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
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(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.
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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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Per informazioni:
ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA - Lungobisagno Istria,15 - 16141 Genova
Telefono 010 8341.331 - Fax 010 8367780 - giornate.saldatura@iis.it - www.iis.it
Con il patrocinio della
Provincia di Genova
Giornate
Nazionali di
Saldatura
Genova 25-26 Ottobre 2007
Area del Porto Antico
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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
035 963 550 gpatelli@lucchini.com
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 profondità di 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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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 profondità
della cricca e comparare il risultato
con il segnale eddy current. Le profondità
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
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.
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 profondità
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
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
Email: maura.rodella@iis.it
www.weldinglibrary.com
www.iis.it
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
dei più utilizzati in molti settori industriali strategici,
quali l’aeronautico, il nucleare, l’industria chimica e petrolchimica,
costruzione di oleodotti e gasdotti, costruzioni
off-shore e, più in generale, nelle grandi costruzioni
di carpenteria e caldareria.
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
Soci IIS - Società e Figure Professionali IIS, Prezzo: € 60,00

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
inserzioni pubblicitarie
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Rivista Italiana
della Saldatura:
tel. 010.8341.389
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For a company using welding in manufacturing, the way to assure the quality of the work is by training and
qualifying its personnel through the EWF/IIW System.
For a worker who wants to acquire skills and to achieve excellence in his profession the goal is to be awarded
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 umidità
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 rapidità di 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

MTE – Miller Technology Exclusive:
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RMD
Accu-Pulse
Adaptive Hot Start
Hot Start
Auto-Line
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Cool-On-Demand
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estremamente flessibile.
Realizzato per garantire prestazioni elevatissime
con tutti i procedimenti: Elettrodo - Tig - Mig -
Mig Pulsato - Mig Doppio Pulsato.
Traino con 4 rulli Miller Style, unità di
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.)
Auditor/Responsabili Gruppo di Audit di Sistemi
di Gestione per la Qualità.
Corso ANGQ qualificato CEPAS con N.° 4 di registrazione
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
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.
The TWI Journal TWI Journal
The Welding Innovation Quarterly Weld. Innovation
Tin and Its Uses TIN
Transactions of JWRI Trans. JWRI
Transactions of JWS Trans. JWS
Transactions of NRIM Trans. NRIM
Ultrasonics Ultrasonics
Unificazione e Certificazione Unificazione
Università Ricerca Università
Unsider Notizie di Normazione Unsider
Varilna Tehnika Var. Teh.
Westnik Maschinostroeniya –
Welding & Joining Weld. Joining
Welding & Joining Europe Weld. J. Europe
Welding and Metal Fabrication Welding
Welding Design and Fabrication Weld. Des.
Welding in the World Weld. World
Welding International Weld. Int.
Welding Journal Wdg. J.
Welding Production Weld. Prod.
Welding Review International Weld. Rev.
WRC Bulletin WRC Bulletin
WRI Journal WRI J.
Zavarivac Zavarivac
Zavarivanje Zavarivanje
Zavarivanje I Zavariv.
Zincatura a caldo Zincatura
Zis Mitteilungen ZIS
Zis Report Zis
Zvaracske Spravy Zvaracske
Zváranie Zváranie
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2007
293

