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Documento PDF - AMS Acta - Università degli Studi di Bologna

1. A ra x gt N O O i a Th an ft We DD ra ee is 0 2 4 6 8 0 2 4 6 8 Spostamento mm Spostamento mm b Z Z lt 0 2 4 6 8 0 2 4 6 8 Spostamento mm Spostamento mm c d Sperimentale Modello EF ridotto Figura 4 Curve forza spostamento sperimentali e computazionali per la struttura di Fig 1 nel caso di 2 soli lamierini 4 DISCUSSIONE Prove sperimentali Dai diagrammi di Figura 4 e 5 si osserva in primo luogo una minima dispersione delle curve forza spostamento tra le varie ripetizioni delle prove In particolare anche l istante di cedimento dello strato adesivo nei casi in cui si verifica molto vicino tra le diverse prove 199 2 b i N N fe fe LL LL Spostamento mm Spostamento mm c d Sperimentale Modello EF ridotto Figura 5 Curve forza spostamento sperimentali e computazionali per la struttura di Fig 1 nel caso di 4 o nessun lamierino Questo testimonia la validit della configurazione di giunzione scelta e la buona esecuzione sperimentale Le configurazioni di Fig 4 nelle quali avviene il cedimento della zona di giunzione mostrano due modi di collasso completamente diversi In entrambi 1 casi si osserva che sia la rigidezza Tab 2 che la forza massima raggiunta dalle giunzioni Tab 3 sono molto simili a parit di dimensione geometrica Una differenza sostanzial
2. Fibula e segment w Hi l C zy 1 BIC Talocalcaneal segment Figure 5 The M2_2 mechanism for the TFC complex 333 i 4 5 represent the insertion points respectively on tibia and talocalcaneal segments of the isometric fibers of the two ligaments TiCaL and TiTaL one of the main ligaments between tibia and talus bones points Bg and Ce represent the insertion points on fibula and talo calcaneal segments respectively of the isometric fiber of the ligament CaFiL All the points reported above are the centres of the spherical pairs that connect ligament segments with bone segments Five points of contact between bones are represented with the remaining five rods In particular dots in Fig 4 represent the higher pairs between bone segments one is between fibula and tibia segments in the upper extremity two are between fibula and talocalcaneus segments and two are between tibia and talocalcaneus segments In M2_2 mechanism Fig 5 only five ligaments are selected and modeled with rigid rods points A and B i 1 2 3 represent the insertion points respectively on tibia and fibula segments of the isometric fibers of the three interosseus membrane fibers points A4 and C4 represent the insertion points respectively on tibia and talocalcaneal segments of the isometric fiber of the ligament TiCaL points Bs and Cs represent the insertion points respectively on fibula and talocalcaneal segments of the isometric f
3. creep displacement mm creep displacement mm 1 0 1 5 2 0 2 5 3 0 1 0 1 5 2 0 2 5 3 0 dwell time minutes dwell time minutes Figure 13 Displacements occurring during the dwell time with a stress of 400 MPa released at the four temperatures and at a first b tenth c sixtieth and d hundredth cycle Velay Bernhart et al investigated the cyclic behavior of tempered martensitic hot work tool steels with particular reference to the AISI H11 tool steel 10 12 Cyclic softening of the material was observed which could be divided into three stages an initial strong softening followed by a slow steady softening that took the major part of the material life and finally a drastic softening driven by crack propagation In the present research the first two stages of the cyclic softening were captured during almost all of the tests performed as reported in Tab 3 in which a change in the slope of the time displacement history occurred This behavior became more remarked at a higher level of stress and or at a higher temperature 1 e 800 MPa and 490 C or 400 MPa and 580 C Indeed the rate of stress softening increased as the test temperature and stress intensity increased The second and third stages of the cyclic softening were detected at the most critical test conditions of both parameters 600MPa 580 C 800MPa 540 C 800MPa 580 C that lead to a premature failure of the specimens As can be see
4. Figura 1 Modello del sistema camma cedente del cedente con k la rigidezza equivalente con ky la rigidezza della molla di richiamo e con c il coefficiente di smorzamento Negli esempi riportati nel seguito si assunto m 5kg k 2x10 N m k 2x10 N m e c 201 N s m Una legge di moto con discontinuit nell accelerazione come ad esempio la legge ad accelerazione costante rappresentata nella Fig 2 produce vibrazioni non trascurabili della massa m v Fig 3 Per ridurre l ampiezza delle vibrazioni si possono adottare leggi di moto prive di discontinuit nell accelerazione come ad esempio la legge cicloidale v Fig 4 Anche in questo caso per si notano vibrazioni anche se di ampiezza pi limitata v Fig 5 y mm y mm rad v Imm radf 2 5 5 1 1 5 Angolo p rad Figura 2 Legge di moto con accele razione costante SJ A o oO ol oO an o xo y Q m s A oO oO L 0 l 0 01 0 02 0 03 0 04 0 05 Tempo tis Figura 3 Accelerazione del cedente teorica linea a tratti ed effettiva linea continua 52 1500 2 f a 1000 ol oO xo y o m s 1000 yim y m rad y m rad 2 f a 1500 0 0 5 1 1 5 2 2 5 0
5. xpp m s 50 100 150 0 0 01 0 02 0 03 0 04 0 05 Tempo t s Figura 16 Vibrazioni del cedente per diversi andamenti della velocita angolare della camma legge ad accelerazione costante 60 250 A n 500 giri min n 1000 giri min 200 n 1500 giri min wo 150 E 100 C 50 0 150 Angolo 6 gradi Figura 17 Andamenti della velocit angolare modificata Om per diversi valori della velocit angolare media Gli esempi finora riportati fanno riferimento ad una legge ad accelerazione costante Nel caso di una legge cicloidale come quella illustrata dalla Fig 19 l andamento della velocit angolare modificata riportato nella Fig 20 250 n 500 giri min n 1000 giri min 200 n 1500 giri min P o oN NU 5 150 i ag J iaat O a S adaa m P q as Oa eam E 100 7 ci W 50 WATT i YV 0 0 100 150 50 Angolo p gradi Figura 18 Andamenti della velocit angolare modificata e smussata Q per diversi valori della velocit angolare media 61 0 05 e sal y m y muunni Peay O a ae Nu N O IMI y m rad y m rad O O1 O 0 5 1 1 5 2 2 5 Angolo p rad Figura 19 Legge di moto cicloidale Applicando lo smoothing alla velocit angola
6. r3c0s 03 5 Con riferimento alla forza agente sullo spingitore la seguente relazione risulta verificata gra zie al principio di sovrapposizione degli effetti F Fi Fo Fs 6 dove F il contributo della rigidezza K della coppia esima considerata singolarmente Espressioni per le forze F1 F2 e F3 possono essere ricavate dall analisi statica del meccan ismo o attraverso il principio dei lavori virtuali fare riferimento a 11 pp 248 250 _3 K Y cos a DES AA 7 rasin d2 a 0 _ a K2Y2c0s 03 ha E a V2 8 K3W3c0s V2 9 seu BD l sin J2 e cos d2 dove a atan e l Fig 7 La Fig 8 mostra i moduli delle forze F4 Fh e F3 riguardanti la SDS finale calcolate mediante le Eq 7 9 Si consideri separatamente il contributo di ogni rigidezza K1 Ko K3 possibile notare che le rigidezze K e K2 possono essere scelte 319 emer Forza ED ON 5kV Forza del film di ED F i N So 22 24 26 28 30 Lunghezza dell attuatore mm Figure 8 Curve FL di ED ed SDS Si illustra il contributo delle forze F1 F2 F3 mostrate in modulo sulla forza della SDS F determinato tramite PRBM in modo che Ff Fo presenti un profilo FL quasi costante mentre la rigidezza K3 pu es sere selezionata in modo che Fs presenti un profilo FL con pendenza negativa Infatti per K K 0 il manovellismo di spinta compliant si comporta come un meccanismo bista bile che raggiu
7. Figura 18 Controllo non distruttivo con liquidi penetranti su provino in 26NiCrMoV 14 5 soggetto ad una prova ad ampiezza di deformazione pari allo 0 425 138 Nel caso della componente plastica il materiale della cappa denota un maggior valore incremento del 35 per il coefficiente di duttilit a fatica ed un minore valore in valore assoluto per l esponente c Come si osserva dal diagramma le migliori prestazioni del materiale della cappa alle pi elevate ampiezze di deformazione dipendono dal duplice effetto di una maggiore quota della retta rappresentativa e da una minore inclinazione della stessa che appare pi coricata Ne risulta che la curva di fatica del materiale della cappa pi alta e ad andamento pi piatto notandosi a malapena il punto di passaggio fra comportamento prevalentemente elastico e comportamento prettamente plastico Per effetto del forte addolcimento ciclico prima evidenziato il materiale della cappa d luogo a cicli prevalentemente in campo plastico per ampiezze superiori allo 0 85 un valore non molto pi elevato del corrispondente per il materiale del rotore che intorno allo 0 7 Controlli non distruttivi sui provini affaticati Tutti 1 provini soggetti a prove di fatica sono stati indagati per accertare la presenza delle cricche la cui insorgenza era stata prevista tramite il monitoraggio del decadimento della cuspide superiore del ciclo di isteresi Si proceduto tramite controllo
8. i Sedi Figure 4 Fundamental geometric parameters for the computation of the p coefficients This occurrence can be explained considering that the same fork group has the same stiffness in the direction Fig 2 For this reason each value of the mean coupling pressure obtained by FEA was compared with those obtained by applying the theoretical formulas 12 The J and p Eq 5 coefficients were therefore calculated as the ratio between the FEA stress radial and hoop in average and the theoretical one they depend on the internal diameter D sand on the central bush thickness s O FEA P A O A b DTA EMA b 5 O P F O Furthermore as ratio trends are similar to planes 12 they have been interpolated in order to obtain some linear functions that are able to provide the corrective coefficients with errors always lower than 4 with respect to the actual value Fig 5 shows f and trends as functions of D and s while Tab 2 reports their mathematical expressions The final step is to define two overall mathematical functions which are able to interpolate all the 15 different and p coefficients with acceptable errors By analyzing Tab 2 it is possible to highlight that all the planes of p are very close each other and therefore they have been easily interpolated with a mean equation Eq 6 which provides errors that are always lower than 5 8 0 831 0 003 D 0 007 s 6 On the contr
9. 7 La 8 El 9 10 11 12 13 14 15 16 Sutherland D 2005 The evolution of clinical gait analysis part i1i kinetics and energy assess ment Gait amp Posture 21 pp 447 461 Yack H 1984 Techniques for clinical assessment of human movement Physical Therapy 64 pp 1821 1830 Andriacchi T and Alexander E 2000 Studies of human locomotion past present and future Journal of Biomechanics 33 pp 1217 1224 Saleh M and Murdoch G 1985 In defence of gait analysis observation and measurement in gait assessment The Journal of Bone and Joint Surgery British Volume 67 pp 237 241 Cappozzo A Croce U D Leardini A and Chiari L 2005 Human movement analysis using stereophotogrammetry part 1 theoretical background Gait amp Posture 21 pp 186 196 Claeys R 1983 The analysis of ground reaction forces in pathological gait secondary to disor ders of the foot International Orthopaedics 7 pp 113 119 Bax M Goldstein M Rosenbaum P Leviton A Paneth N Dan B Jacobsson B and Damiano D 2005 Proposed definition and classification of cerebral palsy Developmental Medicine and Child Neurology 47 pp 571 576 of Cerebral Palsy in Europe SCPE S 2000 Surveillance of cerebral palsy in europe a collab oration of cerebral palsy surveys and registers Developmental Medicine and Child
10. La SDS deve essere adeguatamente dimen sionata in funzione dell applicazione specifica Le dimensioni dei giunti flessibili possono essere determinate nello stadio iniziale di design usando un modello di corpo pseudo rigido o Pseudo Rigid Body Model PRBM 11 del meccanismo 4 MODELLO DELL ATTUATORE La spinta utile dell attuatore data da Fa V 1 Fy V 1 Fs 1 1 dove la lunghezza attuale dell attuatore e V il voltaggio applicato al film di ED Determinazione sperimentale della forza di reazione del film Il film di ED utilizzato in questo lavoro una membrana di elastomero acrilico VHB4905 mentre gli elettrodi cedevoli sono realizzati mediante un grasso conduttore Le dimensioni del film di ED ed il massimo voltaggio di attivazione sono riportati nella Tab 1 dove t denota lo spessore iniziale della membrana acrilica e Vmax il voltaggio massimo applicato Il pretensionamento iniziale nella direzione radiale y Y1 Yo 4 Vale la pena menzionare che la forza del film Fy dipende dal pretensionamento 16 Al fine di determinare la forza del film Fy per diversi valori di voltaggio applicato stato predisposto un apparato sperimentale Fig 5a Uno spostamento positivo lungo la direzione z viene imposto ad un disco rigido rappresentante la piattaforma mobile della struttura compliant Fig 4 316 Film di ED Film di ED pretensionamento equibiassiale configurazione di riferimento ie E ai y b
11. immagine stessa come in Fig 2 Generazione del profilo A partire dall analisi dell immagine ad alta definizione di una o pi feature dell elemento necessario individuare il loro esatto profilo al fine di poterlo memorizzare come insieme di punti nello spazio reale Un algoritmo di tipo convenzionale esegue una ricerca puntuale all interno di un area definita come mostrato in Fig 3 secondo direzioni note in modo da identificare con precisione sub pixel 1 punti di massimo gradiente di luminosit L operatore pu intervenire sulla ricerca determinando la dimensione dell area di ricerca e la sua posizione iniziale e stabilendo gli opportuni valori di soglia necessari per discriminare la luminosit della frazione d immagine analizzata L algoritmo restituisce le coordinate dei punti che compongono il profilo di gradiente massimo e la direzione normale ad esso Tale informazione fondamentale per il successivo calcolo del percorso utensile Un secondo algoritmo esegue lo spostamento dell area di ricerca in senso orario o antiorario lungo la direzione ortogonale al gradiente in modo da seguire il profilo della feature Nel caso di improvvise variazioni nella curvatura del profilo e del conseguente fallimento della ricerca del gradiente di luminosit come mostrato in Fig 4 l algoritmo ruota di 90 l area di ricerca e riesegue la comparazione dei modelli I punti che compongono ogni profilo sono memorizzati come
