Modellazioni FEM dinamiche per analisi di avarie dovute a vibrazioni su componenti di motociclo

Il lavoro svolto, in collaborazione con “Ducati Motor Holding”, si propone l’analisi, mediante l’applicazione di un software FEM (HyperWorks 9.0), delle strutture rappresentate dall’assieme paracoppa-parasassi e dal silenziatore. Il primo obiettivo consiste nell’ottenimento di un modello agli elementi finiti della struttura. Le simulazioni di calcolo consistono in analisi di tipo dinamico per determinare i modi di vibrare delle strutture. Sulla base di ulteriori simulazioni sulla risposta al transitorio del sistema si è studiato il loro comportamento nelle condizioni di funzionamento. La finalità del lavoro risiede dunque nella determinazione delle criticità strutturali che i componenti hanno manifestato durante prove sperimentali verificandole attraverso calcolo numerico e applicazione delle potenzialità del software applicato, per l’analisi degli aspetti sopra esposti.

Analisi termo-strutturale dell'impianto di scarico di un motoveicolo ad elevate prestazioni

Il lavoro svolto, in collaborazione con “Ducati Motor Holding”, si propone l’analisi, mediante l’applicazione di un software FEM (HyperWorks 9.0), della struttura rappresentata dai condotti di un girotubi di scarico motociclistico. Il primo obiettivo consiste nell’ottenimento di un modello agli elementi finiti della struttura. In questo senso si è anche compiuta un’indagine sperimentale per la caratterizzazione di un componente chiave del sistema (un supporto antivibrante in gomma). Le simulazioni di calcolo strutturale vogliono coinvolgere gli effetti che i carichi termici hanno nell’alterare le proprietà meccaniche dei materiali e nell’indurre sollecitazioni derivate dalle dilatazioni termiche. Si svolgono inoltre analisi di tipo dinamico per determinare i modi di vibrare della struttura e come le frequenze naturali vengano influenzate dagli effetti termici. Sulla base di ulteriori simulazioni sulla risposta in frequenza del sistema e di un riscontro sperimentale (prova accelerometrica), si è inoltre tentata una prima validazione del modello dal punto di vista dinamico. La finalità del lavoro risiede dunque nella determinazione delle criticità strutturali che il girotubi può manifestare durante il funzionamento, ma anche nell’esplorazione e applicazione delle potenzialità del software applicato, per l’analisi degli aspetti sopra esposti.

Semplificazione della geometria per l'analisi modale FEM di un carter motociclistico

Creazione di un modello semplificato per l’analisi modale FEM di un carter motociclistico. La scelta degli elementi da considerare nel modello è stata fatta in funzione della loro importanza in termini di variazione di massa del basamento completo, elemento fondamentale che ha influenzato anche la scelta delle semplificazioni da apportare ai vari elementi.

Analisi e simulazione FEM del processo di infusione sottovuoto "VARI" di una passerella nautica

Tesi svolta presso l'azienda “Riba composites S.r.l.” con lo scopo di riprogettare una passerella nautica utilizzata in imbarcazioni a vela da competizione, attualmente realizzata mediante formatura in autoclave di tessuti pre-impregnati, per il processo produttivo di Vacuum Assisted Resin Injection (VARI). La formatura in autoclave di tessuti pre-­impregnati è una delle tecnologie più onerose, tra i vari processi produttivi nel settore dei materiali compositi, ma assicura proprietà meccaniche e livelli estetici superlativi. L’obiettivo della Riba Composites è ridurre i costi di produzione per offrire un prodotto dalle proprietà analoghe a un prezzo più competitivo. Nella fase di riprogettazione ci siamo affidati a un software di calcolo agli elementi finiti che simula il processo del VARI, l’applicativo PAM-­RTM, del gruppo ESI. Al fine di ottenere una simulazione quanto più precisa possibile del processo, abbiamo realizzato molteplici prove sperimentali per ricavare i valori di compressibilità e permeabilità dei rinforzi da inserire nel software FEM.

