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ASSOCIAZIONE ITALIANA PER L’ANALISI DELLE SOLLECITAZIONI XXXIV CONVEGNO NAZIONALE — 14–17 SETTEMBRE 2005, POLITECNICO DI MILANO

* Corresponding author: Tel.: +39 02 2399 8248 ; Fax.: +39 02 2399 8202 ; E-mail: [email protected]

COMPORTAMENTO A FATICA IN STATO DI SOLLECITAZIONE MULTIASSIALE DI UN ACCIAIO PER RUOTE FERROVIARIE

A. Bernasconi , P. Davoli, M. Filippini, S. Foletti*

Politecnico di Milano, Via La Masa 34 (20158) Milano, Italia

Sommario Una macchina di prova assiale–torsionale dotata di un sistema per la pressurizzazione interna di provini cavi è stata modificata in modo da poter applicare una pressione sulla superficie esterna del provino ed ottenere così percorsi di carico composti da torsione con aggiunta di compressione doppia. Lo scopo della sperimentazione condotta è quello di ricostruire in laboratorio, per quanto possibile, il reale andamento degli sforzi nella zona sotto-superficiale del contatto ruota rotaia. Lo stato di sollecitazione multiassiale è realizzato in laboratorio imponendo un momento torcente con andamento alternato simmetrico, una forza assiale di compressione pulsante dallo zero e una pressione sulla superficie esterna del provino con una differenza di fase pari a δ = 90° rispetto all'azione torcente. I risultati ottenuti permettono di valutare sperimentalmente la nucleazione e la propagazione di cricche di fatica e l’applicazione dei criteri di resistenza nel caso di complesse condizioni di sollecitazione multiassiale.

Parole chiave: contatto ruota-rotaia, fatica multiassiale, prove sperimentali.

1. INTRODUZIONE

Particolari applicazioni richiedono di valutare l’influenza sul danneggiamento per fatica di uno stato di sforzo multiassiale non proporzionale, ad esempio a seguito dell’applicazione di sforzi normali e di scorrimento sfasati. La scelta del criterio adatto a questo tipo di verifica può ricevere un considerevole supporto dalla conduzione di prove sperimentali mirate a valutare le prestazioni dei diversi criteri in condizioni caratterizzate da stati di sforzo particolarmente complessi.

Le soluzioni che si offrono agli sperimentatori nel campo della fatica multiassiale, delle quali una rassegna completa si può trovare in [1]–[4], sono rappresentate da provini cruciformi, lastre inflesse, provini pieni soggetti a torsione ed azione assiale e provini cavi soggetti a torsione, trazione e pressione interna od esterna. Quest’ultima soluzione, già impiegata dagli autori [5], presenta il vantaggio di consentire di esplorare tutte le possibili combinazioni dei rapporti tra le sollecitazioni principali, ma presenta notevoli difficoltà di realizzazione [6].

Nel presente lavoro è indagato il comportamento sperimentale a fatica in stato di sollecitazione multiassiale dell’acciao R7T, comunemente utilizzato nella realizzazione di ruote monoblocco per treni ad alta velocità. Le prove sperimentali condotte permettono di riprodurre in laboratorio tre delle sei componenti di sforzo effettivamente agenti nella zona sotto–superficiale del contatto ruota rotaia (Figura 1).

XXXIV CONVEGNO NAZIONALE AIAS – MILANO, 14-17 SETTEMBRE 2005

2

Lo stato di sollecitazione multiassiale è realizzato in laboratorio imponendo un momento torcente con andamento alternato simmetrico, una forza assiale di compressione pulsante dallo zero e una pressione sulla superficie esterna del provino con una differenza di fase pari a δ = 90° rispetto all'azione torcente. Questa azione combinata permette di realizzare in corrispondenza della superficie esterna del provino lo stato di sollecitazione rappresentato in Figura 2.a dove gli sforzi normali di compressione in direzione assiale σz e circonferenziale σθ e lo sforzo tangenziale τzθ possono essere controllati indipendentemente.

