Issue 9

L. Susmel et alii, Frattura ed Integrità Strutturale, 9 (2009) 125 - 134; DOI: 10.3221/IGF-ESIS.09.13 132 I buoni risultati ottenuti considerando giunti saldati in acciaio, ci hanno incoraggiato a provare ad applicare la medesima metodologia anche per la stima della vita a fatica multiassiale di giunti saldati tubo-piastra in lega di alluminio, i cui risultati sperimentali sono peraltro caratterizzati da una maggiore dispersione statistica. A titolo di esempio, il diagramma di Fig. 7a confronta i risultati sperimentali ad ampiezza variabile con spettro gaussiano con le stime fornite dal metodo CWM applicato in tensioni nominali, dove il metodo stesso è calibrato sui dati sperimentali uniassiali ed a torsione di Tab. 1 (le costanti di calibrazione sono riportate in Tab. 2 ), e dove si assume, come suggerito in 0, un valore di 0.6 per il danno critico nella sommatoria di Palmgren-Miner. Per concludere, l a Fig. 7b mostra il confronto complessivo fra risultati sperimentali ad ampiezza variabile e le stime fornite dal metodo CWM applicato in termini di tensioni strutturali ('hot-spot'). I risultati sperimentali e le costanti di calibrazione sono riportate in Tab. 1 e Tab. 2, rispettivamente. Come si può osservare, anche nel caso dell'approccio in tensioni strutturali il metodo proposto è in grado di fornire stime accurate, che comunque cadono all'interno delle bande di calibrazione, e questo sia per giunti saldati in acciaio che in lega di alluminio. (a) (b) Figura 7 : (a) Stime per sollecitazioni ad ampiezza variabile su giunti in lega di alluminio, in cui il metodo CWM è calibrato sui dati sperimentali di Tab. 1ed applicato in tensioni nominali. (b) Stime per sollecitazioni ad ampiezza variabile, in termini di tensioni strutturali ('hot-spot'). C ONCLUSIONI risultati illustrati nel presente lavoro permettono di trarre le seguenti conclusioni: 1) il metodo delle CWM fornisce stime accurate della durata a fatica di giunzioni saldate in acciaio e lega di alluminio soggette a sollecitazioni multiassiali ad ampiezza variabile; 2) le stime fornite dall'approccio proposto, sia in termini di tensioni nominali che strutturali ('hot-spot'), si sono rivelate in buon accordo con le normative vigenti; 3) è necessario approfondire lo studio del problema della definizione dei cicli in presenza di sollecitazioni multiassiali ad ampiezza variabile allo scopo di formalizzare metodi di conteggio che consentano di stimare il danneggiamento a fatica in modo rigoroso ed univoco. A PPENDICE A: FORMULE ESPLICITE PER SOLLECITAZIONI BIASSIALI er una sollecitazione biassiale σ x (t), τ xy (t), il piano critico è sempre perpendicolare al piano x-y in Fig. 2 (   90 ,  0 ), mentre la tensione tangenziale risolta dipende solo da  : )t( )2 cos( )t( 2 )2 sin( )t( xy x m       (A.1) I P 1000 10000 100000 1000000 10000000 100000000 1000 10000 100000 1000000 10000000 100000000 N f,e [Cycles] N f [Cycles] Uniaxial In-Phase Out-of-Phase P S =90% P S =10% Non-Conservative Conservative TorsionalScatter Band UniaxialScatter Band R = -1 Aluminium - Variable Amplitude D = 0.6 1000 10000 100000 1000000 10000000 100000000 1000 10000 100000 1000000 10000000 100000000 N f,e [Cycles] N f [Cycles] Steel,In-Phase Steel,Out-of-Phase Aluminium,In-Phase Aluminium,Out-of-Phase P S =97.7% P S =2.3% Non-Conservative Conservative Torsional Scatter Band Uniaxial Scatter Band R = -1 Variable Amplitude D = 1