Analisi dell’influenza dei moti rigidi di una trattrice agricola sulle vibrazioni a corpo intero trasmesse all’operatore

L’esposizione degli operatori in campo agricolo alle vibrazioni trasmesse al corpo intero, produce effetti dannosi alla salute nel breve e nel lungo termine. Le vibrazioni che si generano sulle trattrici agricole hanno una elevata intensità e una bassa frequenza. Le componenti orizzontali, amplificate dalla posizione elevata della postazione di guida dall’asse di rollio, presentano maggiori criticità per quanto riguarda i sistemi di smorzamento rispetto alle componenti verticali. Queste caratteristiche rendono difficoltosa la progettazione dei sistemi dedicati alla riduzione del livello vibrazionale per questa categoria di macchine agricole. Nonostante l’installazione di diversi sistemi di smorzamento, il livello di vibrazioni a cui è sottoposto l’operatore può superare, in diverse condizioni di impiego, i livelli massimi imposti dalla legge per la salvaguardia della salute. L’obiettivo di questo lavoro è quello di valutare l’influenza dei moti rigidi di una trattrice (beccheggio, rollio e saltellamento) dotata di sospensione assale anteriore, sospensione cabina e sospensione sedile, sul livello vibrazionale trasmesso all’operatore.E’ stata pertanto strumenta una trattrice con accelerometri e inclinometri installati su telaio, cabina e sedile e utilizzata in diverse condizioni di lavoro in campo e di trasporto su strada. Dall’analisi delle prove effettuate emerge che durante il trasporto su strada è predominante l’accelerazione longitudinale, a causa dell’elevata influenza del beccheggio. La sospensione riduce notevolmente il moto rigido di beccheggio mentre l’effetto della sospensione della cabina è quello di incrementare, in ogni condizione di lavoro, il livello di accelerazione trasmesso dal telaio della macchina.

Analisi FEM 3D d'interazione terreno-struttura: effetti dello scavo di una galleria sotto edifici in muratura

La presente tesi ha riguardato lo studio numerico con un modello 3D dell' interazione tra lo scavo di una galleria urbana e un edificio esistente in muratura, la Stazione di Ferrara Porta Reno (risalente ai primi del '900). A tale scopo è stato utilizzato il programma di calcolo agli elementi finiti Plaxis 3D. Nello studio numerico, per il terreno è stato adottato un modello costitutivo avanzato elasto-plastico con incrudimento isotropo, l’Hardening soil model with small strain stiffness, mentre per la muratura e stato utilizzato il criterio di Mohr-Coulomb. Inoltre, lo scavo della galleria è stato simulato con una procedura per passi, tenendo in conto i principali aspetti del processo. La subsidenza in superficie è stata controllata applicando una contrazione fittizia lungo lo scudo. E’ stata svolta un'analisi numerica in condizione di campo libero, ossia in assenza di strutture, al fine di valutare i movimenti del terreno indotti dal processo di scavo; successivamente sono state eseguite diverse analisi accoppiate, in condizioni di simmetria e con eccentricità della costruzione rispetto all'asse della galleria, per studiare il complesso fenomeno di interazione galleria-terreno-struttura. I risultati di tali analisi accoppiate sono stati utilizzati per effettuare una stima del livello di danno atteso per l'edificio. Le analisi numeriche condotte hanno messo in luce, confermando quanto già noto in letteratura, che la presenza di un edificio a piano campagna interagente con l’opera di scavo modifica la forma del profilo dei cedimenti relativa alle condizioni di campo libero. Tale modifica, che dipende dalle specifiche caratteristiche di rigidezza e peso della struttura presa in esame, generalmente si traduce in una riduzione del cedimento differenziale che può influenzare in modo significativo la stima del danno sull’edificio. Ciò è tanto più evidente, quanto maggiore è la perdita di volume indotta dallo scavo della galleria.

Analisi cinematica e strutturale dei componenti del gruppo ammortizzatore anteriore di un motociclo stradale

Il tema della presente tesi è l’analisi cinematica e strutturale dei componenti del gruppo ammortizzatore anteriore di un motociclo stradale. Questo particolare studio non si basa sull’analisi classica di un sistema di sterzo in cui è presente la forcella, ma prende in esame un cinematismo di sterzo e sospensione basato sulla tecnologia della moto Tesi 3D prodotta dalla Bimota. Nella prima parte viene eseguita un’analisi cinematica dell’assieme; nella seconda sono individuati versi, direzioni ed intensità delle forze presenti nel gruppo ammortizzatore attraverso l’analisi statica e la creazione di un m-file di MatLab; nella terza sono calcolate la tensione e la pressione a cui è sottoposto ciascun componente in modo da poterli progettare considerando il coefficiente di sicurezza imposto dall’azienda. Infine sono stati disegnati i vari componenti, con le misure definitive, al CAD per verificare gli ingombri effettivi e il corretto funzionamento.