−10 −5 0 5 10−5

−4

−3

−2

−1

0

1

2

x/a

σ/k

σx

σy

σz

τxz

p0/k = 5

µ = 0

y = 0z/a = 0.5

Figura 1: Sistema di riferimento utilizzato nel calcolo degli sforzi nella zona del contatto e andamento degli sforzi calcolati con soluzione elastica nella zona sottosuperficiale del contatto ruota rotaia.

Per poter realizzare lo stato di sforzo descritto è stato necessario modificare una macchina di prova già dotata di un attuatore assiale-torsionale e di un dispositivo di pressurizzazione interna di provini cavi, a controllo indipendente dei tre canali, in modo tale da poter applicare la pressione all'esterno del provino, aggiungendo così agli sforzi normali dati dall'azione assiale quelli agenti in direzione circonferenziale generati dalla pressione. Per permettere l'applicazione dei cicli di pressione sulla superficie esterna del provino è stata progettata una camera di pressione in grado di avvolgerlo in corrispondenza del tratto utile,Figura 2.b. La tenuta del fluido in pressione è garantita dalla presenza di due guarnizioni. Particolare attenzione, come verrà meglio chiarito nel seguito, è stata dedicata allo studio dell'effetto della presenza delle tenute sul trasferimento del carico dall'attuatore della macchina di prova al provino.

(a)

(b)

Figura 2: Componenti del tensore dello sforzo realizzabili con provino cavo sollecitato da trazione-compressione, torsione e pressione esterna (a). Schema di funzionamento del dispositivo utilizzato nelle prove di fatica (b).


3

2. PROGETTAZIONE DELLE PROVE SPERIMENTALI 2.1. Macchina di prova Le prove di fatica multiassiale sono state eseguite presso i laboratori sperimentali del Dipartimento di Meccanica del Politecnico di Milano. Le prove sono state condotte in controllo di forza utilizzando la macchina di prova servoidraulica multiassiale MTS 809 (Figura 3).

Figura 3: Macchina di prova MTS809

La macchina di prova utilizzata dispone di una attuatore assiale, uno torsionale e di un intensificatore di pressione in grado di realizzare, qualora richiesto, prove con pressione interna o esterna sulla superficie del provino. I tre canali, assiale, torsionale e di pressione sono controllati separatamente grazie ad un sistema di controllo in anello chiuso.

Le principali caratteristiche tecniche della macchina di prova sono mostrate in Tabella 1.

Tabella 1: Caratteristiche tecniche della macchina di prova MTS 809.

Telaio Portata assiale 250 kN Portata torsionale 2250 Nm Rigidezza assiale 5,6×108 N/m Rigidezza torsionale 1,3×107 Nm/rad Attuatore idraulico assiale Capacità statica e dinamica 250 kN Corsa 150 mm Attuatore idraulico torsionale Capacità statica e dinamica 2250 Nm Corsa angolare statica ± 50° Corsa angolare dinamica ± 45° Unità di pressurizzazione idraulica Pressione massima 100 MPa Volume spostato 328 cm3

2.2. Materiale Le prove sperimentali di fatica multiassiale, inserite all’interno di un programma di ricerca svolto in collaborazione con Lucchini S.p.a., sono state precedute da un’ampia caratterizzazione monotòna,


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ciclica e a fatica dell'acciaio R7T. Le proprietà meccaniche del materiale sono state valutate con prove sperimentali estraendo i provini direttamente da ruote ferroviarie non esercite in direzione assiale, coincidente con l'asse della ruota e in direzione circonferenziale, coincidente con la direzione di rotolamento. Inoltre l'indagine sperimentale ha riguardato diversi livelli di profondità: esterno (in prossimità della tavola di rotolamento), intermedio e interno. Nel presente lavoro si farà riferimento alle proprietà meccaniche del materiale in prossimità della tavola di rotolamento e in direzione circonferenziale, condizioni che caratterizzano il materiale utilizzato nelle prove di fatica multiassiale. Per maggiori dettagli sull'effetto della profondità e della direzione di estrazione sulle proprietà meccaniche del materiale si rimanda il lettore interessato a [7] e [8].

