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XXXIX CONVEGNO NAZIONALE – MARATEA, SETTEMBRE 2010Nell’Appendice G il rapporto affronta il problema della determinazione delle tensioni limite di faticain presenza di stati di tensione pluriassiale. La domanda su come comportarsi nel caso in cui il criteriodi Tresca relativo alla differenza delle tensioni principali non sia quindi direttamente applicabile èstata affrontata ed è stata adottata la proposta di una amministrazione ferroviaria. E’ esperienzacomune, infatti, che laddove si verifichi una cricca in una struttura, questa proceda in direzioneperpendicolare alla maggiore tensione principale di trazione. Il metodo, quindi, consiste nel cercarequesta direzione “privilegiata” e nel calcolare le variazioni affaticanti della componente normale delletensioni applicate al materiale in questa direzione preferita.Il metodo quindi prevede tre step, da applicarsi in ogni punto della struttura:• calcolare le tensioni principali per ogni caso di carico ed individuare il massimo valore dellatensione principale di trazione σ max nonché la sua direzione;• il tensore delle tensioni valutato per ogni caso di carico viene quindi proiettato su questadirezione e si individua qual è il valore che, fra tutti i casi di carico, dà il minimo valore σ min ;• il valori di σ mean ±∆σ sono calcolati con σ mean =(σ max +σ min )/2 e ∆σ=(σ max -σ min )/2.Si può quindi concludere che:• per espressa indicazione del rapporto, i valori indicati non possono essere utilizzati inprogettazione ma esclusivamente per i test di verifica delle strutture di casse e carrelli;• i valori di tensione statici sono ridotti di un fattore S=1.1 per le saldature di testa e di un fattoreS=1.0 per il materiale base (rispetto allo snervamento).• i diagrammi di Goodman per la fatica nel materiale base sono basati sui dati statistici al 50%di probabilità di sopravvivenza ridotti di un fattore S=1.5;• i diagrammi di Goodman per la fatica nelle saldature di testa sono relativi alle curve con il75% di probabilità di sopravvivenza con un coefficiente di sicurezza globale S=1.1 e sono“tagliati” con un ulteriore coefficiente di sicurezza di S=1.5 nella parte orizzontale deldiagramma;• per le saldature di tutti gli altri tipi di saldatura si adottano provvisoriamente le curve al 90%di probabilità di sopravvivenza a fatica delle saldature di testa:• viene proposto un criterio relativamente semplice, e ben suffragato dell’esperienza, per ladeterminazione delle tensioni affaticanti in caso di stato di tensione pluriassiale.Il rapporto poi include in Appendice L alcuni estratti dal rapporto ERRI B 12/RP 60 [2] che verrannoanalizzati al paragrafo successivo, nei quali si evidenzia come l’approccio della verifica medianteclassificazione dei giunti saldati si facesse già strada in questo tipo di documenti.3.3. Il rapporto ERRI B 12/RP 60 [2]Il rapporto in oggetto è stato emesso nel giugno 2001, successivamente quindi alla pubblicazione dellanorma EN 12263 [3] sui requisiti strutturali delle casse. Scopo del rapporto è di rivedere i diagrammidi Goodman del rapporto ERRI B 12/RP 17 [1], mentre si introducono i concetti delle tensioninominali e delle tensioni locali. Comincia inoltre a farsi strada la tesi che l’analisi di fatica si puòeffettuare o mediante un conteggio dei cicli di carico con un opportuno algoritmo di accumulo deldanneggiamento o, più classicamente, mediante l’applicazione del diagramma di Goodman.Tenendo conto del fatto che i lavori nei gruppi CEN/TC256 (WG2 e WG11) erano già iniziati e che lavalutazione dei test di resistenza effettuati in accordo alternativamente alle due proposte non avevanocondotto a differenti livelli di sicurezza, nel gennaio 2001 la UIC SC 25B prese la decisione diaccettare solo il metodo del diagramma di Goodman per la valutazione della fatica dei telai carrello edecise che il metodo di accumulo del danneggiamento rimanesse nel rapporto solo per possibiliapplicazioni in altre aree.
XXXIX CONVEGNO NAZIONALE – MARATEA, SETTEMBRE 2010Scopo del rapporto è quello di specificare le condizioni comuni ai test ai quali vanno sottoposti cassa etelai carrello e di determinare tensioni e deformazioni limite per le varie strutture sotto test. Comeespressamente indicato, il rapporto ERRI B 12/RP 60 sostituisce il documento ERRI B 12/RP 17. Leindicazioni fornite sono mandatorie per la cassa ed i telai carrello e viene raccomandato che venganotenute in considerazione all’atto del progetto del veicolo.Per quanto attiene ai carrelli, si conferma per l’utilizzo del diagramma di Goodman il criterio per lavalutazione delle tensioni di fatica nel caso di fatica multiassiale anche se con simbologia lievementedifferente: σ mean =(σ max +σ min )/2 e 2σ A =(σ max -σ min ). I test di fatica sui telai carrello saranno applicati, subanchi prova appositamente costruiti, in numero ed ampiezza tali che il danneggiamento per faticaaccumulato sia equivalente a quello che verrebbe accumulato dal carrello durante la sua vita. I testconsentiranno di poter esaminare la probabilità che si sviluppino cricche.Le misure di deformazione si potranno effettuare o con estensimetri o con trasduttori di spostamento.Nel caso dell’uso degli estensimetri sui telai carrello, il rapporto prescrive di applicare gli estensimetriin prossimità dei giunti; nel caso di saldature perpendicolari alla direzione delle sollecitazioni,l’estremità dell’estensimetro dovrebbe essere posizionato contro il piede della saldatura o il suoscarico. La lunghezza massima dell’estensimetro deve essere 6 mm. Il rapporto indica anche che incerti casi gli estensimetri possono essere posizionati in zone tali da consentire il confronto con imodelli agli elementi finiti.I limiti di tensione ammissibili durante le prove di carico statico per evitare che il telaio carrello nonsubisca deformazioni permanenti sono riportati nella Figura 4, estratta dal rapporto ERRI B 12/RP 60.Figura 4: valori massimi di tensione raggiungibili nel materiale base e nelle saldature in funzione dellecaratteristiche del materiale.Per determinare i carichi affaticanti durante le prove di fatica, si distinguono i seguenti casi:• per telai carrello non stress-relieved (ossia non soggetti a ricottura di distensione), il valorelimite di ampiezza di tensione dinamica ammessa 2σ Alim =σ max -σ min è indipendente dal valore diσ mean . I valori di ampiezza dinamica ammessi 2σ Alim dipendono dalle categorie di intagliodefiniti in Appendice C al rapporto e valgono, per acciai con carico di rottura minimo di420 N/mm 2 , 240 N/mm 2 per il caso A (materiale base o saldatura di testa fresata), 158 N/mm 2per il caso B (saldatura di testa), 132 N/mm 2 per il caso C (saldatura di testa con variazione dimomento di inerzia, ad angolari o piastre di testa), 82 N/mm 2 per il caso D (fillet weld,saldatura a coprigiunto), 50 N/mm 2 per il caso E (projection weld, fazzoletti o pioli percollaborazione);• per telai carrello distesi, il valore limite di ampiezza di tensione dinamica ammessa2σ Alim =σ max -σ min dipende dal valore medio σ mean . I valori dovrebbero essere riportati neldiagrama di Goodman in Figure C.4 (in realtà la figura è denominata C.3 per un refusotipografico).
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