Analisi tramite simulazione fem del processo di stampaggio ad iniezione di un componente automotive in polimero termoplastico

Nel presente elaborato vengono esposti in maniera esaustiva il processo di stampaggio ad iniezione dei polimeri termoplastici, la simulazione del processo mediante il codice fem fino ad arrivare alla simulazione con il software Autodesk® Simulation Moldflow® di un componente automotive. In particolare viene analizzato tramite simulazione fem il processo di stampaggio ad iniezione dell’asta di spinta del comando frizione in PA66 GF50 evidenziando la previsione dell’orientazione delle fibre di rinforzo.

Modellazione multibody di veicoli ferroviari: sviluppo ed implementazione di modelli innovativi per l'analisi del contatto ruota - rotaia

The wheel - rail contact analysis plays a fundamental role in the multibody modeling of railway vehicles. A good contact model must provide an accurate description of the global contact phenomena (contact forces and torques, number and position of the contact points) and of the local contact phenomena (position and shape of the contact patch, stresses and displacements). The model has also to assure high numerical efficiency (in order to be implemented directly online within multibody models) and a good compatibility with commercial multibody software (Simpack Rail, Adams Rail). The wheel - rail contact problem has been discussed by several authors and many models can be found in the literature. The contact models can be subdivided into two different categories: the global models and the local (or differential) models. Currently, as regards the global models, the main approaches to the problem are the so - called rigid contact formulation and the semi – elastic contact description. The rigid approach considers the wheel and the rail as rigid bodies. The contact is imposed by means of constraint equations and the contact points are detected during the dynamic simulation by solving the nonlinear algebraic differential equations associated to the constrained multibody system. Indentation between the bodies is not permitted and the normal contact forces are calculated through the Lagrange multipliers. Finally the Hertz’s and the Kalker’s theories allow to evaluate the shape of the contact patch and the tangential forces respectively. Also the semi - elastic approach considers the wheel and the rail as rigid bodies. However in this case no kinematic constraints are imposed and the indentation between the bodies is permitted. The contact points are detected by means of approximated procedures (based on look - up tables and simplifying hypotheses on the problem geometry). The normal contact forces are calculated as a function of the indentation while, as in the rigid approach, the Hertz’s and the Kalker’s theories allow to evaluate the shape of the contact patch and the tangential forces. Both the described multibody approaches are computationally very efficient but their generality and accuracy turn out to be often insufficient because the physical hypotheses behind these theories are too restrictive and, in many circumstances, unverified. In order to obtain a complete description of the contact phenomena, local (or differential) contact models are needed. In other words wheel and rail have to be considered elastic bodies governed by the Navier’s equations and the contact has to be described by suitable analytical contact conditions. The contact between elastic bodies has been widely studied in literature both in the general case and in the rolling case. Many procedures based on variational inequalities, FEM techniques and convex optimization have been developed. This kind of approach assures high generality and accuracy but still needs very large computational costs and memory consumption. Due to the high computational load and memory consumption, referring to the current state of the art, the integration between multibody and differential modeling is almost absent in literature especially in the railway field. However this integration is very important because only the differential modeling allows an accurate analysis of the contact problem (in terms of contact forces and torques, position and shape of the contact patch, stresses and displacements) while the multibody modeling is the standard in the study of the railway dynamics. In this thesis some innovative wheel – rail contact models developed during the Ph. D. activity will be described. Concerning the global models, two new models belonging to the semi – elastic approach will be presented; the models satisfy the following specifics: 1) the models have to be 3D and to consider all the six relative degrees of freedom between wheel and rail 2) the models have to consider generic railway tracks and generic wheel and rail profiles 3) the models have to assure a general and accurate handling of the multiple contact without simplifying hypotheses on the problem geometry; in particular the models have to evaluate the number and the position of the contact points and, for each point, the contact forces and torques 4) the models have to be implementable directly online within the multibody models without look - up tables 5) the models have to assure computation times comparable with those of commercial multibody software (Simpack Rail, Adams Rail) and compatible with RT and HIL applications 6) the models have to be compatible with commercial multibody software (Simpack Rail, Adams Rail). The most innovative aspect of the new global contact models regards the detection of the contact points. In particular both the models aim to reduce the algebraic problem dimension by means of suitable analytical techniques. This kind of reduction allows to obtain an high numerical efficiency that makes possible the online implementation of the new procedure and the achievement of performance comparable with those of commercial multibody software. At the same time the analytical approach assures high accuracy and generality. Concerning the local (or differential) contact models, one new model satisfying the following specifics will be presented: 1) the model has to be 3D and to consider all the six relative degrees of freedom between wheel and rail 2) the model has to consider generic railway tracks and generic wheel and rail profiles 3) the model has to assure a general and accurate handling of the multiple contact without simplifying hypotheses on the problem geometry; in particular the model has to able to calculate both the global contact variables (contact forces and torques) and the local contact variables (position and shape of the contact patch, stresses and displacements) 4) the model has to be implementable directly online within the multibody models 5) the model has to assure high numerical efficiency and a reduced memory consumption in order to achieve a good integration between multibody and differential modeling (the base for the local contact models) 6) the model has to be compatible with commercial multibody software (Simpack Rail, Adams Rail). In this case the most innovative aspects of the new local contact model regard the contact modeling (by means of suitable analytical conditions) and the implementation of the numerical algorithms needed to solve the discrete problem arising from the discretization of the original continuum problem. Moreover, during the development of the local model, the achievement of a good compromise between accuracy and efficiency turned out to be very important to obtain a good integration between multibody and differential modeling. At this point the contact models has been inserted within a 3D multibody model of a railway vehicle to obtain a complete model of the wagon. The railway vehicle chosen as benchmark is the Manchester Wagon the physical and geometrical characteristics of which are easily available in the literature. The model of the whole railway vehicle (multibody model and contact model) has been implemented in the Matlab/Simulink environment. The multibody model has been implemented in SimMechanics, a Matlab toolbox specifically designed for multibody dynamics, while, as regards the contact models, the CS – functions have been used; this particular Matlab architecture allows to efficiently connect the Matlab/Simulink and the C/C++ environment. The 3D multibody model of the same vehicle (this time equipped with a standard contact model based on the semi - elastic approach) has been then implemented also in Simpack Rail, a commercial multibody software for railway vehicles widely tested and validated. Finally numerical simulations of the vehicle dynamics have been carried out on many different railway tracks with the aim of evaluating the performances of the whole model. The comparison between the results obtained by the Matlab/ Simulink model and those obtained by the Simpack Rail model has allowed an accurate and reliable validation of the new contact models. In conclusion to this brief introduction to my Ph. D. thesis, we would like to thank Trenitalia and the Regione Toscana for the support provided during all the Ph. D. activity. Moreover we would also like to thank the INTEC GmbH, the society the develops the software Simpack Rail, with which we are currently working together to develop innovative toolboxes specifically designed for the wheel rail contact analysis.