La composizione chimica dell’acciaio R7T di produzione Lucchini S.p.a. è riportata in Tabella 2. Le proprietà meccaniche di base per la direzione di estrazione circonferenziale sono riportate in Tabella 3.

Tabella 2: Composizione chimica dell’accio R7T

C % Mn % Si % Cr % Ni % Mo % Cu % S % P % 0.49 0.75 0.35 0.15 0.05 0.02 0.01 0.005 0.10

Tabella 3: Proprietà meccaniche dell'acciaio R7T. Direzione di estrazione circonferenziale.

Proprietà monotòne E Modulo elastico longitudinale 206000 MPa σy0.2 Scostamento dalla proporzionalità 0.2% 545 MPa σr Carico unitario a rottura 874 MPa A% Allungamento percentuale a rottura 9.5 % Proprietà cicliche σ'y0.2 Scostamento dalla proporzionalità ciclico 482 MPa σ’f Coefficiente di tenacità a fatica 1375 MPa b Esponente di tenacità a fatica -0.1062 ε’f Coefficiente di duttilità a fatica 0.7197 c Esponente di duttilità a fatica -0.5975 K’ Coefficiente ciclico di sforzo 1416 Mpa n’ Esponente ciclico di incrudimento 0.1734

2.3. Progettazione dei provini La progettazione della forma e della geometria dei provini deriva dalla finalità di riprodurre lo stato di sollecitazione pluriassiale voluto, corrispondente alle componenti del tensore di sforzo rappresentate in Figura 2.a.

La progettazione deve tenere conto di diversi fattori: il diametro degli afferraggi è imposto dalle caratteristiche della macchina di prova (a disposizione esistono tre colletti differenti da 20 mm, 30 mm e 40 mm), lo spessore del provino deve essere tale da garantire al contempo di raggiungere con l'intensificatore di pressione a disposizione (di capacità massima pari a 100 MPa) i valori di sforzo circonferenziale desiderato e di evitare i rischi di collasso per raggiungimento dei carichi critici a compressione, la lunghezza complessiva del campione di prova deve essere tale da consentire l'afferraggio sulla macchina di prova e la presenza della camera di pressurizzazione esterna, Figura 2.b.

Infine un ulteriore vincolo deriva dal fatto che i provini in oggetto di studio devono essere ricavati direttamente da una ruota ferroviaria, richiesta che limita il diametro e la lunghezza massima finale. In Figura 4 è mostrata la dimensione e la posizione di estrazione delle barre ricavate in direzione circonferenziale. La dimensione scelta, barre con sezione di 35×35 mm e lunghezza di 285 mm, permette di estrarre da una singola ruota solo un numero complessivo di 8 provini. I campioni estratti sono stati sottoposti ad un trattamento termico in condizioni controllate, eseguito da Lucchini S.p.A., che ha permesso di riportare le caratteristiche del materiale a quello dello strato superficiale della tavola di rotolamento.


5

La necessità di estrarre i provini direttamente dalla ruota ferroviaria ha quindi imposto un diametro di afferraggio massimo pari a φ = 30 mm in corrispondenza del quale è stata progettata la forma e la geometria complessiva. La geometria scelta è quella del provino tubolare a spessore sottile, sollecitato da azioni combinate di compressione, torsione e pressione sulla superficie esterna.

Figura 4: Posizione di estrazione dei provini utilizzati per le prove di fatica multiassiale.

Analisi FEM Per evitare il cedimento del campione per fenomeni di instabilità e collasso plastico incrementale dopo pochi cicli dall’inizio della prova, è stato necessario svolgere un’analisi FEM in grado di valutare il fenomeno del buckling sotto l'applicazione di carichi ciclici in campo elasto–plastico.