Elenco degli
Inserzionisti
229 3 M ITALIA Via S. Bovio, 3 - Località San Felice - 20090 SEGRATE (MI)
-- ABB FLEXIBLE AUTOMATION Via Edison, 20 - 20099 SESTO SAN GIOVANNI (MI)
-- ACCADUEO Via Calzoni, 6/d - 40128 BOLOGNA
163-164 AEC TECHNOLOGY Via Leonardo Da Vinci, 17 - 26013 CAMPAGNOLA CREMASCA (CR)
-- AIPND Via A. Foresti, 5 - 25127 BRESCIA
288 ALUMOTIVE Via della Mercanzia, 119 Centergross - 40050 FUNO DI ARGELATO (BO)
151 ANASTA Via G. Tarra, 5 - 20125 MILANO
239 ANCCP Via Rombon, 11 - 20134 MILANO
-- ANDIT AUTOMAZIONE Via Privata Casiraghi, 526 - 20099 SESTO S. GIOVANNI (MI)
158 ASPIRMIG Via Podi, 10 - 10060 VIRLE P.TE (TO)
-- ASSOCOMAPLAST Centro Direzionale Milanofiori - Palazzo F/3 - 20090 ASSAGO (MI)
209 BOHLER THYSSEN SALDATURA Via Palizzi, 90 - 20157 MILANO
150 CARPANETO - SATI Via Ferrero, 10 - 10090 RIVOLI/CASCINE VICA (TO)
248 CEA Corso E. Filiberto, 27 - 23900 LECCO
-- CEBORA Via A. Costa - 40057 CADRIANO (BO)
-- COFILI Via Friuli, 5 - 20046 BIASSONO (MI)
160-161 CGM TECHNOLOGY Via Adda, 21 - 20090 OPERA (MI)
264 COM-MEDIA Via Serio, 16 - 20139 MILANO
147 COMMERSALD Via Bottego, 245 - 41010 COGNENTO (MO)
-- DI-NO Via Provinciale Francesca Nord, 44/3 - 56020 SANTA MARIA A MONTE (PI)
-- DRAHTZUG STEIN 67317 Altleiningen Drahtzug - Germania
154 DVC - DELVIGO COMMERCIALE Località Cerri - 19020 CEPARANA DI FOLLO (SP)
192 EDIBIT Via Cà dell’Orbo, 60 - 40055 CASTENASO (BO
162 EDIMET Via Brescia, 117 - 25018 Montichiari (BS)
-- Edizioni PEI Strada Naviglio Alto, 48 - 43100 PARMA
157 ETC OERLIKON Via Vò di Placca, 56 - 35020 DUE CARRARE (PD)
4^cop ESAB SALDATURA Via Mattei, 24 - 20010 MESERO (MI)
274 ESARC Via Cadibona, 15 - 20137 MILANO
-- EVEREST VIT Via Paracelso, 16 - 20041 AGRATE BRIANZA (MI)
-- FIERA BIAS F & M - Fiere e Mostre - Via Caldera, 21 C - 20153 MILANO
256 FIERA BIMEC c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
-- FIERA BI.MU-MED c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
222 FIERA EXPOLASER c/o Piacenza Expo - S.S. 10 Frazione Le Mose - 29100 PIACENZA
-- FIERA LAMIERA c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
-- FIERA MAQUITEC c/o EXPO Consulting - Via Riva Reno, 56 - 40122 BOLOGNA
178 FIERA MEC c/o Cenacolo - Via Coppalati, 6 - 29100 PIACENZA
148 FIERA METEF c/o EDIMET - Via Brescia, 117 - 25018 Montichiari (BS)
258 FIERA SAMUPLAST c/o PORDENONE FIERE -Viale Treviso, 1 - 33170 PORDENONE
289 FIERA SEATEC c/o CARRARAFIERE- Viale Galileo Galilei, 133 - 54036 MARINA DI CARRARA (MS)
-- FIERA SUBFORNITURA c/o SENAF - Via Eritrea, 21/a - 20157 MILANO
152 FIERA TECHFLUID c/o EDIMET - Via Brescia, 117 - 25018 Montichiari (BS)
-- FIERA VENMEC c/o PadovaFiere - Via N. Tommaseo, 59 - 35131 PADOVA
-- FRONIUS Via Monte Pasubio, 137 - 36010 ZANE’ (VI)
290 G.B.C. INDUSTRIAL TOOLS Via Artigiani, 17 - 25030 TORBIATO DI ADRO (BS)
-- G.E.INSPECTION TECHNOLOGIES Via Grosio, 10/4 - 20151 MILANO
-- G. FISCHER Via Sondrio, 1 - 20063 CERNUSCO S/N (MI)
155 GILARDONI Via A. Gilardoni, 1 - 23826 MANDELLO DEL LARIO (LC)
202 HYPERTHERM Via Torino, 2 - 20123 MILANO
159 IGUS Via delle Rovedine, 4 - 23899 ROBBIATE (LC)
156 INE Via Facca, 10 - 35013 CITTADELLA (PD)
-- IPM Via A. Tadino, 19/A - 20124 MILANO
-- ITALARGON Via S. Bernardino, 92 - 24126 BERGAMO
279 ITW Via Privata lseo, 6/E - 20098 S. GIULIANO MILANESE (MI)
201 LANSEC ITALIA Via Bizet, 36/N - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
280 LASTEK Viale dello Sport, 22 - 21026 GAVIRATE (VA)
149 LINCOLN ELECTRIC ITALIA Via Fratelli Canepa, 8 - 16010 SERRA RICCO’ (GE)
-- MCM DAYS c/o EIOM - Viale Premuda, 2 - 20129 MILANO
-- NDT ITALIANA Via del Lavoro, 28 - 20049 CONCOREZZO (MI)
-- OBIETTIVO ENERGIA c/o NOEMA - Via Orefici, 4 - 40124 BOLOGNA
2^ cop OGET Via Torino, 216 - 10040 LEINI’ (TO)
153 ORBITALUM ITALIA Via degli Alghisi, 39/D - 25038 ROVATO (BS)
-- OXYTURBO Via Serio, 4/6 - 25015 DESENZANO (BS)
-- PARODI SALDATURA Via Delle Industrie, 228/A - 17012 ALBISSOLA MARE (SV)
-- RIVISTA MECCANICA & AUTOMAZIONE Via Rosellini, 12 - 20124 MILANO
230 RIVISTA U & C c/o the C’ comunicazione - Via Orti, 14 - 20122 MILANO
-- RIVOIRA Via C. Massaia, 75L - 10147 TORINO
-- RTM Regione Lime, 100 - 10080 VICO CANAVESE (TO)
268 SACIT Via Lomellina, 16/b - 20090 BUCCINASCO (MI)
3^ cop SAF - FRO Via Torricelli, 15/A - 37135 VERONA
-- SALTECO Via S.P. Rivoltana, 35/b - 20090 LIMITO DI PIOLTELLO (MI)
202 SANDVIK ITALIA Via Varesina, 184 - 20156 MILANO
-- SELCO Via Palladio, 19 - 35010 ONARA DI TOMBOLO (PD)
-- SEMAT CARPENTERIA Via Fornaci, 45/47 - 25040 ARTOGNE (BS)
-- SEMAT ITALIA Via Monte Bianco, 30/3 - 20043 ARCORE (MI)
273 SIAD Via S. Bernardino, 92 - 24126 BERGAMO
-- SOGES Via Rivarolo, 61 - 16161 GENOVA
221+254+255 SOL WELDING Via Meucci, 26 - 36030 COSTABISSARA (VI)
283 TECNEDIT Via Tortona, 72 - 20144 MILANO
165 TECNOELETTRA Via Nazionale, 50a - 70 - 23885 CALCO (LC)
-- TELWIN Via della Tecnica, 3 - 36030 VILLAVERLA (VI)
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la Saldatura - N. 2 * 2007