12. Department of Mechanical and Aeronautical Engineering University of Bologna Italy E mail vincenzo parenticastelli mail ing unibo it Abstract The relevance of the articulation passive motion i e the motion in virtually unloaded conditions for the study of human diarthrodial joints has been widely recognized In particular passive motion makes it possible to better understand the basic role of the main anatomical structures that guide the relative motion between the articular elements Recently it was shown that equivalent mechanisms allow obtaining fisical mathematical models that can well replicate the articular passive motion These models represent also a useful tool for both pre operation planning and prosthesis design Although the human ankle joint has been extensively investigated for its strategic importance in human physical activities studies that examine the kinematic behavior of the tibio talar Joint and also outline the motion of the fibula bone which is directly involved in the ankle motion are still lacking This paper presents a preliminary study for the development of a 3D passive motion model of the articulation that involves four bones namely tibia fibula talus and calcaneus In this anatomical complex called TFC for simplicity the ankle joint is a fundamental part In particular this model targets to evaluate the fibula role Keywords lower limb diarthrodial joints tibia fibula ankle complex passive mo ti
13. and to find a correlation between the ankle moment and the sway angle The same bidi mensional model with two segments and a hinge has been also developed for examining the correlation between ankle torque and ankle angle during walking to evaluate the implications for design of ankle prostheses 27 This model has been used also to test the validity of an original technology that allows measuring the ground reaction forces the centre of pres sure and the body movement using an ambulatory system 28 29 A different 2D model of the ankle joint is the four bar linkage mechanism used to describe the dorsi plantarflexion in unloaded conditions 30 Some 3D models have been also developed for better under standing the human ankle joint For example an anatomically accurate 3D finite model of the human foot and ankle has been generated using data from sequential Computed tomography scans this model has been used to predict the response of the foot to tibial forces of 150 N 31 Moreover starting from experimental observations some researchers have proposed equivalent spatial parallel mechanisms for the passive motion simulation at the human ankle complex joint 32 34 The human lower limb comprises a great number of anatomical elements like bones ligaments tendons and muscles The development of a model of the whole lower limb that includes all these structures is a difficult task this model consists of a very large amount of parameters and it c
14. di intaglio yt corretta con il coefficiente y dato dalla 8 Anche in questo caso l accordo tra le serie di valori ottimo con una deviazione tra risultati numerici e valori teorici inferiore al 4 Esprimendo il coefficiente di profondit mediate l espressione originale di Neuber 1 s1 perverrebbe invece ad uno scostamento tra risultati numerici e stime teoriche spesso superiore al 100 I risultati di questa sezione confermano la possibilit di applicare il principio di Neuber agli intagli periodici esaminati a condizione di esprimere il coefficiente di profondit y con la nuova funzione 8 Quest ultima espressione si presenta come relazione generale di corrispondenza tra intaglio periodico ed intaglio singolo muniti di geometria realistica raggio e profondit di intaglio finiti e sottoposti a tensioni tangenziali 4 INTAGLIO REALE SOGGETTO A TENSIONI NORMALI Questa sezione considera situazioni di intaglio reale raggio di fondo e profondit a piacere come nella sezione precedente e sostituisce la sollecitazione tangenziale con tensioni normali Si tratta di condizioni diverse in ogni aspetto dalle ipotesi assunte da Neuber nella sua storica trattazione 1 I risultati esposti sono tratti dal lavoro di Dragoni 6 Metodo La Fig 10 illustra la geometria generale degli intagli considerati e la condizione di carico ipotizzata Per chiarezza grafica il disegno si riferisce al caso di nastri piani di larghez
15. suddiviso in blocchi logici separati garantendo una maggiore leggibilit facilit di modifica e riutilizzo Grazie a tale approccio ad esempio possibile demandare ad un modulo separato posto a valle dell applicativo la traduzione delle istruzioni di movimento relative al percorso utensile Risulta possibile dunque svincolare la parte di elaborazione da quella di post processing Il risultato la possibilit di adottare il metodo proposto con qualsiasi robot industriale a patto di conoscere ovviamente le regole sintattiche del linguaggio e di predisporre un opportuno post processor operazione sicuramente poco onerosa dal punto di vista della programmazione 3 STRUMENTI Strumenti di sviluppo dell applicativo Per lo sviluppo del codice applicativo stato utilizzato un linguaggio di alto livello che assicura un implementazione rapida ed efficace e che molto diffuso a livello industriale in modo da favorire la scalabilit del codice Visual Basic NET Il linguaggio RAPID stato invece scelto per la generazione del codice robot RAPID un linguaggio procedurale sviluppato da ABB per la programmazione dei suoi robot Un applicazione RAPID consiste in una procedura Main che contiene una serie di istruzioni e relative chiamate verso altre procedure che regolano il flusso di esecuzione Come altri linguaggi di programmazione di robot il codice RAPID viene letto e interpretato in tempo reale e quindi non ha bisogno d
16. 2 Estimation of the CoP for each foot 3 Computation of the contact force between the foot and the platform Determination Of The Contact Points In the quiet upright position of the patient consider a reference system with the x y plane coincident with the floor and collect the position of the markers placed on the feet Since the floor is a unilateral constrain the z axis data of each marker is the minimum z value reachable by that specific marker During the walking every time the z axis value increases it means that the marker and the that part of the foot is lifted from the ground and they are no more in contact each other In this first step the algorithm compares the z axis values of each marker with the refer ence ones and checks how many markers are still in contact with the ground Estimation of the CoP The CoP for each foot is computed as the barycentre of the markers still in contact with the ground at each time instant In particular each marker is projected on the ground plane x y plane and the barycentre will belong to that plane too Since the number of markers considered for each foot is three there are three different cases e Three markers in contact with the ground the algorithm computes the CoP as the barycentre of a triangle whose vertices are the selected markers e Two markers in contact with the ground the CoP belongs to the line defined by the position of the two markers In this first model of the procedure
17. 20 run mm Decoupling Only Interference Interference amp Adhesive Interference amp Adhesive Force kN b Figure 8 An example of the force trend during the coupling a and decoupling b process As the interference contribution Fy is constant each specimen has been loaded with a minimum force Fmi equal to the interference contribution and with a maximum force Fmax equal to a percentage within the range 25 50 of the estimated static strength of the adhesive added to Fmi an example of the fatigue cycles is reported in Fig 10 In case of surviving of the joint after 10 cycles the specimen has been disengaged and the axial decoupling force Fir D fatigue has been determined the decrease of the adhesive strength Ap and the residual strength of the adhesive 4R Fig 10 has been evaluated according to Eq 18 The residual strength decreases as the fatigue load amplitude increases 18 19 the residual strength of the adhesive is 100 until the stress on the adhesive is lower than 25 of its static strength Eq 17 If the stress on the adhesive reaches the 50 of its static strength Eq 17 the fatigue cycles disengage the specimens before 10 cycles so that the adhesive residual strength is equal to 0 In conclusion as a fatigue design rule it is possible to consider the following adhesive fatigue limit in case of interference fit and adhesively bonded joints Eq 19 Tad 106 0 25 Tag 0 25 268
18. 6 Consequently Egn 26 can be re written as follows c xe c c tsina sina sina c 28 Dot multiplication of both sides of Eqn 26 by unit vector c3 yields together with Eqn 22 the ensuing expression for the Jacobian in terms of the geometry of the considered spherical triangle det J sin oO sin sina 29 The selection of the proper sign in front of the right hand side of this equation is carried out in the same manner as for Eqns 25 and 27 Expressions of the Jacobian equivalent to Eqn 29 could be obtained by index rotation Equation 29 relates the Jacobian of the considered manipulator to some geometric parameters of the associated spherical triangle Unfortunately its lack of symmetry translates into a difficult appreciation of the magnitude of detJ if based on visualization of the involved spherical triangle An alternative more eloquent expression for the Jacobian can be determined as follows 364 Figure 7 The considered spherical triangle and its circumscribed circle At first the ensuing known relation of spherical trigonometry valid for any spherical triangle hence for the triangle in Fig 6 too is considered 16 p 25 sin a sino sino 2N Jk 1 2 3 ij JAk Reo 30 where N J cosScos S a cos S a cos S 0 31 and S is the half sum of the angles of the spherical triangle As is known the sum of the angles of a triangle drawn on a unit radius sphere when expre
19. 8 2N _ 887 2 2 2 E 193 800 2N Y 015 2N O 4 Si pu osservare come alla pi bassa ampiezza di deformazione considerata i punti sperimentali siano meglio interpolati dalla retta elastica piuttosto che dalla curva di Manson Coffin Questo appare in linea con le conclusioni del contributo 36 che sottolinea come quando la parte elastica fortemente prevalente il modello di Manson Coffin che prevede di sommarvi una piccola componente plastica sia poco attendibile In tal caso risulta appunto pi accurato il pi semplice modello che considera la sola parte elastica Risultati sperimentali sul materiale della cappa 18Mn18Cr La stessa procedura stata poi implementata sul materiale della cappa Anche in tal caso si partiti dalle prove statiche che hanno portato alla curva illustrata in Fig 14 Si noti come il materiale abbia delle caratteristiche meccaniche particolarmente spinte con limite allo scostamento di proporzionalit oltre i 1200 MPa L andamento della curva o quello tipico di un acciaio inossidabile con un tratto di plasticizzazione quasi piatto e orizzontale oltre la linearit Si sono quindi determinati 1 relativi parametri K e n pari rispettivamente a 1299 MPa ed a 0 0090 Eq 5 135 1 1 O O n lo Oo 0 000 e E z 189 000 75 1200 A 800 Statica e Ciclica O D 400 1 na C _G Bi _ 6 o Pr
20. 82 638 86 545 86 362 82 690 54 029 55 828 55 114 55 349 32 0 a ra N Pa 0 5 s SA 4 LEE oe LEE at i Mode 12 FILA E ECZO ue SS S LEE a A Mode 13 Fig 10 Clamped free circular annular plate v 1 3 k 1 a 1 r 0 4 modes 1 3 9 10 12 13 Mode 1 Mode 2 N LE was 4 EEN a SAC 4 SE A SL LESS Ze Ze Yeo 0 DE n LTT o SAS ees 11 TTI Fig 11 Clamped free elliptic annular plate v 1 3 k 2 a 1 r 0 4 modes 1 to 6 34 5 CONCLUSIONS In the present study the problem of arbitrary shaped vibrating Kirchhoff plates was analyzed using the Rayleigh Ritz method General boundary conditions were introduced in the functional of potential energy and natural coordinates were employed to
21. 8m 1 Fon181 Fon28m 34 r Sm a 284 Sy 1 Dall Egn 31 e 32 tramite le Eqn 5 e 6 possibile determinare completamente le rigidezze dei due elementi attivi Per calcolare la forza generata dall attuatore sufficiente sommare algebricamente il con tributo dei due fili a memoria di forma nei relativi stati di attivazione e quello del sistema di compensazione Utilizzando l approssimazione bilineare della martensite 3 la caratteristica forza corsa dell attuatore nel caso di elemento 1 attivato e elemento 2 disattivato risulta kait kmal S Da x odori T Keane Se S XL 92 Fiati 7 kai t kma2 S e Lp dd kmb2 S x 60 beam Eco sele 35 Nel caso opposto di elemento 1 disattivato e 2 attivato l espressione diventa F kma1 ka2x Focomp Keomp se x lt Xg1 SR Kral final kinti z ot ka2 dl Focomp koomp Se x gt Gai 36 Infine ad attuatore disattivato entrambi gli elementi OFF la forza erogata al variare della posizione x dell attuatore vale 274 kmar tkm 0 w PRO a Kato i S x xg2 Focomp Kcomp sele lt 257 kimara Fami rT z Ca bl ausalt kma2 6 x T ena da kia S Gy Tao Focomp Keomp sele Kalt Rna kbi x Col kma2 6 x L0comp a Ecomp se S Too 37 3 MECCANISMI DI COMPENSAZIONE Nella sezione precedente stato introdotto una metodologi
22. Adesivo Acciaio Henkel Loctite 9466 Modulo di Young Coefficiente di Poisson Tensione elastica massima Tensione a MPa 8 Oo 4 0 000 0 002 0 005 0 008 0 010 n an CC Daformazione e mm a b Figura 2 Legame costitutivo acciaio elastoplastico a e legame coesivo adesivo b Figura 3 Famiglia di giunzioni realizzate sperimentalmente 196 ed adesivo Il comportamento post elastico degli aderendi e dell adesivo descritto invece dalle curve di Figura 2a e 2b la cui origine spiegata nella sezione 2 2 Gli aderendi sono stati preparati all incollaggio attraverso 4 fasi pulitura carteggiatura e due successive puliture con due differenti solventi La prima fase di pulitura stata effettuata con diluente nitro Questa ha lo scopo di rimuovere 1 residui degli oli di lavorazione e protettivi La carteggiatura stata effettuata impiegando carta abrasiva grana P80 secondo una trama incrociata a 45 Le successive fasi di pulitura sono state effettuate con diluente nitro ed infine con il solvente Loctite 7063 Si Infine proceduto alla realizzazione delle giunzioni incollate che sono state lasciate polimerizzare a temperatura di 40 per 75 ore Durante l esecuzione delle giunzioni si provveduto a misurare lo spessore dello strato adesivo mediante un calibro La misura stata fatta per differenza tra le dimensioni dell assemblato prima e dopo la realizzazione dell i
23. E 1999 Concentrazione di tensioni torsionali in intagli periodici superficiali tramite analogia termica Atti XXIII Convegno Nazionale ATAS Vicenza 8 11 Settembre pp 95 102 8 Castagnetti D Dragoni E 2003 Concentrazione di tensioni torsionali in intagli periodici assialsimmetrici con il metodo dell analogia termica Atti XXXII Convegno Nazionale AIAS Salerno 3 6 Settembre 9 Brebbia C A Dominguez J 1992 Boundary elements an introductory course 2 edizione McGraw Hill New York 10 Kato A 1991 Design equation for stress concentration factors of notched strips and grooved shafts J Strain Analysis 26 1 pp 21 28 11 Young W C Budynas R G 2002 Roark s formulas for stress and strain 7 edizione McGraw Hill New York p 793 245 246 LA FORMAZIONE DI STRIATURE SUI PROFILI ESTRUSI Antonio Segatori DIEM Dip di Ingegneria delle Costruzione Meccaniche Nucleari Aeronautiche e di Metallurgia University of Bologna Italy antonio segatori2 unibo it Lorenzo Donati DIEM Dip di Ingegneria delle Costruzione Meccaniche Nucleari Aeronautiche e di Metallurgia University of Bologna Italy I donati unibo it Luca Tomesani DIEM Dip di Ingegneria delle Costruzione Meccaniche Nucleari Aeronautiche e di Metallurgia University of Bologna Italy luca tomesani unibo it Marco Rompato Pandolfo Alluminio s p a Italy mrompato pandolfoalluminio com Somm