L'analisi FEM è stata condotta considerando due diversi valori di spessori s1 = 1 mm e s2 = 1,5 mm, schematizzando il provino, visto il ridotto spessore, con elementi tipo shell. Il carico ciclico assiale e torsionale è applicato al componente in un punto di riferimento (reference point) di un corpo rigido connesso all'estremità inferiore del provino, rappresentante l'attuatore mobile della macchina di prova, mentre la pressione esterna è introdotta come un carico distribuito agente sul tratto utile. L'estremità superiore è incastrata in modo da simulare la condizione di vincolo reale in corrispondenza dell'afferraggio superiore fisso.

(a)

(b)

Figura 5: Deformata assunta dal provino in funzione dello spessore. (a) Spessore s1 = 1mm; (b) Spessore s2 = 2mm.


6

L’analisi FEM di postbuckling è stata condotta considerando un’applicazione ciclica del carico. Il comportamento del materiale è stato schematizzato come elasto plastico con rinformento lineare, utilizzando un modello di plasticità ciclica tipo Chaboche con la presenza del solo incrudimento cinematico. In Figura 5 sono mostrati i risultati di questa analisi per entrambi gli spessori considerati. Si può notare come incrementando lo spessore e passando ad un valore pari a s2 = 1.5 mm è possibile evitare il cedimento per collasso plastico. Ulteriori dettagli sull’analisi condotta possono essere trovati in [9] e [10]. Forma e geometria dei provini Tenuti in considerazione i vincoli imposti dalla macchina di prova, in termine di dimensione degli afferraggi e capacità dell'intensificatore di pressione, i vincoli dimensionali imposti dalla necessità di estrarre i provini direttamente dalle ruote ferroviarie e infine i risultati forniti dalle simulazioni numeriche, lo spessore finale del tratto utile è stato fissato a 1,5 mm. In Figura 6 è mostrata la forma e la geometria finale dei provini utilizzati nelle prove di fatica multiassiale.

Figura 6: Forma e geometria del provino utilizzato nelle prove di fatica multiassiale.

Il ciclo di lavorazione del provino, che doveva risolvere i non facili problemi delle ristrette tolleranze e del sottile spessore, è stato oggetto di uno specifico studio. Le fasi essenziali sono state le seguenti: foratura della barra, allargatura del foro, alesatura e successiva rettifica dell'interno; quindi profilatura e rettifica dell'esterno con apposite spine e riferimenti. Lo spessore del tratto calibrato è stato verificato con l'utilizzo di controlli ad ultrasuoni effettuando diverse misure in corrispondenza di 8 punti equispaziati al centro del tratto calibrato.

Come indicato dalle analisi FEM in corrispondenza di tale spessore non si sono verificate rotture per collasso incrementale elasto plastico. 2.4. Dispositivo di prova La necessità di eseguire prove con l'applicazione di cicli di pressione sulla superficie esterna del provino ha reso necessario progettare una camera di pressione in grado di avvolgerlo in corrispondenza del tratto calibrato, [5] e [9]. Le estremità del provino con spessore maggiorato fuoriescono dalla camera per permetterne l'afferraggio con le ganasce della macchina di prova. La struttura interna, mostrata in Figura 7.a, permette di evidenziare i raccordi tronco-conici tra il foro di inserimento (diametro 30 mm) e la camera centrale (diametro 38 mm).

Per la realizzazione della camera di pressione sono state valutate diverse soluzioni: una monoblocco e due smontabili: una secondo un piano contenente l'asse, l'altra secondo un piano ortogonale all'asse. La soluzione monoblocco ha il vantaggio della semplicità costruttiva, ma può presentare problemi per l'estrazione di un provino che si sia fortemente deformato per effetto del cedimento; la seconda e terza soluzione hanno lo svantaggio di una maggiore complessità costruttiva.