Previsione del comportamento dinamico e sismico di un edificio a tre piani in scala reale costituito da pareti sandwich in C.A. gettato in opera da provare su tavola vibrante

INDICE INTRODUZIONE 1 1. DESCRIZIONE DEL SISTEMA COSTRUTTIVO 5 1.1 I pannelli modulari 5 1.2 Le pareti tozze in cemento armato gettate in opera realizzate con la tecnologia del pannello di supporto in polistirene 5 1.3 La connessione tra le pareti e la fondazione 6 1.4 Le connessioni tra pareti ortogonali 7 1.5 Le connessioni tra pareti e solai 7 1.6 Il sistema strutturale così ottenuto e le sue caratteristiche salienti 8 2. RICERCA BIBLIOGRAFICA 11 2.1 Pareti tozze e pareti snelle 11 2.2 Il comportamento scatolare 13 2.3 I muri sandwich 14 2.4 Il “ferro-cemento” 15 3. DATI DI PARTENZA 19 3.1 Schema geometrico - architettonico definitivo 19 3.2 Abaco delle sezioni e delle armature 21 3.3 Materiali e resistenze 22 3.4 Valutazione del momento di inerzia delle pareti estese debolmente armate 23 3.4.1 Generalità 23 3.4.2 Caratteristiche degli elementi provati 23 3.4.3 Formulazioni analitiche 23 3.4.4 Considerazioni sulla deformabilità dei pannelli debolmente armati 24 3.4.5 Confronto tra rigidezze sperimentali e rigidezze valutate analiticamente 26 3.4.6 Stima di un modulo elastico equivalente 26 4. ANALISI DEI CARICHI 29 4.1 Stima dei carichi di progetto della struttura 29 4.1.1 Stima dei pesi di piano 30 4.1.2 Tabella riassuntiva dei pesi di piano 31 4.2 Analisi dei carichi da applicare in fase di prova 32 4.2.1 Pesi di piano 34 4.2.2 Tabella riassuntiva dei pesi di piano 35 4.3 Pesi della struttura 36 4.3.1 Ripartizione del carico sulle pareti parallele e ortogonali 36 5. DESCRIZIONE DEL MODELLO AGLI ELEMENTI FINITI 37 5.1 Caratteristiche di modellazione 37 5.2 Caratteristiche geometriche del modello 38 5.3 Analisi dei carichi 41 5.4 Modello con shell costituite da un solo layer 43 5.4.1 Modellazione dei solai 43 5.4.2 Modellazione delle pareti 44 5.4.3 Descrizione delle caratteristiche dei materiali 46 5.4.3.1 Comportamento lineare dei materiali 46 6. ANALISI DEL COMPORTAMENTO STATICO DELLA STRUTTURA 49 6.1 Azioni statiche 49 6.2 Analisi statica 49 7. ANALISI DEL COMPORTAMENTO DINAMICO DELLA STRUTTURA 51 7.1 Determinazione del periodo proprio della struttura con il modello FEM 51 7.1.1 Modi di vibrare corrispondenti al modello con solai e pareti costituiti da elementi shell 51 7.1.1.1 Modi di vibrare con modulo pari a E 51 7.1.1.2 Modi di vibrare con modulo pari a 0,5E 51 7.1.1.3 Modi di vibrare con modulo pari a 0,1E 51 7.1.2 Modi di vibrare corrispondenti al modello con solai infinitamente rigidi e pareti costituite da elementi shell 52 7.1.2.1 Modi di vibrare con modulo pari a E 52 7.1.2.2 Modi di vibrare con modulo pari a 0,5E 52 7.1.2.3 Modi di vibrare con modulo pari a 0,1E: 52 7.1.3 Modi di vibrare corrispondenti al modello con solai irrigiditi con bielle e pareti costituite da elementi shell 53 7.1.3.1 Modi di vibrare con modulo pari a E 53 7.1.3.2 Modi di vibrare con modulo pari a 0,5E 53 7.1.3.3 Modi di vibrare con modulo pari a 0,1E 53 7.2 Calcolo del periodo proprio della struttura assimilandola ad un oscillatore semplice 59 7.2.1 Analisi svolta assumendo l’azione del sisma in ingresso in direzione X-X 59 7.2.1.1 Analisi svolta assumendo il modulo elastico E pari a 300000 Kg/cm2 59 7.2.1.1.1 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari ad E 59 7.2.1.1.2 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari ad E 61 7.2.1.1.3 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari ad E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 63 7.2.1.1.4 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari ad E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 66 7.2.1.2 Analisi svolta assumendo il modulo elastico E pari a 150000 Kg/cm2 69 7.2.1.2.1 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari a 0,5E 69 7.2.1.2.2 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari a 0,5E 71 7.2.1.2.3 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari a 0,5 E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 73 7.2.1.2.4 