24. J 2009 Using sound feedback to counteract visual distractor during robot assisted movement training In Proceedings of the IEEE 8th International Workshop on Haptic Audio Visual Environments and Games HAVE2009 pp 135 140 Reinkensmeyer D J Galvez J A Marchal L Wolbrecht E T and Bobrow J E 2007 Some key problems for robot assisted movement therapy research a perspective from the Uni versity of California In Proceedings of the IEEE 10th Int Conf on Rehabilitation Robotics ICORR2007 pp 1009 1015 Masiero S Carraro E Gallina P Rossi A and Rosati G 2009 Upper limb rehabilitation robotics after stroke a perspective from the University of Padua Italy Journal of Rehabilitation Medicine 41 12 pp 981 985 298 DETECTION OF THE CENTRE OF PRESSURE FOR THE DOUBLE CONTACT PROBLEM BETWEEN FEET AND PLATFORM IN GAIT ANALYSIS Marco Cocconcelli Department of Engineering Sciences and Methods University of Modena and Reggio Emilia Italy E mail marco cocconcelli unimore it Riccardo Rubini Department of Engineering Sciences and Methods University of Modena and Reggio Emilia Italy E mail riccardo rubini unimore it Alberto Ferrari LAMBDA Movement Analysis Laboratory for Disabled Children Arcispedale Santa Maria Nuova Department of Neuroscience University of Modena and Reggio Emilia Italy E mail alberto ferrari xsens com Stefania Costi LAMBDA Movement Analysis Labo
25. La cappa ed il rotore per via della loro forma complessa non trabeiforme e per la particolarit delle sollecitazioni cui sono sottoposti sono indubbiamente soggetti ad un carico affaticante multiassiale Si pu tuttavia osservare come le sollecitazioni siano tutte in fase tra loro essendo tale fase legata ai cicli di transitorio della macchina In ragione di questo si ritenuto ammissibile effettuare la caratterizzazione dei materiali tramite applicazione di un carico a trazione compressione in stato tensionale nominalmente monoassiale Dal punto di vista del carico applicato la norma 22 indica alcuni accorgimenti legati alla morfologia degli afferraggi consigliati per garantire l assialit della forza riducendo il pi possibile le componenti flessionali In merito a questo riscontrando anche la presenza di pochi e datati lavori in letteratura che affrontino direttamente tale problema si ricercata l attrezzatura pi idonea che minimizzasse 1 contributi di flessione Allo scopo si sono usati gli strumenti del progetto concettuale 28 Inizialmente sono stati definiti gli obiettivi e la relativa importanza sintetizzati nell albero in Fig 5 Tali obiettivi sono stati messi a punto utilizzando l approccio della QFD Quality Function Deployment 28 per l individuazione dei requisiti fondamentali Come si pu notare nettamente pi importanti sono risultati quelli inerenti l idoneit tecnica rispetto a quelli legati alla
26. OAVM ECECESESECE CHEESE ee CASO ORO MEO MECI TENO WEG I KOO OE MO D M BEEE E E B B E E E E lE TO TO ORE eS OEE EOG Ga e 600 MPa OAVM 800 MPa OAVM 110 Table 3 Final permanent deformation of the specimens after unloading and at room temperature T 380 C T 490 C T 540 C T 580 C 0 01 0 06 0 13 600 MPa 0 02 0 11 fracture 83 cycle 800 MPa i Fracture 25 cycle fracture 1 cycle 400 MPa Table 4 Displacements due to the Gleeble system yielding mm oe 400 MPa 600 MPa 800 MPa 1 copper plate 2 copper plate The yielding of the Gleeble system under the static compressive loads of 400 600 and 800 MPa in the bridges of the specimen is reported in Tab 4 It is indeed reasonable to assume a constant yielding of the system over the test duration even when the deformation of the copper plates is taken into consideration Note the small thickness of the copper plates equal to 0 5 mm relative to the whole system The displacements of the specimens at the first tenth sixtieth and hundredth cycle after the effect of the Gleeble machine yielding has been accounted for are reported in Tab 5 The displacements during the dwell time in the middle and at the end of the dwell time i e 1 5DT and 3 0DT respectively are also reported in Tab 5 to show the creep behaviour as shown in Fig 13 The displacement in the last row of Tab 5 was registered at the last cycle the 106
27. Per tale configurazione l errore sulla rigidezza Tab 2 inferiore al 16 quello sulla forza massima Tab 3 minore del 7 quello sull energia di deformazione Tab 4 del 23 Meno accurata risultata invece la previsione della configurazione con lamierini disposti lateralmente Fig 4b d L errore che si registra in questo caso attribuibile al fatto che in prima approssimazione si sono attribuite all adesivo le stesse propriet in modo I e modo II non avendo reperito in letteratura per questo specifico adesivo le propriet di modo II Questa discrepanza suggerisce che l adesivo presenta una risposta differente in modo II in termini sia di tensione di picco della zona coesiva sia di energia di frattura Dai diagrammi di Figura 5a b si osserva un accordo ottimo tra la risposta computazionale e quella sperimentale per la struttura di lato 25 mm L errore massimo sulla rigidezza Tab 2 circa dell 11 quello sulla forza massima Tab 3 del 6 l errore sull energia Tab 4 minore del 2 Buono anche l accordo tra le curve computazionali e sperimentali per la struttura di lato 40 mm L accuratezza nella previsione della rigidezza simile al caso precedente con un errore massimo di circa il 7 Tab 2 E minimo invece l errore nella previsione della forza massima Tab 3 che supera di poco 1 mentre la previsione dell energia di deformazione Tab 4 meno accurata con un errore di
28. Sg Fom definiti nelle Eqn 5 6 7 8 Nel caso di dimensionamento di un attuatore ad un elemento SMA occorre anche fissare il parametro di efficienza di ingombro y Eqn 10 che permette di risalire nota la corsa desiderata S alla deflessione massima a cui l elemento sar soggetto Per differenza quindi 280 nota anche la deflessione minima Nel caso invece di attuatori a due elementi SMA con trapposti il parametro convenientemente scelto di valore unitario e pertanto la deflessione massima sar pari alla corsa e la deflessione minima sar nulla per entrambi gli elementi Tramite l Egn 15 valida nel caso di un solo elemento o tramite le Eqn 31 e 32 nel caso di elementi contrapposti quindi possibile ricavare il valore delle rigidezze degli elementi attivi a prescindere da come questi saranno realizzati molle fili o altre forme Successivamente necessario determinare le caratteristiche da imporre al sistema di com pensazione in termini di rigidezza e precarico nella configurazione di minima deflessione secondo le seguenti regole Nel caso di attuatore ad un elemento SMA la rigidezza del compensatore va scelta in funzione del comportamento che si vuole ottenere dall attuatore forza costante in una delle due direzioni o minimizzazione della variazione della forza erogata lungo la corsa secondo le indicazioni di Tab 1 Il valore del precarico relativo alla posizione x min Invece fornito dall
29. The latter in particular is a necessary task if one wants to capture dynamic effects which arise in high speed applications and is the main concern of this paper In flexible multibody dynamics the floating frame of reference formulation is the most widely used method to account for component flexibility 5 according to such approach the motion of each flexible body is subdivided into a reference motion which can be described according to rigid multibody formalism and a deformation The Finite Element Method is used to describe such a deformation since small displacements and rotations are assumed to occur about the floating frame linear methods borrowed from structural dynamics can be exploited such as modal superposition techniques These techniques are used to reduce the number of coordinates required to describe the component deformation 90 Figure 1 Drawing of the cranktrain under study this is accomplished by means of some coordinate transformation which normally involves the definition of proper component mode shapes Several Component Mode Synthesis methods have been proposed in the past 6 9 the Craig Bampton approach being the most popular amongst the multibody dynamics community The coordinate transformation matrix is build up in this case starting from the computation of constraint modes and fixed interface normal modes proper selection of the latter is a non trivial task and several pape
30. V configuration act on the crankpin through hydrodynamically lubricated journal bearings wrist pins connect the two pistons to the respective conrods 91 3 RIGID MULTIBODY MODELLING The first step in the modelling process was the definition of a multi rigid body model of the system Starting from 3D CAD models of the components these were imported into the multibody environment and assembled by means of kinematic joints Great care was taken here to build a single degree of freedom DOF system joints and joint primitives were arranged with such purpose preventing the software to automatically detect and remove any redundant constraints Model inputs are the combustion forces acting on both pistons resulting from an experimental test campaign and torques driving the valvetrain and the geartrain the former were estimated by the manufacturer by means of some analytic model while the latter were obtained by simply enforcing periodic speed oscillations over the engine cycle Estimates of the loads acting on both the connecting rod and the crankshaft were retrieved as a result of this first dynamic model comparable results might be obtained by means of analytic models as those currently used in the design phase by the manufacturer based on classic formulations see e g 13 The described model shows some evident limitations firstly loads at two out of four main bearing locations cannot be evaluated since static indeterminacy of th
31. clamped plate Tab 3 Shapes of modes 4 5 6 and 9 are plotted in Fig 7 The first three modes are rigid body motions Mode 5 Mode 6 Fig 6 Clamped plate with curved edges a 1 modes 1 2 5 and 6 28 Table 4 Example 4 Dimensionless frequency parameter 4 v 0 3 Mode 6 Mode 9 Fig 7 Free plate with curved edges v 0 3 a 1 modes 4 5 6 and 9 1 to 3 are rigid body modes 29 Fig 8 Sector or annular plate Sector annular circular and elliptic plates Circular plates are special cases of elliptic plates and are quite simple to analyze using polar coordinates since the solution can be expressed in the form of Bessel functions for all the nine cases for inner and outer boundary conditions 14 When compared with the amount of information available for cicular plates studies on the vibration of elliptic plates are limited especially on elliptic annular plates 15 The main difficulty in studying elliptic plates is the choice of coordinates elliptic coordinates can be used with the exact mode shape in the form of Mathieu functions but they are quite cumbersome to handle 15 16 In the present study a general case 1s considered consisting of a sector elliptic plate as represented in Fig 8 Annular elliptic plates sector circular plates and
32. initially the traction torque was increased from an initial rolling speed in which no sliding was present The sliding begins to increase the adhesion coefficient increases linearly with the sliding up to the adhesion limit yo then decreases following an exponential law During this phase the global adhesion conditions were suddenly modified and the limits decreased simulating for example the presence of water on the rail The adhesion path pass on the new lower surface red path Application of traction and braking torques One of the key problem in the realization of the scaled bogie was the choice of actuators and the design of their control As underlined in the preceding sections the actuators have to apply both the scaled traction effort and the braking torque since it is not possible to realize on a scaled device the electro pneumatic braking system Furthermore the scaled bogie actuators have to reproduce the dynamics of anti skid and WSP devices On a a real 186 Om ne dois ao gs pgg Gom 08008 200 doi oo tion it Figure 16 Adhesion function during a traction phase as function of the relative sliding 5 and the speed railway locomotive as shown in Fig 17 traction and electric braking efforts are usually exerted by two independent motors this wheel arrangement is called BO However different wheel arrangements are quite common for example the so called B and 1 A Furthermore often traction motors are co
33. la struttura pu essere realizzata in modo tale da mantenere una forza di ritorno F ad un minimo sufficiente a vincere le forze dissipative interne al sistema durante la corsa di ritorno dell attuatore 3 PROGETTO CONCETTUALE DELLA STRUTTURA DI SUPPORTO La soluzione concettuale proposta mostrata in Fig 1 e 3 In modo simile alla definizione utilizzata nella sezione 2 la lunghezza dell attuatore viene definita come l P O dove P e O sono per esempio due punti dell attuatore giacenti sull asse di simmetria del film di ED Fig 3 In questo caso la spinta utile Fa applicata al punto P ed ha la stessa direzione del vettore OP La SDS proposta progettata per sostenere il film di ED attraverso un anello rigido ed un disco rigido Fig 3 ed allo stesso tempo fornire la caratteristica FL desider ata Come gi menzionato la struttura compliant realizzata come un meccanismo parallelo sovra vincolato costituito da una piattaforma mobile il disco rigido una base fissa l anello rigido e da tre gambe uguali ciascuna articolata per mezzo di tre coppie rotoidali elastiche aventi assi paralleli Con riferimento alla Fig 1b gli spostamenti della piattaforma mobile lungo la direzione radiale y o in alternativa le rotazioni sono prevenute dalla morfologia della SDS Grazie alla assialsimmetria del meccanismo e all adozione di coppie elastiche ogni gamba si comporta come un manovellismo di spinta compliant Un mode