Per le prove sperimentali effettuate è stata adottata la soluzione monoblocco. Il dispositivo di prova è completato dal condotto di collegamento tra l'intensificatore di pressione e la camera di pressione


7

(Figura 7.b). Scartata l'utilizzazione di un tubo flessibile, che introduce problemi legati all'elevata deformabilità che abbasserebbe la frequenza di lavoro, è stata scelta la soluzione del tubo rigido.

(a)

(b) Figura 7: Camera di pressione monoblocco (a). Dispositivo per le prove di fatica triassiali. Si evidenzia il collegamento

rigido a C tra l'intensificatore di pressione e la camera di pressurizzazione (b). Essendo però la camera di pressione non vincolata rigidamente alla macchina di prova, le azioni esercitate sul provino pongono in rotazione la camera stessa imponendo spostamenti anche al tubo. Per evitare sollecitazioni sugli organi collegati, i raccordi e il trasduttore di pressione, il tubo è stato reso più flessibile con una forma ad C appositamente studiata. Tale soluzione, garantendo ad un tempo minime dilatazioni della tubazione e cedevolezze sufficienti a non indurre sforzi elevati agli organi collegati, ha permesso di svolgere le prove sperimentali facendo lavorare l'intensificatore di pressione alla frequenza massima ottenibile, pari a 1 Hz. Il dispositivo è completato dalla presenza di un foro radiale per permettere l'eliminazione dell'aria presente all'interno della camera dopo l'inserimento del provino. Messa a punto del sistema Come già descritto, il provino tubolare è contenuto nella camera di pressione solo in corrispondenza del tratto centrale calibrato e di parte delle teste di afferraggio. La tenuta del fluido in pressione è garantita da due guarnizioni. Per le prove sperimentali sono state utilizzate tenute in politetrafluoroetilene con basso coefficiente di attrito accoppiate con un anello O-Ring con funzione di espansore e di tenuta statica studiate appositamente per l'applicazione in presenza di organi rotanti. La particolare conformazione di tali tenute permette di inserire il provino nella camera di pressione senza la necessità di ricorrere ad una pressa meccanica. La tenuta del fluido è garantita infatti solo in seguito all'immissione del fluido in pressione che garantisce l'espansione dell'anello.

Figura 8: Provino strumentato e posizione di incollaggio della rosetta estensimentrica.


8

L'effetto della presenza delle tenute sul trasferimento del carico dalla macchina di prova al provino è stato studiato per mezzo di un campione strumentato. Per rilevare le azioni che sollecitano effettivamente il provino è stato quindi necessario misurare le deformazioni con una rosetta estensimetrica a tre griglie incollata, con una metodologia specifica data la difficoltà di accesso, sulla superficie interna del provino in corrispondenza del tratto calibrato (Figura 8), e successivamente calcolare gli sforzi.

L'entità dei carichi applicati è stata scelta in modo da garantire una risposta in campo elastico del materiale. La conoscenza delle forze imposte ha permesso di calcolare il valore degli sforzi teoricamente agenti sul provino in assenza della camera di pressurizzazione (nel seguito indicati come 'sforzi teorici'), mentre le deformazione misurate grazie agli estensimetri hanno permesso di calcolare gli sforzi effettivamente agenti in corrispondenza del tratto utile (nel seguito indicati come 'sforzi effettivi').

In Figura 9 è mostrato l'effetto delle tenute sulla trasmissione del carico al provino. Le prime prove sono state condotte con un valore costante di pressione pext = 20 MPa combinato rispettivamente con una forza assiale di compressione pulsante dallo zero, Figura 9.a, e con un momento torcente alternato, Figura 9.b. In entrambi i casi la componente di forza assorbita dalla camera di pressurizzazione è praticamente nulla e non si modifica all’aumentare del numero di cicli N. I valori di sforzo teorico e effettivo coincidono non richiedendo nessuna correzione della forze applicata per ottenere lo stato di sollecitazione desiderato.