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari a 0,5 E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 76 7.2.1.3 Analisi svolta assumendo il modulo elastico E pari a 30000 Kg/cm2 79 7.2.1.3.1 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari a 0,1E 79 7.2.1.3.2 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari a 0,1E 81 7.2.1.3.3 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari a 0,1E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 83 7.2.1.3.4 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari a 0,1E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 86 7.2.2 Analisi svolta assumendo l’azione del sisma in ingresso in direzione Y-Y 89 7.2.2.1 Analisi svolta assumendo il modulo elastico E pari a 300000 Kg/cm2 89 7.2.2.1.1 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari ad E 89 7.2.2.1.2 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari ad E 91 7.2.2.1.3 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari ad E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 93 7.2.2.1.4 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari ad E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 98 7.2.2.1.5 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari ad E 103 7.2.2.1.6 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari ad E 105 7.2.2.1.7 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari ad E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 107 7.2.2.1.8 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari ad E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 112 7.2.2.2 Analisi svolta assumendo il modulo elastico E pari a 150000 Kg/cm2 117 7.2.2.2.1 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari a 0,5E 117 7.2.2.2.2 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari a 0,5E 119 7.2.2.2.3 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari a 0,5 E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 121 7.2.2.2.4 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari a 0,5 E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 126 7.2.2.2.5 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari a 0,5 E 131 7.2.2.2.6 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari ad E 133 7.2.2.2.7 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari a 0,5E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 135 7.2.2.2.8 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari a 0,5E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 140 7.2.2.3 Analisi svolta assumendo il modulo elastico E pari a 30000 Kg/cm2 145 7.2.2.3.1 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari a 0,1E 145 7.2.2.3.2 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari a 0,1E 147 7.2.2.3.3 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari a 0,1E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 149 7.2.2.3.4 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari a 0,1E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 154 7.2.2.3.5 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari a 0,1 E 159 7.2.2.3.6 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari ad E 161 7.2.2.3.7 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari a 0,1E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 163 7.2.2.3.8 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari a 0,1E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 168 7.3 Calcolo del periodo proprio della struttura approssimato utilizzando espressioni analitiche 174 7.3.1 Approssimazione della struttura ad una mensola incastrata di peso Q=ql avente un peso P gravante all’estremo libero 174 7.3.1.1 Riferimenti teorici: sostituzione di masse distribuite con masse concentrate 174 7.3.1.2 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=300000 kg/cm2 177 7.3.1.3 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=30000 kg/cm2 179 7.3.2 Approssimazione della struttura ad una mensola incastrata alla base, di peso Q=ql, avente un peso P gravante all’estremo libero e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari”delle pareti parallele all’azione del