34. nel colore e nel tono rispetto al resto della superficie Partendo da questa definizione molti difetti possono rientrare sotto la definizione di striature ma la loro origine pu essere attribuita a differenti fenomeni o aspetti del processo dalla composizione chimica della lega alla distribuzione di temperatura nel profilo durante la produzione dall efficacia del ciclo di omogeneizzazione o a cambiamenti di rugosit sulla superficie del profilo per citarne alcuni In letteratura sono reperibili varie proposte di classificazione delle striature e delle relative cause la maggior parte come quella proposta da Takagi et al 2 evidenziano una distinzione tra le striature causate da alterazioni della geometria della superficie ad es rigature o solchi da quelle causate da differenze nella struttura metallurgica L analisi esposta in questo articolo tratta principalmente la seconda tipologia viene tuttavia proposta Figura 1 a Superficie del profilo e striatura lato superiore b lato superiore ingrandimento c lato inferiore ingrandimento 248 una breve descrizione di entrambe al fine di permettere una migliore comprensione della problematica industriale Esistono inoltre iterazioni fra le due tipologie come descritto da Zhang et al 3 che imputa la visibilit delle striature a una diversa intensit e diffusione della luce riflessa La presenza di imperfezioni superficiali localizzate ovvero disuniformit come ad esem
35. offset corrispondente al raggio utensile nella direzione normale al profilo nel punto considerato come mostrato in Fig 8 associando ad esso anche le informazioni relative alla velocit di taglio alla velocit di avanzamento dipendente dai parametri cinematici e dinamici del robot ed il grado di approssimazione con cui il robot dovr raggiungere 1 singoli punti Grazie alla visualizzazione sullo schermo del profilo e dei punti acquisiti l operatore in grado di eseguire in automatico l ottimizzazione del percorso o di verificare la posizione dei punti e l orientamento delle terne cartesiane ad essi associati e se necessario di modificarli singolarmente per gruppi locali o globalmente Nel caso specifico della sbavatura possibile aggiungere punti di svincolamento dell utensile all apertura e alla chiusura del percorso utensile Infine nel caso in cui fosse previsto l impiego da parte del robot di utensili a compensazione monodirezionale si potrebbe adattare automaticamente l orientamento delle terne associate ai punti del profilo Dopo la conferma delle modifiche apportate al percorso il sistema genera il codice robot per il profilo contenente le necessarie istruzioni in linguaggio RAPID e lo invia al robot tramite protocollo FTP Il robot a questo punto in grado di eseguire la lavorazione programmata Lo stesso processo pu essere eseguito senza alcun intervento dell operatore semplicemente impostando i parame
36. pp 638 648 Rahman T Ramanathan R Seliktar R and Harwin W 1995 A simple technique to passively gravity balance articulated mechanisms Journal of Mechanical Design 117 4 pp 655 658 Nathan R H 1985 A constant force generation mechanisms Journal of Mechanical Design 117 pp 508 512 Berselli G Vertechy R Vassura G and Castelli V P 2009 Design of a single acting constant force actuator based on dielectric elastomers Journal of Mechanisms and Robotics 1 3 p 031007 Ishii H and Ting K L 2004 Sma actuated compliant bistable mechanisms Mechatronics 14 4 pp 421 437 Norton R L 2006 Machine Design An Integrated Approch Prentice Hall 287 288 CABLE BASED ROBOTIC SYSTEMS FOR POST STROKE NEUROREHABILITATION Aldo Rossi Dept of Innovation in Mechanics and Management DIMEG University of Padua Italy E mail aldo rossi unipd it Damiano Zanotto Dept of Innovation in Mechanics and Management DIMEG University of Padua Italy E mail aldo rossi unipd it Giulio Rosati Dept of Innovation in Mechanics and Management DIMEG University of Padua Italy E mail damiano zanotto unipd it Abstract The rehabilitative treatment of post stroke patients represents a constantly expanding research field The main goal of the research activities is to improve the intensity and effectiveness of traditional protocols for post stroke patients by emplo
37. presente una disomogeneit microstrutturale sufficientemente elevata da generare uno squilibrio nell attacco acido Si quindi effettuata una analisi con sonda EDS in punti interni ed esterni alla striatura sulla superficie Fig 19 A differenza delle analisi sulle sezioni viene ora evidenziata la presenza di ossigeno e zolfo conseguenti all interazione con la soluzione di anodizzazione mentre il confronto tra interno ed esterno della striatura non mostra differenza di composizione chimica 259 Figura 18 Osservazione SEM della superficie al 75x al centro ingrandimenti delle zone interne ed esterne alla striatura al 1000x SELLA i 4 FO one Curva EE Lr n Figura 19 Risultati della sonda EDS eet zone interne ed esterne alla striatura 3 CONCLUSIONI Nel presente articolo stata inizialmente proposta una panoramica sulle principali cause delle striature e 1 relativi fenomeni di sviluppo Si quindi proceduto ad una analisi di un profilo industriale che ha rilevato come l interazione tra saldature longitudinali e trasversali produca una distribuzione metallurgica disomogenea tale da creare zone di attacco preferenziale durante l anodizzazione Queste interazioni sono risultate particolarmente sensibili all evoluzione termomeccanica del processo inducendo un difetto maggiormente visibile su una delle superfici nonostante la simmetria del profilo e della matrice Il risultato di una tale asimmetria nel comportamento
38. progettazione o progettazione completa di setup sperimentali specifici per trasmissioni ad ingranaggi sviluppo sistemi per il monitoraggio di trasmissioni meccaniche esecuzione test sperimentali su ruote dentate o su trasmissioni complete misura di vibrazioni e deformazione denti prove di endurance testing su tavole vibranti ricerca risonanze prove di durata prove track amp dwell UOR 1 3 Sistemi di produzione automatizzati e robotizzati prof A O Andrisano L obiettivo principale riguarda lo sviluppo di nuovi metodi di progettazione industriale finalizzati all ideazione ed all implementazione di soluzioni progettuali per una nuova generazione di sistemi intelligenti automatizzati e robotizzati da impiegare in produzione Parallelamente si persegue il potenziamento delle strutture di ricerca coinvolte nel laboratorio regionale INTERMECH per l Alta Meccanica sia in termini di 11 strumentazione hardware software per la simulazione integrata sia di attrezzature sperimentali necessarie alla validazione di eventuali prototipi funzionali Dal punto di vista del processo produttivo si vogliono integrare sinergicamente all interno di un unico framework di progettazione sia 1 principali elementi di analisi gestionale e logistica di flussi industriali automatizzati in termini di approvvigionamento alimentazione e stoccaggio sia elementi di analisi ed ottimizzazione dei processi di lavorazione ed assemblaggio con
39. subscript o omitted Mi Mi K K u f Ae a 3 M M u K K u 0 where it has been assumed that external loads 1 e external forces torques are applied only at the interface DOFs clearly this requires a proper a set definition The following coordinate transformation is then introduced u I 0 u 4 u FY q in which is a matrix of shapes obtained considering the lower partition of the static portion of Eqn 3 and solving for the o set displacements u K K u Yu 5 while is a matrix of shape vectors satisfying the o set eigenproblem K_P M _ PO 6 The first N columns of the transformation matrix in Egn 4 represent the static deformation shapes of the component when subjected to unit displacements at each of the a set DOFs the other being restrained these are termed constraint modes in literature The last N columns are fixed interface normal modes i e eigenvectors representing the dynamics of the substructure interior relative to the interface the corresponding eigenvalues are collected in the diagonal matrix Q As one might notice the generalized coordinate vector comprises both physical displacements u and modal displacements q the fact that interface DOFs are retained in the reduced representation greatly facilitates component coupling this being probably a major reason for the success of the CB method 93 Introducing the transformation in Eqn 4 into Eqn 3 and
40. suggests the adoption of a series solution in the form sng stang_ une tne ee Gb cos p x COS 4 anf 5 X Denno Fe T x where T are the Chebyshev polynomial of the first kind and x is a normalised coordinate ranging between 1 and 1 see below In fact for x 1 the contact pressure p must exhibit the typical 1 Vx singularity whereas for x 1 the contact pressure is null Upon insertion of the series expansion 10 for the contact pressure p the first integral at the right hand side of expression 9 becomes tina y cos p x dx 5 a f Inx y _ T x dx 12 n 0 1l x Based upon the results reported in 7 p 314 and on the recurrence relation for the Chebyshev polynomials of the first kind the following family of integrals holds 163 T xd peel ir x dx _ pixies i T x dx _ i 4 In2 x y In2 vasi T l In2 2 A i ae if n 1 210 2 0 Bab yns a 2 n l n n l The remaining integrals have been computed numerically with standard quadrature rules and a collocation method has been employed e g 24 Ten series terms have been considered although a number as low as 4 has been found to be appropriate in 24 for a comparable situation The detachment angle B was determined by assessing the condition that the contact pressure remains positive within the contact region and that no overlapping occurs in the remaining zone Signorini conditions 5 FE
41. sulla circonferenza di raggio R La condizione di intaglio superficiale ottenuta scegliendo il raggio esterno R molto pi grande circa 1000 volte della profondit t Nell esplorazione parametrica della geometria si varia il rapporto p t tra 0 2 e 1 con passo 0 2 ed il rapporto t P tra circa 0 un solo intaglio e 2 con passo 0 1 0 2 Il rapporto p t riassume il profilo del singolo intaglio mentre il rapporto P misura l accostamento relativo della schiera Bench le geometrie esaminate prevedano raggi di intaglio abbastanza grandi in rapporto alla profondit valore minimo di p t 0 2 il caso ideale di raggio tendente a zero come previsto da Neuber ottenuto virtualmente con il ragionamento esposto nella sezione 2 2 Per l analisi delle tensioni torsionali nella sezione di Fig 3 in 7 si sfrutta l analogia formale esistente tra il problema torsionale originario ed un problema termico ausiliario riguardante il dominio piano con lo stesso profilo della sezione In breve 11 mantenimento a temperatura nulla del bordo del dominio sede di un opportuno carico termico fittizio ed avente una precisa conducibilit termica fittizia porta ad una distribuzione interna di flussi termici riconducibili alle tensioni tangenziali di origine torsionale I dettagli del procedimento con le espressioni delle condizioni termiche fittizie che rispettano l analogia termo elastica sono descritti in 7 Strumento di analisi il codice co
42. 0 005 0 01 0 015 Angolo p rad Tempo t s Figura 4 Legge di moto cicloidale Figura 5 Accelerazione del cedente teorica linea a tratti ed effettiva linea continua Per limitare le vibrazioni del sistema camma cedente sono stati proposti vari metodi 5 10 basati generalmente sulla modifica del profilo della camma Tali soluzioni sono di solito ottenute in corrispondenza di prefissati valori della velocit angolare della camma al variare della velocit angolare varia anche la forma del profilo che rende minima la vibrazione Nel presente lavoro viene proposto un metodo per ridurre le vibrazioni di un sistema camma cedente mantenendo invariata la forma del profilo della camma e variandone invece la velocit angolare A tale scopo viene dapprima determinata la legge di moto modificata ossia il profilo modificato che ottimizza il comportamento vibratorio alla velocit angolare nominale costante e quindi viene ricavato l andamento della velocit angolare che in presenza del profilo non modificato realizza la stessa legge di moto modificata Il vantaggio del metodo proposto consiste nel fatto che pu essere applicato per diverse velocit angolari di regime della camma senza dover procedere a modifiche materiali del profilo ma semplicemente disponendo di azionamenti in grado di variare la velocit angolare secondo leggi prestabilite 2 LA LEGGE DI MOTO MODIFICATA Uno dei metodi pi efficaci per modificare 11 profil
43. 1 nulla e quella dell elemento OFF elemento 2 massima In questa posizione dell attuatore bisogna imporre che la risultante fra la forza 26 fornita dal compensatore e la forza 24 generata dall elemento 2 sai pari alla forza voluta Foy FONI T icomi T F ome a kmp25 27 Nel caso di elemento 2 ON ed elemento 1 OFF la condizione pi sfavorevole a x S dove la forza erogata dall elemento attivo nulla mentre quella dell elemento 1 massima In questa condizione deve essere verificato che la risultante fra forza 26 fornita dal compen satore e la forza 22 generata dall elemento 1 sia pari alla forza voluta Fo na Fon2 Focomp aF Keane Pomi T kmis 28 Volendo realizzare un attuatore a forza costante in ogni verso di moto necessario im porre anche che ad elemento attivato la forza erogata a x S sia Fon1 e che ad elemento 2 attivato la forza a x 0 sia Fone In queste due situazioni gli elementi disattivi non generano forza in quanto la loro deflessione nulla Si ottengono pertanto le due seguenti equazioni Fon i T ocomp T Momo T ka1 S 29 Fone T icomp _ ka29 30 273 Mettendo a sistema l Egn 27 30 si ottengono le seguenti espressioni di progetto per l attuatore a SMA contrapposti Fom1 Fong kmal gt x 31 1 s1 Sm 289 Sm 1 eh kad kinai 32 Foni Fon2 s1 5Sm EI 33 S 51 Sm 259 Sm 1 De Foeomp sg Fonit Fonz
44. 1 Dimensionless frequency parameter 27 7 Present approach 6x6 dofs io a 9 43 o 7438 7440 7 439 o 10 970 10971 10 971 o 13338 13361 13 3 40 0 13 399 13430 13401 o 16 734 16 75 16736 25 Example 2 As a second case a free plate simply supported on an annular constraint as represented in Fig 3 is considered The angle of inclination is z 6 and the radius of the support is r 0 3 The equation describing the shape of the support y expressed in polar form can be given in natural coordinates using Egn 19 2r cos9 tana sin 9 20 n 2r sin cos amp The frequencies computed using 6x6 to 12x12 free free beam eigenfunctions assuming v 0 3 and x 109xD a are reported in Tab 2 where they are compared with those computed with the finite element method 15912 dofs using quadratic serendipity plane elements with 8 nodes each Shapes of modes 1 and 3 are plotted in Fig 4 Table 2 Example 2 Dimensionless frequency parameter 4 v 0 3 a 7 6 r 0 3 Present approach FEM 5 1715 elements 5304 nodes 15912 dofs 0 4 0 2 Fig 4 Skew plate with annular support v 0 3 a mz 6 a 1 r 0 3 modes 1 left and 3 right 26 Plates with curved edges A plate with curved parabolic edges as represented in Fig 5 1s considered Since in Egn 1 the number of boundary points with predefined coordinates sho