−80 −60 −40 −20 0 20 40−80

−60

−40

−20

0

20

40Sforzo assiale

σz teorico [MPa]

σ z eff

ettiv

o [M

Pa]

−12

−10

−8

−6

−4

−2

0

2

Tempo

Forz

a ap

plic

ata

[kN

]

Percorso di carico

N = 25N = 250N = 500

Mt = 0 Nm

Pext

= 20 MPa

(a) Carico assiale e pressione esterna.

−100 −50 0 50 100−100

−50

0

50

100Sforzo tangenziale

τzϑ teorico [MPa]

τ zϑ e

ffet

tivo

[MPa

]

−150

−100

−50

0

50

100

150Percorso di carico

Tempo

Cop

pia

appl

icat

a [N

m]

N = 25N = 250N = 500

F = 0 kN P

ext = 20 MPa

(b) Carico torsionale e pressione esterna.

Figura 9: Effetto delle tenute in politetrafluoroetilene sul trasferimento del carico tra provino e camera di pressurizzazione.


9

Lo studio dell'effetto delle tenute è completato da una prova condotta con un percorso di carico uguale in forma a quello delle prove sperimentali di fatica multiassiale ma con valore dei carichi imposti inferiore in modo da garantire una risposta in campo elastico che consente il confronto tra sforzi teorici ed effettivi. Dall'osservazione dei risultati ottenuti, Figura 10, è possibile notare come, a meno del rumore dell'acquisizione estensimetrica in direzione assiale dovuta ai bassi valori della corrispondente deformazione misurata, la presenza della camera di pressurizzazione non altera sensibilmente lo stato di sollecitazione in corrispondenza del tratto utile del provino.

−40 −30 −20 −10 0−40

−30

−20

−10

0Sforzo assiale

σz teorico [MPa]

σ z eff

ettiv

o [M

Pa]

−100 −50 0 50 100−100

−50

0

50

100

τzϑ teorico [MPa]

τ zϑ e

ffet

tivo

[MPa

]Sforzo tangenziale

−20

0

20

F [k

N]

, Pex

t [M

Pa]

−200

0

200Percorso di carico

Tempo

Mt [

Nm

]

Forza assialePressione esternaMomento torcente

Acq. estensimetricaInterpolazione

Acq. estensimetricaInterpolazione

Figura 10: Effetto delle tenute in politetrafluoroetilene. Percorso di carico assiale torsionale con pressione esterna.

3. RISULTATI DELLE PROVE SPERIMENTALI Le dimensioni e la complessità nella lavorazione dei provini necessaria per ottenere le tolleranze geometriche e dimensionali imposte ha consentito la realizzazione di un numero limitato di prove. Le prove sperimentali sono state condotte fissando un valore di forza in direzione assiale e di pressione esterna agente sulla superficie del provino e variando il momento torcente applicato. I risultati della sperimentazione sono riportati in Tabella 4. Lo sforzo idrostatico è stato imposto uguale a quello applicato in alcune precedenti prove di fatica biassiali condotte dagli autori, [9] e [11], sul medesimo materiale.

Tabella 4: Risultati sperimentali delle prove di fatica. “O”: run–out “X”: rotture (Nf numero di cicli a rottura).

σz,min = -190 MPa σθ,min = -188 MPa σr,min = -23 MPa

PROVA P1 P2 P3 P4 P5

τa = 320 MPa X (Nf = 36466)

τa = 300 MPa O X (Nf = 197745)

X (Nf = 424971)

τa = 280 MPa O

Il numero di cicli di run–out, a causa della bassa frequenza raggiungibile, è stato fissato a NRO = 106 cicli. Il numero di cicli a rotture, Nf, è stato valutato in corrispondenza di una cricca passante lo spessore del provino, condizione rilevata da un brusco calo di pressione.


10

In Figura 11 è rappresentato il percorso di carico imposto e un esempio di rottura sulla superficie esterna del provino.