sisma 181 7.3.2.1 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=300000 kg/cm2 181 7.3.2.2 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=30000 kg/cm2 186 7.3.3 Approssimazione della struttura ad un portale avente peso Qp = peso di un piedritto, Qt=peso del traverso e un peso P gravante sul traverso medesimo 191 7.3.3.1 Riferimenti teorici: sostituzione di masse distribuite con masse concentrate 191 7.3.3.2 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo ellastico E=300000 kg/cm2 192 7.3.3.3 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo ellastico E=30000 kg/cm2 194 7.3.4 Approssimazione della struttura ad un portale di peso Qp = peso di un piedritto, Qt=peso del traverso e avente un peso P gravante sul traverso medesimo e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari”delle pareti parallele all’azione del sisma 196 7.3.4.1 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=300000 kg/cm2 196 7.3.4.2 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=30000 kg/cm2 201 7.3.5 Approssimazione della struttura ad una mensola incastrata di peso Q=ql avente le masse m1,m2....mn concentrate nei punti 1,2….n 206 7.3.5.1 Riferimenti teorici: metodo approssimato 206 7.3.5.2 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=300000 kg/cm2 207 7.3.5.3 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=30000 kg/cm2 209 7.3.6 Approssimazione della struttura ad un telaio deformabile con tavi infinitamente rigide 211 7.3.6.1 Riferimenti teorici: vibrazioni dei telai 211 7.3.6.2 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=300000 kg/cm2 212 7.3.6.3 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=30000 kg/cm2 215 7.3.7 Approssimazione della struttura ad una mensola incastrata di peso Q=ql avente masse m1,m2....mn concentrate nei punti 1,2….n e studiata come un sistema continuo 218 7.3.7.1 Riferimenti teorici: metodo energetico; Masse ripartite e concentrate; Formula di Dunkerley 218 7.3.7.1.1 Il metodo energetico 218 7.3.7.1.2 Masse ripartite e concentrate. Formula di Dunkerley 219 7.3.7.2 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=300000 kg/cm2 221 7.3.7.3 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=30000 kg/cm2 226 7.4 Calcolo del periodo della struttura approssimato mediante telaio equivalente 232 7.4.1 Dati geometrici relativi al telaio equivalente e determinazione dei carichi agenti su di esso 232 7.4.1.1 Determinazione del periodo proprio della struttura assumendo diversi valori del modulo elastico E 233 7.5 Conclusioni 234 7.5.1 Comparazione dei risultati relativi alla schematizzazione dell’edificio con una struttura ad un grado di libertà 234 7.5.2 Comparazione dei risultati relativi alla schematizzazione dell’edificio con una struttura a più gradi di libertà e a sistema continuo 236 8. ANALISI DEL COMPORTAMENTO SISMICO DELLA STRUTTURA 239 8.1 Modello con shell costituite da un solo layer 239 8.1.1 Analisi dinamica modale con spettro di risposta avente un valore di PGA pari a 0,1g 239 8.1.1.1 Generalità 239 8.1.1.2 Sollecitazioni e tensioni sulla sezione di base 242 8.1.1.2.1 Combinazione di carico ”Carichi verticali più Spettro di Risposta scalato ad un valore di PGA pari a 0,1g” 242 8.1.1.2.2 Combinazione di carico ”Spettro di Risposta scalato ad un valore di 0,1g di PGA” 245 8.1.1.3 Spostamenti di piano 248 8.1.1.4 Accelerazioni di piano 248 8.1.2 Analisi Time-History lineare con accelerogramma caratterizzato da un valore di PGA pari a 0,1g 249 8.1.2.1 Generalità 249 8.1.2.2 Sollecitazioni e tensioni sulla sezione di base 251 8.1.2.2.1 Combinazione di carico ” Carichi verticali più Accelerogramma agente in direzione Ye avente una PGA pari a 0,1g” 251 8.1.2.2.2 Combinazione di carico ” Accelerogramma agente in direzione Y avente un valore di PGA pari a 0,1g ” 254 8.1.2.3 Spostamenti di piano assoluti 257 8.1.2.4 Spostamenti di piano relativi 260 8.1.2.5 Accelerazioni di piano assolute 262 8.1.3 Analisi dinamica modale con spettro di risposta avente un valore di PGA pari a 0,3g 264 8.1.3.1 Generalità 264 8.1.3.2 Sollecitazioni e tensioni sulla sezione di base 265 8.1.