45. 18Mn18Cr Quanto riscontrato viene addebitato al pi elevato tenore di azoto presente nel secondo materiale Ulteriori sperimentazioni sono effettuate su provini ricavati da una cappa reale lungo le direzioni radiali e tangenziali I risultati mostrano come per effetto dell anisotropia 1 provini ricavati in direzione tangenziale presentino caratteristiche dinamiche migliori con prestazioni migliorate anche del 10 Ulteriori aspetti legati all influsso dell orientazione delle fibre sulla tenacit a frattura sono descritti in 5 In 2 viene sottolineato che l aggiunta di pi dell 11 di Cromo porta ad un elevata resistenza alla corrosione di conseguenza le migliori caratteristiche del materiale 18Mn18Cr possono essere convenientemente spiegate con riferimento alla superiore concentrazione di tale elemento In 4 6 si pone ancora in rilievo la positiva influenza dell azoto quale ulteriore elemento legante non solo per limitare gli effetti di anisotropia Un tenore di circa lo 0 5 comporta un pi elevato limite allo snervamento un alta tenacit a frattura elevate resistenze statica ed a fatica L azoto ha inoltre un ulteriore funzione nel rendere la matrice austenitica pi stabile 4 7 A fronte delle propriet riscontrate il 18Mn18Cr oggigiorno un materiale ampiamente utilizzato per le cappe con numerosi esempi citati in 1 3 4 8 9 Per quanto riguarda 1 rotori si usano di solito acciai basso legati anch ess
46. A 1996 Soft Robotic Fingertips Part I A Comparison of Construction Materials The International Journal of Robotics Research 15 4 pp 320 334 J Z Wu R G Dong W S and Rakheja S 2003 Dynamic interaction between a fingerpad and a flat surface experiments and analysis Medical Engineering and Physics 25 pp 397 406 Tiezzi P and Vassura G 2005 Experimental analysis of soft fingertips with internal rigid core In Proc IEEE Int Conf on Advanced Robotics ICAR pp 109 114 Berselli G and Vassura G 2009 Differentiated layer design to modify the compliance of soft pads for robotic limbs In Proc IEEE Int Conf on Robotics and Automation 352 18 19 20 21 22 23 Jacobs P and Reid D 1992 Rapid prototyping and manufacturing fundamentals of stereoli tography Society of Manufacturing Engineering Piccinini M Berselli G Zucchelli A and Vassura G 2009 Predicting the compliance of soft fingertips with differentiated layer design A numerical and experimental investigation IEEE ICAR International Conference on Advanced Robotics Munich Germany pp 1 6 Xydas N and Kao I 1999 Modeling of contact mechanics and friction limit surface for soft fingers in robotics with experimental results Int Jour of Robotic Research 18 8 pp 941 950 Xydas N Bhagavat M and Kao I 2000 Study of soft finger contact mech
47. Conference on Material and Component Performance under Variable Amplitude Loading Darmstadt 154 PRELIMINARY PLANE MECHANICAL MODELLING OF A HEXAGONAL CONTACT Antonio Strozzi Department of Mechanical and Civil Engineering University of Modena and Reggio Emilia Italy E mail antonio strozzi unimore it Enrico Radi Department of Engineering Science and Methods University of Modena and Reggio Emilia Italy E mail enrico radi unimore it Andrea Baldini Department of Mechanical and Civil Engineering University of Modena and Reggio Emilia Italy E mail andrea baldini unimore it Matteo Giacopini Department of Mechanical and Civil Engineering University of Modena and Reggio Emilia Italy E mail matteo giacopini unimore it Eleonora Campioni Department of Mechanical and Civil Engineering University of Modena and Reggio Emilia Italy E mail eleonora campioni unimore it Abstract A hexagonal joint is mechanically analysed A cross section of the contact between male and female components is modelled as a plane strain problem and the contact and detachment zones are investigated with two approaches a an analytical study formulated in terms of an integral equation b a FE analysis Preliminary results refer to the situation of null initial clearance and coefficient of friction For each side of the hexagonal contact the contact zone constitutes a small portion of the length of the hexagonal side since separation occurs
48. Egn 17 In ogni caso il compensatore agisce sempre con una forza opposta alla forza dell elemento a memoria di forma la sua azione cresce all aumentare della posizione x assunta dall attuatore Nel caso di attuatore a due elementi attivi come visto sempre possibile e conve niente ottenere attuatori a forza costante in entrambi i versi di azionamento Tramite l Egn 33 e 34 possibile determinare le caratteristiche che il sistema di compensazione dovr possedere per rispettare i dati di progetto In particolare il valore della forza di precarico secondo espressione 34 riferita alla posizione x 0 Nel caso di attuatore a SMA con trapposti la forza erogata dal compensatore cambia di segno a met della corsa dell attuatore in questa posizione la sua azione nulla Nel tratto di corsa compreso fra 0 lt x lt S 2 la forza che eroga concorde alla forza generata dell elemento 1 mentre nel tratto di corsa compreso fra 5 2 lt x lt S concorde alla forza generata dell elemento 2 L introduzione del sistema di compensazione rende l attuatore privo di una posizione di equilibrio stabile nello stato disattivato Questo obbliga ad introdurre finecorsa meccanici per prevenire sovradeformazioni del materiale a memoria di forma che potrebbero compromet terne la durata Nel caso di attuatore ad un elemento SMA sufficiente un solo finecorsa e l attuatore nello stato disattivato risulta essere monostabile N
49. Il presente lavoro si propone di ridurre le vibrazioni di un sistema camma cedente mantenendo invariata la forma del profilo della camma e variando invece la velocit angolare Il vantaggio del metodo proposto consiste nel fatto che pu essere applicato per diverse velocit angolari di regime della camma senza dover procedere a modifiche materiali del profilo ma semplicemente disponendo di azionamenti in grado di variare la velocit angolare secondo leggi prestabilite Parole chiave camme vibrazioni input shaping 1 INTRODUZIONE I meccanismi con camme sono largamente impiegati nell industria meccanica per realizzare leggi di moto difficilmente ottenibili mediante sistemi articolati Come esempi si possono citare 1 meccanismi di comando delle valvole nei motori endotermici e molti meccanismi di macchine automatiche di confezionamento Uno dei pi seri problemi di tali meccanismi quello delle vibrazioni 1 4 che impongono un limite superiore alla velocit di funzionamento Le vibrazioni sono provocate principalmente dalle discontinuit dell accelerazione e pertanto ove possibile si adottano leggi di moto con andamento regolare dell accelerazione Per rendersi conto di quanto le discontinuit dell accelerazione influenzino il comportamento vibratorio del meccanismo camma punteria si pu fare riferimento ad un modello della punteria a parametri concentrati v Fig 1 in cui si Indicato con m la massa SI
50. Journal of Biomechanics 32 2 pp 111 118 336 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Hurwitz D E Foucher K C and Andriacchi T P 2003 A new parametric approach for modeling hip forces during gait Journal of Biomechanics 36 pp 113 119 Lewis C L Sahrmann S A and Moran D W 2009 Effect of position and alteration in synergist muscle force contribution on hip forces when performing hip strengthening exercises Clinical Biomechanics 24 pp 35 42 Lenaerts G De Groote F Demeulenaere B Mulier M Van der Perre G Spaepen A and Jonkers I 2008 Subject specific hip geometry affects predicted hip joint contact forces during gait Journal of Biomechanics 41 pp 1243 1252 Lenaerts G Bartels W Gelaude F Mulier M Spaepen A Van der Perre G and Jonkers I 2009 Subject specific hip geometry and hip joint centre location affects calculated contact forces at the hip during gait Journal of Biomechanics 42 pp 1246 1251 Ipavec M Brand R Pedersen D Mavcic B Kralj Iglic V and Iglic A 1999 Mathemati cal modelling of stress in the hip during gait Journal of Biomechanics 32 pp 1229 1235 Mavcic B Pompe B Antolic V Daniel M Iglic A and Kralj Iglic V 2002 Mathematical estimation of stress
51. Neurology 42 pp 816 824 Ferrari A and Cioni G 2009 The spastic forms of cerebral palsy a guide to the assessment of adaptive functions Springer Dobson F Morris M Baker R and Graham H 2007 Gait classification in children with cerebral palsy a systematic review Gait amp Posture 25 pp 140 152 Gage J 1983 Gait analysis for decision making in cerebral palsy Bulletin of the Hospital for Joint Diseases Orthopaedic Institute 43 pp 147 163 Desloovere K Molenaers G Gestel L V Huenaerts C Campenhout A V Callewaert B de Walle P V and Seyler J 2006 How can push off be preserved during use of an ankle foot orthosis in children with hemiplegia a prospective controlled study Gait amp Posture 24 pp 142 151 Schipplein O and Andriacchi T 1991 Interaction between active and passive knee stabilizers during level walking Journal of Orthopaedic Research Official Publication of the Orthopaedic Research Society 9 pp 113 119 309 310 VALUTAZIONE SPERIMENTALE DI UN ATTUATORE CONICO AD ELASTOMERI DIELETTRICI Giovanni Berselli Dipartimento di Ingegneria delle Costruzioni Meccaniche Nucleari Aeronautiche e di Met allurgia Universit di Bologna E mail giovanni berselli unibo it Rocco Vertechy Laboratorio PERCRO Scuola Superiore Sant Anna Pisa E mail r vertechy sssup it Gabriele Vassura Dipartimento di Ingegneria delle Co
52. P4 P2 and P3 The actuators can be thought of as variable length arcs of great circles in Fig 4 actuator P Q has length equal to y Any actuator consists of two links interconnected by a revolute pair whose axis goes through point O and is orthogonal to the plane through points O Pi and O i 1 2 3 Each actuator is in turn attached to the manipulator base and platform by revolute joints whose axis are superimposed on segments OP and OO respectively 360 Figure 4 A spherical fully parallel manipulator on a unit radius sphere The length y of the i th actuator is also the angle in radians between the sphere radii OP and OQ If p and q are introduced as a shorthand notation for vectors P O and O O respectively then the ensuing relation holds COSY P 4 i 1 2 3 14 The Jacobian Matrix In order to determine the Jacobian matrix of the considered manipulator Eqn 14 is differentiated with respect to an observer fixed to the manipulator base sin y dY p dq 15 The infinitesimal variation dq of unit vector q can be expressed as follows in terms of the infinitesimal rotation vector 48 of the platform dq ddxq 16 Insertion of Eqn 16 into Egn 15 leads to siny dY p Xq dJ 17 The cross product p Xq that appears on the right hand side of Eqn 17 is now provided with the ensuing expression 361 P Xq sin Y C 18 where c is the unit vector orthogonal to
53. STUDY The commercial finite element program MSC Marc 2005r3 has been employed in this study The finest meshes were formed by about 60000 nodes A linear elastic material with elastic constants typical of steel was adopted A null initial clearance and a null coefficient of friction were used In all cases the male component was solid Ratios between outer radius of the female component Ro and side length of the hexagonal profile ranging from 2 to 10 with step 1 have been examined and the variation of the ratio between contact length and side length has been evaluated Er int as re Figure 4 The FE mesh 164 6 RESULTS The main result of this study refers to the contraction of the male female contact extent in this receding contact In particular the ratio between contact length and side length has been evaluated with FE in 27 for ratios between outer radius of the female component Ro and side length of the hexagonal profile ranging from 2 to 10 with step 1 However it was found more convenient to report the results in terms of the inverted ratio R since the analytical situation referring to R oo may be incorporated into the diagram It appears that the ratio ranges from say 0 25 to 0 3 according to FE whereas the analytical value is just below 0 4 This discordance is attributable to the many approximations adopted in the analytical study see Section 3 Figure 6 reports the FE contact pressu
54. The specimens consisted of flat steel plates thickness t 8 or 10mm width w 50mm length L of 300mm with steel profiles welded on the top surface The profiles were H shaped T shaped and a cubic block H T B types in the following The material was a typical structural steel Fe510 The failure criterion adopted was the complete propagation of the fatigue cracks through the plate thickness so the tests were continued until final fracture had occurred and the total number of cycles could be determined Finite element calculations and experiments are presented with several aims 1 to demonstrate that the nodal force and moment approach is insensitive to mesh density 11 to verify that solid elements and shell elements can be equivalently used in modeling welded joints 111 to prove the high predictive capability of the finite element based ASME code approach Insensitivity to Mesh Density Figure 5a shows the type T specimen geometry where the welded T is 5 mm thick steel Two finite element models were prepared using shell elements and very different mesh density at the weld toes high in Fig 5b and low in Fig 5c Because of the particular geometry the T shaped attachment is completely wrapped by the inclined elements forming the fillet 148 Figure 5 a Specimen with the T shaped attachment b c shell models with different mesh size The V Mises stress is normalized by the nominal tensile stress The
55. ad ambo le estremit del corpo rotore reagiscono alle forti spinte assiali che si generano nelle condizioni di lavoro completando il bloccaggio della cappa rispetto al 117 rotore La distribuzione tensionale sulla cappa allora dovuta alle forze centrifughe che si sviluppano durante la rotazione e che la cappa chiamata a contenere alle pressioni di contatto dovute al forzamento sul rotore e sugli anelli di centraggio e alle forze assiali agenti in corrispondenza dei locking keys Si pu osservare come 1 primi due contributi diano origine ad una sollecitazione di fatica tipicamente oligociclica le forze centrifughe sono nulle a macchina ferma ed assumono un valore costante alla velocit di regime mantenuta fissata al valore nominale di 3000 rpm Di conseguenza all avvio della macchina le tensioni nel corpo centrale della cappa sono incrementate mentre le pressioni di contatto dovute all interferenza sono attenuate La spinta verso l esterno ad opera delle bobine in rame e dei relativi elementi connessi tende cio a sollecitare maggiormente la cappa nella sua parte centrale ed a fare diminuire l interferenza alle estremit che non si pu mai annullare per garantire la sicurezza nell accoppiamento in corrispondenza del rotore e dell anello di centraggio La sollecitazione risulta oligociclica dal momento che a regime 1 carichi sono statici ma un ciclo viene percorso ad ogni transitorio di avviamento e spegnimento della