−40

−20

0

20

40

Forz

a [k

N]

, Pre

ssio

ne e

ster

na [

MPa

]

−400

−200

0

200

400

Tempo

Mom

ento

torc

ente

[N

m]

Pressione esternaForza assialeMomento torcente

−300

−200

−100

0

100

200

300

Tempo

Sfor

zi [

MPa

]

σz

σθσ

rτ

zθ

(a)

(b) Figura 11: Percorso di carico imposto nelle prove sperimentali (a) ed esempio di rottura per fatica (b).

Gli sforzi residui superficiali sono stati misurati in corrispondenza della zona centrale dei provini tramite un'analisi difrattometrica, utilizzando il difrattometro a raggi X, Xstress3000, disponibile presso il Dipartimento di Meccanica del Politecnico di Milano. Per ciascun provino sono state effettuate tre misure ripetute in punti disposti lungo la circonferenza esterna. La distribuzione iniziale degli sforzi residui è riportata in Figura 12 dove è possibile notare una distribuzione non uniforme con significative differenze tra i diversi campioni misurati. Il numero limitato di provini a disposizione non permette comunque di trarre conclusioni sull'effettiva distribuzione iniziali degli sforzi residui.

−450−300−150 0 1500

1

2

3

4

5

6

σres,0°

[MPa]

Freq

uenz

a

Direzione assiale

−450−300−150 0 1500

1

2

3

4

5

6

σres,45°

[MPa]

Freq

uenz

a

Direzione a 45°

−450−300−150 0 1500

1

2

3

4

5

6

σres,90°

[MPa]

Freq

uenz

a

Direzione circonferenziale

Figura 12: Sforzi residui misurati dopo le operazioni di lavorazione meccanica sui provini utilizzati per le prove di fatica.

Per i provini che non hanno raggiunto il cedimento in corrispondenza del carico applicato, gli sforzi residui in superficie sono stati misurati dopo un numero complessivo di N = 106 cicli. Le misure hanno riguardato in tutto 2 provini, numero sicuramente insufficiente per trarre conclusioni ma comunque in grado di mostrare un lento e progressivo rilassamento a zero degli sforzi residui indipendentemente dalla distribuzione iniziale.


11

Le superfici di frattura sono state osservate inizialmente al microscopio ottico al fine di valutare l'inclinazione della cricca nella fase di nucleazione. I risultati ottenuti mostrano che indipendentemente dal momento torcente applicato la cricca presenta un angolo di inclinazione, rispetto alla direzione circonferenziale, pari a 36–38°.

L'analisi della superficie di frattura al microscopio elettronico ha permesso di individuare la posizione di innesco della rottura per fatica. Per tutti i provini giunti a rottura l'osservazione al microscopio elettronico ha mostrato la presenza di una cricca nucleata in prossimità della superficie esterna e l'assenza di evidenti difetti e/o inclusioni. In Figura 13 sono riportati i risultati relativi al provino P5.

(a) Osservazione al microscopio ottico.

(b) Osservazione SEM: superficie di frattura

(c) Osservazione SEM: zona di nucleazione

Figura 13: Analisi superfici di frattura del provino P5 (vedi Tabella 4 per percorso di carico). 3. CONCLUSIONI E’ stato ideato, progettato e realizzato un dispositivo per svolgere sperimentazioni di fatica con stato di sforzo di compressione doppia e torsione, da applicarsi ad una macchina di prova assiale-torsionale dotata di un dispositivo di pressurizzazione.

La progettazione ha riguardato il provino tubolare a piccolo spessore e la camera che consente l’applicazione della pressione all’esterno del provino. Particolare attenzione è stata dedicata all'effetto delle tenute, utilizzate per garantire la tenuta del fluido in pressione, sul trasferimento del carico tra attuatore della macchina di prova e provino. Dall'osservazione dei risultati ottenuti è possibile notare come, utilizzando tenute in politetrafluoroetilene appositamente studiate per organi rotanti, la presenza della camera di pressurizzazione non altera sensibilmente lo stato di sollecitazione in corrispondenza del tratto utile del provino.

