Misura; Saldabilità; Saldatura a fascio di

fotoni; Saldatura laser; Saldatura mediante energia di radiazioni;

Strutture aerospaziali; Tensioni residue.

Residual stress prediction and relaxation in welded tubular

joint (IIW-1773-06 ex-doc. XIII-2135-06/XV-1225-06) di

BARSOUM Z. «Weld. World», Gennaio-Febbraio 2007, P. 23-30.

Analisi con elementi finiti; Calcolo; Distensione delle tensioni; Distribuzione

delle tensioni; Durata della vita a fatica; Giunti saldati;

Misura; Previsione; Prove di fatica; Saldatura a più passate; Saldatura

MAG; Simulazione; Strutture tubolari; Tensioni residue.

La competenza è una conquista !

Non si raggiunge facilmente.

E neppure subito.

Richiede impegno, costanza, umiltà intellettuale.

Richiede soprattutto interesse.

Non si può essere competenti su argomenti che non interessano.

E’ in questo contesto che le GNS4 trovano significato


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.

Fonti dei riferimenti bibliografici

Riviste italiane e straniere analizzate per la Banca Dati IIS-Data

Titolo Abbreviaz. Titolo Abbreviaz. Titolo Abbreviaz.

L’Allestimento Allestimento

L’Elettrotecnica Elettr.

L’Industria Meccanica Ind. Mecc.

L’Installatore Tecnico Installatore

La Meccanica Italiana Mecc. Ital.

La Metallurgia Italiana Met. Ital.

La Termotecnica Termotecnica

Lamiera Lamiera

Laser Laser

Lastechniek Lastech.

Lavoro Sicuro Lav. Sic.

Lo Stagno ed i suoi Impieghi Stagno

Macchine & Giornale dell’Officina Officina

Macplas Macplas

Manutenzione: Tecnica e Management Manutenzione

Materialprüfung Materialprüf.

Material and Corrosion Mat. Cor.

Materials Evaluation Mat. Eval.

Materials Performance MP

Meccanica & Automazione Mec. & Aut.

Meccanica & Macchine di Qualità Mecc. & Macchine

Meccanica Moderna Mecc. Moderna

Meccanica Oggi Meccanica

Mechanical Engineering Mech. Eng.

Metal Construction Met. Con.

Metalli Metalli

Metallurgical and Materials Transactions Met. Trans.

Metallurgical B Metallurgical B

Metallurgical Reports CRM Met. Rep.

Metallurgical Transactions Metallurgical T

Metalurgia & Materiais Met. Materiais

Metalurgia International Metalurgia

Modern Plastics International Plastics Int.

Modern Steel Construction Steel Constr.

NDT & E International NDT & E Int.

NDT & E International UK NDT & E Int.

NDT International NDT Int.

Notagil S.I. Notagil

Notiziario dell’ENEA Energia e Innovazione ENEA E.I.

Notiziario dell’ENEA Sic. e Prot. ENEA-DISP.

Notiziario Tecnico AMMA AMMA

NRIM Research Activities NRIM Research

NT Tecnica e Tecnologia AMMA NT AMMA

Oerlikon Schweissmitteilungen Oerlikon

PCB Magazine PCB

Perito Industriale Perito Ind.

Petrolieri d’Italia Petrolieri I.

Pianeta Inossidabili Inox

Plastic Pipes Fittings Plastics

Prevenzione Oggi Prevenzione

Produttronica Produttronica

Protective Coatings Europe PCE

Przeglad Spawalnictwa Pr. Spawal.

Quaderni Pignone Pignone

Qualificazione Industriale Qualificazione

Qualità Qualità

Rame e Leghe CU

Rame Notizie Rame

Research in Nondestructive Evaluation Research NDE

Revista de Los Trat. Ter. y de Superficie Tratersup

Revista de Metalurgia Rev. Met.

Revista de Soldadura Rev. Soldadura

Revue de la Soudure Rev. Soud.

Revue de Metallurgie CIT Revue Met. CIT

Revue de Metallurgie MES Revue Met. MES

Ricerca e Innovazione Ric. Inn.

Riv. Infortuni e Malattie Professionali Riv. Inf.

Rivista di Meccanica Riv. Mecc.

Rivista di Meccanica Oggi Riv. Mecc. Oggi

Rivista di Meccanica International Riv. Mecc. Inter.

Rivista Finsider Riv. Finsider

Rivista Italiana della Saldatura Riv. Sald.

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.
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