56. adjacent infinitesimal point forces and the deflections caused by this pressure are evaluated with the aid of the Green function k of formula 2 In the integral equation the origin of the angles 0 and coincides with the midpoint of the hexagonal side Fig 3 The corresponding integral equation is 2 k 0 plo Rdo ROO 4 where the coefficient 2 accounts for the combined deformability of male and female components the angle a is 7 6 for a hexagonal profile while B defines the beginning of the separation zone and is unknown In addition R is the radius of the disk mimicking the hexagonal profile The sign minus at the right hand side of Eqn 4 is due to the fact that the contact pressure is positive for negative 8 values for which the male component indents the female counterpart The above integral equation is rephrased as iko o plo do 2 0 Equation 5 might be given the canonical form of the singular integral equation of the Cauchy type by differentiating once both members of Eqn 5 with respect to the external variable 6 and then by employing identity 5 1 of 23 This equation is of the Prandtl 161 type e g 24 25 p 205 for which the general analytical solution is not available Instead it was decided to solve directly the initial Egn 5 since differentiation would hide the information that this contact is pure tilting and that no indentation is applied Following 17 the singular par
57. affrontare alcuni dei principali problemi tecnici e tecnologici posti dall industria moderna a partire dall armonizzazione e dalla sinergia di competenze specialistiche nel campo della Meccanica Avanzata Figura 1 La struttura industriale policentrica del territorio modenese Il primo obiettivo del laboratorio InterMech la razionalizzazione delle tematiche e delle attivit di ricerca attraverso la creazione di organi di gestione e di supervisione scientifica che possano portare alla condivisione delle problematiche alla costituzione di gruppi di ricerca trasversali ed alla definizione di politiche comuni che consentano di ottimizzare gli investimenti in funzione di una maggiore efficienza gestionale ed efficacia delle soluzioni proposte In secondo luogo InterMech lavora per creare una struttura che sia fortemente radicata a livello locale e regionale ma che raggiunga la forza di proporsi sia a livello nazionale che internazionale grazie a quella riconoscibilit necessaria per potersi proporre come autorevole interlocutore sia per PMI sia per gruppi internazionali Infatti la priorit del laboratorio InterMech quella di sviluppare una struttura di ricerca applicata economicamente autosufficiente in grado di realizzare efficacemente azioni di ricerca industriale e trasferimento tecnologico perseguendo obiettivi che senza perdere la propria natura scientifica possano essere appetibili per l industria guidando le realt az
58. alluminio 247 1 INTRODUZIONE L utilizzo di profili estrusi anodizzati nel mercato architettonico o in prodotti dove 1 requisiti estetici hanno un ruolo importante ha visto negli ultimi decenni un incremento impressionante dalla fabbricazione di serramenti alla produzione di componentistica meccanica dalla realizzazione di arredi per interno fino all applicazione all oggettistica di design Una delle richieste principali legate a questa tipologia di prodotti quindi l assoluta assenza di difetti estetici che modifichino l aspetto delle superfici in particolare qualsiasi differenza in termini di omogeneit dell aspetto della colorazione o della rugosit della superficie Le striature rappresentano il difetto di pi difficile risoluzione soprattutto a causa della carenza di conoscenze sulla formazione e lo sviluppo di queste imperfezioni che riguardano sia un campo strettamente metallurgico ma anche di controllo di processo Un ulteriore problema inerente la formazione di tali difetti l aggravio economico dovuto alla comparsa delle striature solo dopo l anodizzazione conseguente all impossibilit di determinare l accettabilit delle superfici subito dopo l estrusione e che genera quindi lo scarto di notevoli quantit di materiale ad uno stadio avanzato del processo produttivo Una prima definizione del difetto striature stata proposta da Parson nel 1992 1 come bande o linee che appaiono pi scure o chiare pi luminose o opache
59. along a sizeable side length Keywords conforming contact plane elasticity hexagonal joint 1 INTRODUCTION Polygonal contacts are encountered in keyless polygonal joints employed as an alternative mechanical solution to keyed joints in the transmission of torque between two shafts In 1 the merits of the polygonal joints are critically reviewed 155 Figure 1 a sketch of the polygonal Joint b plane modelling c shear stresses Figure la presents a sketch of the polygonal joint From a structural viewpoint two main aspects addressing the design of polygonal couplings are of particular relevance First the distribution of the torque along the axial length of the coupling is rarely constant since two torque peaks occur at the extremities of the axial length of the engagement Secondly referring to a general cross section of the coupling the contact pressure between the boundary of the polygonal male component and the border of the polygonal cavity as well as the contact and separation zones are relevant pieces of information from an engineering design viewpoint Only a few studies address the torque distribution in the coupling axial direction e g 2 and 1 the results retrieved refer to specific coupling geometries so that a rule of general validity concerning the distribution of torque in the axial direction is difficult to extract Conversely the contact stresses in a transverse cross section of a polygonal coupl
60. an electrical motor controlled by inverter and an upper part composed of two hydraulic pistons that apply load to the wheel under test as shown in Fig 2 a Tests are carried out at two different drum speeds low and high and three different loads low medium and high After a few preliminary analyses with different transducers i e accelerometer load cells AE sensor microphone tri axial accelerometer PCB 356A01 frequency range 1 10000 Hz has been identified as the best sensor in terms of simplicity in mounting and fast response to impulsive events The vibration signals have been acquired with sample frequency of 20480 Hz for a duration of 64 s by means of a LMS SCADAS 310 front end controlled by the software LMS Test Lab Simultaneously with the acquisition at constant sample frequency an off line computed order tracking analysis has been also performed in order to calculate the Time Synchronous Average TSA of the measured signal Fig 3 This technique 7 requires the measurement of a one per revolution tachometer signal i e a signal phase locked with the angular position of one rotating element in the system Two optical tachometer sensors KEYENCE LVS series have been used to synchronise the acquisitions with both wheel and driving drum revolutions The results in terms of raw time data and frequency analysis have shown that the operational condition of low speed and high load is the best compromise referred hereafter a
61. are presented in the literature and some images are shown in Fig 4 4 5 6 This kind 173 of rigs are used for a wide range of studies concerning dynamical stability 7 8 9 comfort mechatronic sub system and even wear 10 A scaled rolled rig for high speed train bogies has been designed by the researchers of Pistoia Mechatronic Laboratory MDMLab University of Florence The rig will be used to investigate interactions between on board mechatronic subsystems in case of degraded adhesion condition between wheel and rail In these conditions the application of high lon gitudinal due to traction or braking involves high slidings between the wheel and rail sur faces 11 12 High sliding between rollers and wheels cannot be physically reproduced on a conventional rig for the same reasons highlighted for the full scale test rig roller surface wear has to be reduced as much as possible non uniform roller wear could lead to non re alistic cyclic irregularities controllable and repeatable adhesion conditions cannot be easily obtained In order to overcome this trouble Hardware in the Loop Testing approach is used as shown in Fig 5 a virtual model of the desired adhesion level is implemented on a real time core in other terms the slip between rolling surfaces is not physically reproduced it is simulated on the test rig controlling roller speed The virtual adhesion model starting from the rollers speed measurements and estimated contact
62. attuatore mm Figure 6 Forza del film di ED a differenti valori di voltaggio applicato dal tempo della forza del film non viene considerata Progetto della struttura di supporto Ogni singola gamba della SDS modellata come manovellismo di spinta compliant Fig 1d Le coppie dovute alla deflessione dei giunti flessibili sono date da dit 2 dove K i 1 2 3 sono le rigidezze dei giunti tuttora incognite Y1 03 V39 V2 V20 Wo Vo V20 V3 V3 V30 V2 e Vs sono le posizioni angolari di manovella e biella misurate rispetto alla direzione del moto dell attuatore J V3 V2 e V20 V30 Vio Vio V30 V20 sono le posizioni indeflesse dei giunti flessibili Con riferimento alla Fig 7 ra e r3 indicano le lunghezze di biella e manovella rispettivamente r4 indica la distanza dello spingitore dall asse di simmetria dell attuatore ed e indica l eccentricit del manovellismo di spinta Si ricordi che 1 P O la lunghezza attuale dell attuatore e la lunghezza iniziale dell attuatore raggiunta quando le manovelle delle gambe della SDS sono perpendicolari alla direzione del moto dello spingitore attuatore sottoposto a carico esterno nullo e a voltaggio nullo Dall analisi di posizione del meccanismo si ricavano le seguenti relazioni 318 Figure 7 Modello di corpo pseudo rigido di una gamba della SDS r3 1 12 e r2 3 03 T asin 2E e 4 3 l racos V2
63. bearings have clarified that a moderately hollowed pin inner to outer radius lower than say 0 5 behaves in terms of overall compliance reasonably similar to a solid pin e g 10 Similar conclusions have been drawn in the realm of piston pin assemblies e g 6 It may be concluded that the present solution is applicable to a vast repertoire of geometries encountered in polygonal couplings A perfect fit i e null initial clearance is assumed between male and female profiles In real situations the presence of an initial clearance is unavoidable The assumption of Figure 2 Three models for the definition of the green In the Hertzian contact an approximation is made in the adoption of the Green function 158 null initial clearance considerably simplifies the mechanical analysis of the title problem In fact this polygonal contact becomes receding since for null transmitted torque the male female contact embraces the whole polygonal contour whereas the transmission of a small torque produces a drastic reduction of the contacting zones that are expected to remain unvaried upon further increase of the transmitted torque e g 11 In conclusion the assumption of perfect fit allows this problem to be classified as receding and therefore linear since for receding contacts in linear elasticity the extent of the contacting zones is independent of the intensity of the applied loading Conversely in the presence of an i
64. cerniere in R e in S distanti f All interno del quadrilatero I collegata alle cerniere T e U inserita una molla tradizionale denominata A avente rigidezza k4 e lunghezza libera Lo A Il quadrilatero denominato II formato da 4 bielle di lunghezza n Le due bielle superiori sono collegate a telaio rispettivamente in F e in G e la distanze tra le due cerniere pari a g 278 Le due bielle inferiori del quadrilatero s1 impegnano invece su un elemento rigido PQ tramite due cerniere distanti anche esse g Il quadrilatero II contiene due molle tradizionali La prima denominata B avente rigidezza kp e lunghezza libera Lop collegata alle cerniere V e Z La seconda denominata C avente rigidezza kc e lunghezza libera Loc collegata ad un estremo a telaio in GF e all altro estremo al membro PQ I due membri rigidi PQ e RS sono a loro volta collegati insieme rigidamente in modo da formare un unico membro mobile Il moto di questo elemento guidato da un sistema di guide che consente al sistema il solo movimento verticale Oltre alle molle tradizionali all interno dei due quadrilateri sono presenti anche gli ele menti attivi SMA In particolare nel caso di attuatori a singolo elemento attivo l elemento a memoria di forma sar ospitato dal quadrilatero I e sar collegato fra telaio DE e l elemento mobile PQ Nel caso di attuatore a SMA contrapposti anche nel quadrilatero II verr inse rito un elemento attivo collegato
65. dal vettore OP dovuta al campo tensionale nell ED Questo campo dipende dal pretensionamento dato dal voltaggio applicato e dalla configurazione dell attuatore Se vengono trascurate la viscoelasicit e l isteresi del materiale il film si comporta in generale come una molla di tensione non lineare La spinta utile F quindi data dalla differenza tra la forza del film e la forza della SDS Fa Ff Fs Convenzionalmente Fa la forza che un utilizzatore esterno fornisce all attuatore al fine di equilibrare le forze interne generate dall attuatore stesso Definiamo I l x come la lunghezza attuale dell attuatore ove x la corsa e la lunghezza in iziale dell attuatore qualora sottoposto a carico esterno nullo ed a voltaggio nullo La Fig 2 mostra alcuni diagrammi qualitativi di possibili curve Forza vs Lunghezza FL dell attuatore riguardanti le forze interne Ff e Fs adottando una metodologia di rappresentazione ampia mente utilizzata nello studio di strutture elastiche in interazione mutua ove si mostrano 1 moduli delle forze Per semplicit Fig 2 assume che la curva indicante la forza Fy dell ED attivato sia parallela alla curva indicante la forza dell ED disattivato anche se questo non sempre il caso 9 Si pu vedere che l applicazione di un voltaggio provoca una diminuzione della forza Ff Un ciclo di lavoro dell attuatore 6 rappresentato dal percorso ABB A Per curve F date le curve F della SDS pos
66. degraded adhesion conditions will be simulated by properly controlling the motor torques The feasi bility analysis of degraded adhesion tests and the stability and control problems are detailed in 3 In this section the considerations described in 3 will be extended to a scaled roller rig Simulated dynamics In order to simplify the notation only one axle is considered in this paper The longitudinal dynamics of the simulated fullscale vehicle is described by the following differential equa tion the external resistance has been neglected for simplicity 177 Figure 6 The designed roller rig M Laim Lam 1 where e M mass of the fullscale simulated vehicle Tim acceleration of the fullscale simulated vehicle e Tim simulated tangential force Figure 7 Base of the scaled bogies 178 Figure 8 The scaled bogie with the bogie motors The rotational dynamics of the simulated fullscale axle is described by the following differ ential equation JWsim C dom 2 where e J is the axle moment of inertia evaluated with respect to its rotation axis Weim 1S the fullscale axle angular acceleration e C is the torque applied by the locomotive to the axle estimated on the rig it can be a traction torque it Ce 0 or a braking torque if ca 0 r is the wheel radius is the estimation of the torque exerted by the simulated fullscale vehicle motor e ris the fullscale wheel radius When pure ro