La forma e la geometria dei provini sono state progettate, tramite analisi FEM, per evitare fenomeni di instabilità e di collasso incrementale in campo elasto–plastico.

Il dispositivo di prova è stato utilizzato per effettuare diverse prove di fatica multiassiale sull'acciaio R7T utilizzato nella costruzione di ruote monoblocco per treni ad alta velocità. La sperimentazione è stata effettuata su provini estratti direttamente da una ruota ferroviaria, fornita da Lucchini S.p.a, in direzione circonferenziale (coincidente con la direzione di rotolamento). Il percorso di carico imposto nelle prove sperimentali ha permesso di ricostruire in laboratorio, per quanto possibile, il reale andamento degli sforzi nella zona sotto-superficiale del contatto ruota rotaia. A questo scopo sono state condotte prove di fatica triassiali in controllo di forza caratterizzate dalla presenza di una forza di compressione e una pressione sulla superficie esterna del provino, entrambe con andamento pulsante dallo zero, e un momento torcente alternato con una differenza di fase pari a δ = 90°.


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BIBLOGRAFIA

[1] D. Socie, G. Marquis, ”Multiaxial Fatigue”, SAE 1999. [2] J. Ziebs, J. Meersmann, H.J. Kühn and S. Ledworuski. “Experimental techniques for testing

materials under multiaxial loading”. In Fourth International Conference of Biaxial/Multiaxial Fatigue, 1994, pp. 61-77.

[3] R.D. Lohr. “Comparative techniques for multiaxial testing”. In K-T. Rie and P.D. Portella, editors, Low cycle Fatigue and Elasto-Plastic Behaviour of Materials, 1998, pp. 235-240.

[4] A. Bernasconi. “Sviluppi e applicazioni di metodi innovativi per la verifica a fatica multiassiale”. Appendice A: “Predisposizione di un apparato sperimentale”. PhD thesis, Politecnico di Milano, 1999.

[5] A. Bernasconi, P. Davoli, M. Filippini, S. Foletti, “Dispositivo di pressurizzazione esterna di provini cavi per prove di fatica multiassiale”. XXXI Convegno Nazionale Associazione Italiana per l’Analisi delle Sollecitazioni (AIAS), Parma, 18-21 Settembre 2002.

[6] M.S. Found, U.S. Fernando and K.J. Miller. “Requirements of a new multiaxial fatigue testing facility”. In K.J. Miller and M.W. Brown editors, Multiaxial Fatigue, ASTM STP 853, pp.11-23, American Society for Testing and Materials, Philadelphia, 1985.

[7] Bernasconi A. Davoli P. Filippini M. “Fatigue life of railway wheels: residual stresses and LCF”. In Proceedings of the 13th International Wheelset Congress, Rome, Italy.

[8] Bernasconi A. Davoli P. Filippini M. Foletti S. “An integrated approach to rolling contact sub-surface fatigue assessment of railway wheels”. Wear, 258:973-980, 2005.

[9] Foletti S. “Modelli avanzati di plasticità ciclica e di fatica multiassiale nello studio del contatto ruota–rotaia”. Tesi di dottorato, Politecnico di Milano, 2005.

[10] S. Foletti, M. Vimercati, “Elasto–plastic buckling in a thin–walled tubular specimen for multiaxial fatigue test”, 3rd Youth Symposium on Experimental Solid Mechanics. May, 12-15 2004 Porretta Terme (BO).

[11] Bernasconi A. Filippini M. Foletti S. Vaudo D. "Multiaxial fatigue of a railway wheel steel under combined out of phase torsion and pulsating negative axial load”. ESIS Special Technical Publication (STP) (to be published as a special issue of the International Journal of Fatigue).

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