Diagnostica di riduttori mediante analisi vibro-acustica

Il monitoraggio delle vibrazioni e del rumore per la diagnosi delle condizioni di funzionamento dei macchinari ha acquisito un’enorme importanza dovuta alla sempre maggiore accessibilità, in termini di costo e di facilità di utilizzo, delle strumentazioni per l’acquisizione del comportamento vibratorio. L’investimento viene ampiamente giustificato dai vantaggi sia in termini di efficacia nell’individuazione preventiva di difetti e cause di guasto, che di caratterizzazione oggettiva della qualità di funzionamento della macchina. Il presente lavoro relaziona dell’analisi vibro-acustica applicata ad un riduttore epicicloidale prodotto da STM spa attraverso gli strumenti per l’analisi recentemente introdotti nella sala prove dell’azienda, poichè esso presenta, allo stato attuale di produzione e commercializzazione, una rumorosità troppo elevata di cui non si conoscono le cause. Le modifiche introdotte sono state scelte sulla base dell’esperienza tecnica dell’azienda, con l’intento di ridurre il livello di emissione acustica del riduttore. Gli effetti di tali modifiche sono stati valutati in riferimento ai livelli di emissione acustica e di severità di vibrazione, due valutazioni di tipo globale poi affiancate e confrontate con l’analisi spettrale, allo scopo di giustificare e comprendere meglio i risultati ottenuti.

Analisi dell'interazione terreno-struttura per la progettazione di una fondazione su pali di una pila da ponte

Analisi dell'interazione terreno-struttura nel caso di palo singolo caricato assialmente e perpendicolarmente all'asse. Studio analitico e modellazione agli elementi finiti, bidimensionale e tridimensionale. Analisi dell'interazione platea-pali-terreno nel caso di platea su pali. Studio analitico e modellazione agli elementi finiti, bidimensionale e tridimensionale.

Analisi di sospensioni semi attive per sedili di trattrici agricole

L'obiettivo del presente lavoro è quello di modellare diversi tipi di sospensioni semi attive del sedile di una trattrice agricola ed implementare diverse strategie di controllo di smorzamento e rigidezza al fine di minimizzare la propagazione delle vibrazioni al corpo dell'operatore.