67. del metodo basato sull interazione tra un programma generico attuato dal controllo del robot e l applicazione software sviluppata eseguita su PC l operatore lancia il programma di generazione del codice e al tempo stesso sceglie la modalit di connessione seriale o ethernet con il robot Il software di visione strutturato in modo da operare in modalit slave attendendo dal robot l elemento master il comando di avvio della scansione Quando la strategia applicata interamente ovvero quando si esegue la lavorazione di un nuovo codice prodotto l operatore imposta il numero di immagini da acquisire su un prodotto pilota opportunamente disposto e bloccato all interno dell area di lavoro del 74 robot e specifica il numero di righe e di colonne della matrice di vista definendo infine la distanza di base Il robot esegue quindi il ciclo di apprendimento che generalmente inizia con la presa della telecamera da magazzino utensile e la scansione del componente Durante tale fase il robot si arresta in corrispondenza delle coordinate spaziali riportate all interno di ogni cella della matrice di vista e dopo un certo tempo di assestamento acquisisce l immagine e la alloca all interno di uno spazio di memoria dedicato per poi trasferirlo al PC Al termine di tale fase il robot deposita la telecamera nel magazzino utensili e resta in attesa di un nuovo comando Il sistema procede all elaborazion
68. della nuova billetta comunque presente una porzione di materiale con disomogeneit metallurgiche che verr estruso con la conseguenza di peggiorare ulteriormente il difetto 255 Figura 8 Ubicazione delle razze 2 SPERIMENTAZIONE In Fig 8 riportata la geometria del profilo in studio per la realizzazione del quale necessaria una matrice con sei razze quattro localizzate negli angoli e due sulla mezzeria delle superfici maggiori Il caso in esame di particolare interesse poich la striatura appare solo sulla superficie superiore nonostante la simmetria del profilo e della matrice permettendo cos un raffronto microstrutturale delle due sezioni simmetriche Tre zone del profilo sono state analizzate le due sezioni superiore e inferiore 1 e 3 in Fig 9 e la superficie superiore incriminata 2 in Fig 9 L analisi stata effettuata con microscopio ottico in campo chiaro microscopio ottico in luce polarizzata microscopio elettronico a scansione SEM e SEM con sonda EDS Per l analisi al microscopio ottico in campo chiaro il materiale stato inglobato lucidato e attaccato con soluzione Keller Questa analisi permette di evidenziare la presenza di intermetallici e precipitati come AlFeMnSi e MgSi e la loro distribuzione Questi appaiono in colore diverso pi scuro rispetto alla matrice base di alluminio Nelle figure da Fig 10 a Fig 13 appaiono pi scuri e distribuiti in una striscia che taglia
69. delle relative feature Le immagini devono poi essere montate per generare una vista unica di ciascuna delle feature d interesse La distanza lineare tra il centro di un immagine ed il centro di quella successiva distanza di base anch essa dipendente da un parametro definibile dall operatore limita l entit della sovrapposizione tra le immagini valendo la generica relazione per cui maggiore il numero d immagini acquisite maggiore pu essere la risoluzione dell immagine finale a parit di altri parametri Le singole immagini e le informazioni che si riferiscono alla matrice di scansione opportunamente sincronizzate sono temporaneamente allocate in uno spazio di memoria temporaneo e trasmesse al calcolatore per il lancio delle successive operazioni di elaborazione d immagine Ricostruzione dell immagine ad alta definizione Si ottiene un immagine ad alta risoluzione delle feature d interesse la cui ricostruzione come anticipato dipende dalle dimensioni della matrice e dalla distanza di base Il sistema identifica il centro di ciascuna vista e sfrutta la parte sovrapposta delle immagini per allinearle eliminando le informazioni ridondanti Tale strategia comporta l uso della sola regione centrale di ogni vista della matrice cio dell area dell immagine meno distorta dall ottica dell obiettivo Infatti per garantire un elevata precisione nelle successive fasi di generazione dei profili e dei percorsi ute
70. determinarne propriet meccaniche strutturali morfologiche microtopografiche tridimensionali e chimiche e l ottimizzazione della acquisizione trattamento e gestione di immagini Tali obiettivi saranno perseguiti operando nella realizzazione di rivestimenti sottili compositi multistrato o multifase e auto lubrificanti principalmente a base carbonio grazie anche all implementazione di sistemi misti PVD PECVD di deposizione in vuoto grazie allo studio delle propriet tribologiche chimiche e strutturali dei rivestimenti ottenuti e la loro applicazione a substrati campione e di materiale di interesse meccanico come acciai o leghe leggere Si proceder inoltre alla produzione di micro e nano filler sotto forma di polveri nanostrutturate o fili per applicazioni tribologiche in rivestimenti o materiali compositi a base polimerica o metallica ed alla caratterizzazione di tali materiali ottenuti dal punto di vista meccanico per verificarne le prestazioni superficiali e strutturali Infine si realizzer l implementazione di strumentazioni e di procedure per la caratterizzazione microtopografica tridimensionale meccanica e fisico chimica di rivestimenti alla micro e nano scala FIB spettroscopie superficiali tribometri nanoindentazione con AFM e imaging con sistemi di rilievo laser a contatto e SEM e la personalizzazione di strumenti preesistenti per effettuare indagini in ambito tribologico pi performanti anche in situazioni
71. dimensione della mesh sull aderendo e sugli strati di adesivo pari alla distanza dei piani medi degli aderendi Questa scelta derivata da una procedura di convergenza effettuata su una delle configurazioni in esame ed ha permesso di ottenere un buon compromesso tra precisione dei risultati e tempi di calcolo ragionevoli Gli aderendi sono stati modellati con un semplice legame elasto plastico incrudente bilineare Fig 2a mentre l adesivo stato descritto mediante il modello di zona coesiva di Fig 2b La tensione di snervamento degli aderendi stata individuata sulla base dei dati forniti dal produttore dei tubi I parametri che governano l andamento della zona coesiva tensione massima 60 MPa energia di frattura 0 69 N m sono stati ricavati invece da lavori di letteratura 21 riguardanti il medesimo adesivo Il criterio scelto prevede che al raggiungimento del limite elastico in modo I II III l adesivo perda progressivamente le sue propriet meccaniche con legge esponenziale Fig 2b Al fine di eliminare 1 moti rigidi del sistema il modello computazionale stato vincolato applicando delle cerniere in corrispondenza dell appoggio di sinistra e dei carrelli in corrispondenza dell appoggio di destra 197 Il carico stato invece assegnato nella forma di una velocit costante verso il basso applicata sulla sezione di mezzeria del giunto Il valore di velocit applicata stato pari a 150 mm s superiore a qu
72. distribution in normal and dysplastic human hips Journal of Orthopaedic Research 20 pp 1025 1030 The B Hosman A Kootstra J Kralj Iglic V Flivik G Verdonschot N and Diercks R 2008 Association between contact hip stress and rsa measured wear rates in total hip arthroplas ties of 31 patients Journal of Biomechanics 41 pp 100 105 Anderson A E Ellis B J Maas S A Peters C L and Weiss J A 2008 Validation of finite element predictions of cartilage contact pressure in the human hip joint Journal of Biomechanical Engineering 130 Derler S Spierings A and Schmitt K U 2005 Anatomical hip model for the mechanical testing of hip protectors Medical Engineering and Physics 27 pp 475 485 Bei Y and Fregly B J 2004 Multibody dynamic simulation of knee contact mechanics Medical Engineering and Physics 26 pp 777 789 Tumer S and Engin A 1993 Three body segment dynamic model of the human knee Journal of Biomechanical Engineering 115 pp 350 356 Abdel Rahman E and Hefzy M 1993 A two dimensional dynamic anatomical model of the human knee joint Journal of Biomechanical Engineering 115 pp 357 365 Blankevoort L and Huiskes R 1996 Validation of a three dimensional model of the knee Journal of Biomechanics 29 pp 955 961 Wilson D R and O Connor J J 1997 A three dimensional geometric model of the
73. e g 6 In the second approach the contact pressure is interpreted as a sequence of infinite infinitesimal 156 contiguous point forces where the Green influence function concept is used to describe the deformability of the two mating profiles The problem is thus cast in terms of an integral equation e g 7 whose solution is the contact pressure profile In the title problem the corners of the polygonal male indent the sides of the female counterpart thus promoting concentrated pressure peaks well evidenced in the above technical literature The Fourier type approach is not suitable for describing such spikes and therefore it was decided to employ the integral equation method The various simplifications adopted to make this problem mathematically more tractable are critically examined in the following The paper is organised as follows The modelling of the contact problem expressed in the title is developed in section 4 and it comprises a discussion on the Green function a mathematical description of the combined deformations of the mating surfaces the formulation in terms of integral equation and the series solution Section 5 presents the FE study Section 6 displays the forecasts in terms of both definition of the zones where separation occurs between the mating surfaces and contact pressure distribution for the analytical model and the FE study The comparison between analytical and FE predictions aims at assessing the va
74. essere efficace la definizione di una sequenza di operazioni ben formalizzata composta di stadi definiti logicamente separati e facilmente controllabili dall operatore attraverso pochi parametri chiave di configurazione La scelta di tali criteri porta alla costruzione di un architettura facilmente traducibile in un applicativo software da integrare all interno del sistema di controllo dei sistemi robotizzati attraverso l interfacciamento con PC commerciali Il metodo principalmente orientato al miglioramento della precisione e della qualit finale della produzione alla riduzione della complessit operativa e del tempo necessario alla definizione dei percorsi robot minimizzando conseguentemente i tempi di fermo macchina al cambio lotto Architettura metodologica La sequenza delle fasi che compongono il metodo proposto riportata in Fig 1 La struttura parametrica data al metodo comporta che l intervento dell operatore sia necessario solo durante il primo ciclo di lavoro Infatti determinati 1 valori dei parametri il sistema in grado di adattare autonomamente il percorso utensile al profilo di ogni singolo elemento Acquisizione immagine La fase di acquisizione delle immagini strutturata in modo che calcolati un campo di vista FOV Field of View e una profondit di vista DOV Deep of View ottimali attraverso la scelta opportuna dell hardware fotocamera e obiettivo si possano ottenere immagini ad alta d
75. express the geometry of plates of arbitrary shape in a simple form Flexural free vibration analysis of different shaped plates was performed showing the effectiveness of the method The flexural frequencies obtained were compared with those found in the literature and with those of standard finite element analysis and the results were in very good agreement Future studies will be devoted to analyze the effectiveness of varying the composition of a given set of such functions Acknowledgements The present study was developed within the LAV INTERMECH with the contribution of the Regione Emilia Romagna PRRIITT misura 3 4 azione A obiettivo 2 REFERENCES 1 Leissa A W 1977 Recent research in plate vibrations classical theory The Shock and Vibration Digest 9 10 pp 13 24 2 Durvasula S 1969 Natural frequencies and modes of clamped skew plates American Institute of Aeronautics and Astronautics Journal 7 pp 1164 1167 3 Babu P V T Reddy D V 1971 Frequency analysis of skew orthotropic plates by the finite strip method Journal of Sound and Vibration 18 4 5 pp 465 474 4 Ramakrishnan R Kunukkasseril V 1973 Free vibration of annular sector plates Journal of Sound and Vibration 30 pp 127 129 5 Li W Y Cheung Y K Tham L G 1986 Spline finite strip analysis of general plates Journal of Engineering Mechanics 112 pp 43 54 6 Mizusawa T Kajita T Na
76. forces is able to calculate a virtual sliding on each wheel 3 The speed of each roller is controlled in order to accelerate and decelerate wheels according the results of the adhesion model negligible sliding occurs between rollers and wheels since the adhesion available between the rolling surfaces is much higher than the simulated one as will be detailed in the section dealing with the scaling factors In the design phase of the test rig an analysis of the roller rig dynamics is fundamental to verify the feasibility of degraded adhesion tests to investigate the behavior of the scaled bogie on the rig to test and validate different control strategies For these reasons in the design phase of the scaled roller rig a multibody model of the system has been realized The key points of this model are the interaction with the control system and the wheel roller contact model The paper presents the numerical model of the system dynamics including the multibody system dynamics control system and electromechanical component dynamics The model has been developed in the Matlab Simulink environment some numerical simu lations will be presented in order to show the behavior of the scaled bogie on the rig when low adhesion conditions are simulated 2 SCALING FACTORS The definition of the similitude laws between the scaled model and the real fullscale system is necessary for the design of the roller rig elements and for the interpretation of experimenta
77. fra l Eqn 2 e 4 calcolate per x min Si ottiene kia Fon forr Win ha knw Pom 1 5m 1 Y Sg 1 sm 14 L Eqn 14 pu essere risolta rispetto alla rigidezza a freddo kma ricavando 7 7 Fon ForrF CIT gag a 270 Armin x Figura 5 Diagramma forza corsa di due elementi SMA contrapposti Il legame martensitico stato modellato come lineare con offset Tabella 1 Rigidezza sistema compensazione per attuatori ad un elemento SMA Caratteristica di funzionamento desiderata Keon Minimizzazione variazione forza Bat Emb kme Forza costante in ON ka Forza costante in ON Kmp Da questa tramite le Eqn 5 e 6 si ricavano le rigidezze dell elemento SMA nello stato attivato ka e nel secondo tratto martensitico kmb Il passo successivo quello di definire le caratteristiche desiderate per l elemento di com pensazione in termini di rigidezza e di forza erogata nella posizione min In particolare al variare della rigidezza del sistema di compensazione possibile ottenere attuatori con diffe renti caratteristiche di funzionamento in Tabella 1 sono riassunte le principali possibilit Per quel che concerne invece l individuazione della forza che il sistema di compen sazione dovr erogare affinch siano realizzati 1 valori di forza obiettivo Fon Forr necessario imporre che la differenza fra la retta ON e la retta del compensatore a x min Fig 4 sia pari all
78. fra telaio FG e il membro mobile PQ Le natura delle molle tradizionali presenti nel meccanismo dipende dalla natura delle molle attive a memoria di forma In particolare se quest ultime sono molle di trazione anche le molle tradizionali saranno di trazione e viceversa Rispetto al sistema a bilanciere con corsoio questo meccanismo ha in vantaggio che tutte le articolazioni sono delle cerniere Studiando l equilibrio della serie dei due meccanismi senza la presenza degli elementi a memoria di forma si perviene alla seguente espressione della forza fornita in funzione della posizione dell elemento mobile Fe ka lota f loa 2 m lo 2 n comp T E 9 m2 1 l0 x kp lo S z2 9 lon 2 n 4 Io S 2 theta 5 2 9 Analizzando Egn 49 si determina che per ottenere un sistema compensatore a rigidezza costante necessario imporre le seguenti relazioni fra le lunghezze libere e le rigidezze delle molle loa f loB 9 kg kc 50 Inserendo le relazioni 50 nell Eqn 49 si ottiene la nuova espressione della forza erogata del sistema di compensazione a doppio quadrilatero articolato in funzione della po sizione x dello stesso Eu ka lo x kcloc 51 Derivando l Egn 51 rispetto alla posizione x del meccanismo otteniamo la rigidezza del sistema OF cam Karan a ka 52 219 Nella posizione x min la forza erogata dal sistema di compensazione a doppio quadri latero artico
79. gait analysis impractical particularly in children with poor walking ability such as cerebral palsied children Cerebral Palsy CP is a group of developmental disorders of movement and posture causing activity restriction or disability which are attributed to disturbances occurring in the fetal or infant brain 10 and affects between 2 and 3 per 1000 live births Surveillance of Cerebral Palsy in Europe 11 Because of its frequency and severity CP is considered as the core problem for the whole field of the pediatric rehabilitation 12 The reliability validity and the clinical utility of gait analysis on CP children has been well established 1 and nowadays children affected by CP are by far the prevalent target of gait analysis in clinics 13 In the care of children with CP gait analysis is useful in the recognition of specific walking patterns allowing gait pathol ogy to be classified assisting in diagnosis communication and clinical decision making and documenting gait related changes that occur following treatments 14 In the field of CP gait analysis is also commonly use to establish the effectiveness of orthotic devices such as orthosis or orthopedic shoes 15 If it is stated the relevance of gait analysis in clinics es pecially for CP 1 there is still room to improve the techniques to easy the instrumentation for the operators and finally to make this exam more comfortable for the patients With this regard one of
80. ha l obiettivo di ampliare ulteriormente la propria dotazione di attrezzature sperimentali e di calcolo e di mettere a punto un piano di sviluppo delle risorse umane da impegnare in modo stabile in tali attivit Quest ultimo aspetto un punto cruciale del progetto infatti la complessit delle competenze richieste per affrontare ricerche nell ambito delle trasmissioni meccaniche richiede un lungo e costoso periodo di formazione al termine del quale tutti gli sforzi possibili devono essere fatti per mantenere in loco le competenze sviluppate ed evitare una fuga di cervelli che avvantaggerebbe 1 competitors stranieri Il laboratorio nel pieno del proprio sviluppo si pone come obiettivo quello di fornire alle aziende del territorio e in generale all industria italiana una serie di servizi che spazieranno dal testing meccanico alla simulazione meccanica fino all integrazione tra simulazione numerica ed evidenze sperimentali Nel campo della simulazione si potranno offrire soluzioni basate sull utilizzo sia di software commerciali sia di software sviluppati nel laboratorio che saranno in grado di simulare ed ottimizzare trasmissioni meccaniche per ci che concerne la generazione automatica di geometrie complesse e multimesh l analisi di deformazioni e stress l analisi si vibrazioni lo studio di sistemi di smorzamento e lubrificazione elastoidrodinamica Nel campo della sperimentazione si potranno offrire servizi di consulenza nella
81. has been previously defined and the total axial decoupling force F 18 provided by the load cell of the standing press Fad F tot En Fra Hi Pr A Fo 16 Tad 4 T Hy PF The adhesive used is the Loctite 648 type whereas the surface cleaner is the Loctite 7061 type 22 An example of the force trends plotted in function of the run during the coupling and decoupling tests are reported in Fig 8 comparison between dry and bonded surfaces During the coupling phase coupling speed always set at 16mm s the adhesive does not act as a lubricant because the total axial coupling forces in the hybrid joints interference amp adhesive are always greater than those given by the dry interference ones Conversely during the decoupling phase the adhesive contribution is well highlighted by the different maximum force of the curves A strong correlation between the coupling pressure pr and the adhesive shear stress 7 4 Eq 16 has been observed by increasing the coupling pressure the adhesive shear stress decreases with a power law Eq 17 in the pressure range considered as reported in Fig 9 Tod 2680 pp pp 25 60 MPa 17 Once the static strength has been defined some fatigue tests have been carried out with the purpose of evaluating the residual strength of the joint at 10 tension tension fatigue cycle 220 Coupling Only Interference Interference amp Adhesive Interference amp Adhesive
82. il vantaggio in termini di emissioni inquinanti nonch riguardo l impatto sull affidabilit e durata del propulsore La soluzione di tali incognite richiede lunghi e complessi test da condursi principalmente in una sala prova motori appositamente attrezzata Una seconda possibile soluzione prevede l utilizzo di combustibili a basso contenuto di carbonio quali metano e GPL L utilizzo di questi combustibili consente una significativa riduzione delle emissioni di monossido di carbonio ed anidride carbonica oltre che di ossidi di zolfo Il loro impiego nel settore dei motori a combustione interna risulta comunque ad oggi ancora in fase di sviluppo e diverse nuove tecnologie non hanno ancora trovato ampia applicazione Per questi motivi si prevede di approfondire la loro applicabilit con prove sperimentali Nell ambito di queste attivit ci si occuper anche di veicoli a propulsione ibrida mediante un attenta analisi delle principali strutture propulsive delle auto ibride attualmente in produzione o in sviluppo In particolare si potr studiare 11 modello dinamico e l efficienza energetica degli schemi propulsivi basati sui dispositivi meccanici CVT Continuous Variable Transmission che le auto ibride utilizzano per trasmettere alle ruote in modo bidirezionale la potenza erogata dal motore endotermico dai motori elettrici e dalle batterie UOR 1 1 3 Analisi termo meccanica per l ottimizzazione strutturale dei motori prof
83. in 6 A titolo di esempio la Fig 12 ribadisce il buon accordo tra valori esatti codice BEASY e la nuova interpolazione Eq 10 nel caso di barra circolare con intaglio ad U profondo t d 0 5 La Fig 13 frutto di una recente elaborazione applica la nuova forma 10 del coefficiente y al caso del piano elastico con una serie infinita di fori uguali ed equidistanti soggetto a trazione longitudinale L ascissa del diagramma r P varia da 0 foro singolo a 0 5 fori a contatto coprendo l intero campo di configurazioni possibili Il diagramma confronta tre curve la curva a rappresenta la soluzione esatta desunta da 11 la curva b riporta la previsione secondo il metodo originale di Neuber y da Eq 1 la curva c corrisponde alla previsione basata sulla nuova funzione 10 per y Mentre l errore commesso dalla previsione di Neuber molto elevato fino al 50 il comportamento della nuova interpolazione soddisfacente con un errori in eccesso che raggiungono il 15 solo per configurazioni in cui i fori si sfiorano 0 4 lt r P lt 0 5 Il buon accordo mostrato dalle Fig 11b 12 e 13 anche per configurazioni molto diverse da quelle usate per ottimizzare il coefficiente y Fig 13 conferma la validit del concetto di Neuber anche nel caso di intagli reali soggetti a tensioni normali Similmente a quanto visto per le tensioni tangenziali la condizione perch le previsioni siano attendibili che il coeff
84. in Fig 4b 147 a b Figure 4 a assumed surface crack at weld toe b equivalent fracture mechanics scheme P Dong 10 11 has proved that the master S N curve of Eqn 2 consolidates many weld geometries and loading modes in a narrow scatter band Contrary to most standards neither a cut off limit fatigue strength for infinite life nor any knees in the curve are prescribed 5 VALIDATION OF METHOD AND SOFTWARE The methodology described so far has been originally implemented in a post processor of the finite element code ABAQUS using the Matlab programming environment 14 15 Code validation was carried out initially by correlation with published data as reported elsewhere To further validate the structural stress approach and ASME master S N curve an experimental program was planned performed and is reported here Different welded configurations were defined and modeled with the finite element method In parallel welded specimens were fabricated and subjected to pulsating tensile constant amplitude loading stress ratio R 0 using a servo hydraulic fatigue testing machine MTS The maximum load was set to values corresponding to a given number of cycles For test time optimization the target life of the experiments ranged from N 1 0E 5 to N 5 0E 5 From the target life the structural stress was deduced using Equations 3 5 and compared to the maximum structural stress found in a finite element simulation of the specimen
85. is described by the following differential equation Jrwr TshR u 7 e Jp is the roller moment of inertia e wp is the roller angular acceleration e vis the braking torque generated by the roller motor e Ris the roller radius In the hypothesis that no sliding is present between the roller and the wheel the following kinematic constraint holds r wr wr URSU 8 that can be substituted in 7 giving PE i Jrws T R u 9 R from which T can be calculated 181 ai E i LAPT MALME PI mT Ie e eni a he EE Lit aes n n ne alati a O i TLT T i i TE I ee a aan 21 PrE mam lenti Figure 11 Internal Permanent Motor T 5 Jair u 10 T can then be substituted into 6 e Jr s z u 11 this expression can be rewritten as Lidi 3 Leda A 12 8 RWs R Ws Us pi By defining the total moment of inertia of the roller and the scaled vehicle expressed with respect to the wheel rotation axis as 0 i I bal 13 then e the dynamics of the fullscale simulated vehicle is described by the equation JWsim Tsim 14 182 Figure 12 Comparison between a conventional asynchronous motor and a IPM motor Figure 13 Simulated vehicle e the dynamics of the vehicle on the roller is described by the equatio o EE a us 15 4 1 Control torque The objective is the reproduction on the roller rig of the angular accelerati
86. is to identify common order contents verifying the reliability of the results at the same operational condition Figure 8 presents the order content of different wheels with the same defect in the same plot defect Al shows common peaks at the 8th 13th and 18th order circled in Fig 8 43 acceleration amplitude m s 20 120 150 180 210 240 angle deg Figure 6 TSA of the acceleration signal for defects A1 and A2 at the same test condition of high speed and high load in the angle range 120 240 Figure 7 Wavelet Transform of TSA acceleration for defects Al A2 A3 and A4 at the best condition low speed and high load 44 Acceleration amplitude m s Acceleration amplitude m s 0 5 10 15 20 25 30 Wheel orders Wheel orders wheel 1 wheel 2 wheel 3 eee fre IO Crier tre See Serre e A SA Terre r B l df rb 4 7 7 Acceleration amplitude m s Acceleration amplitude m s2 10 15 Wheel orders Figure 8 Order spectra of TSA acceleration for all the faulty wheels at the best condition low speed and high load For this defect only two wheels were available due to the damage of the third wheel during measurement Defect A2 shows common peaks at the 7th and 13th order and A3 at the 4th 7th and 14th order Defect A4 presents common peaks at the 8th and 15th order So such a comparison underlines that all the defects are characteriz
87. known theoretical formulas have been corrected by introducing some ad hoc coefficients defined by performing a lot of numerical investigations via Finite Elements Method Furthermore shaft hub couplings are strongly influenced by friction wear and lubrication conditions Therefore experimental tests based on the Design of Experiment approach have been carried out in order to calculate accurately the friction coefficients as a function of the type of coupling interference fit or bolted joints of the materials in contact aluminium alloy or steel alloy and of the typical or conventional production and assembly parameters as an instance lubricating oil resting time number of assembly on the same component 2 THE JOINT DESIGN ENGINEERING FORMULAE The design of front motorbike suspensions is mainly related to the design of two different types of shaft hub couplings the first one is an interference fit coupling between the steering shaft and the lower fork and the second one is a bolted joint both between the forks and the outer tube and between the wheel clamp and the wheel pin 210 Table 1 Materials mechanical properties l Ultimate stress Yielding point Elongation at break Material Su MPa Sy MPa A G Alsi5 T6 304 343 196 235 The components under investigation are typically made of steel S355 J2 G3 and of aluminium G AISi15 or AlS17 alloys whose mechanical properties are reported in Tab 1 Interference
88. l Fy Ca TT 5 N 1 T2 _N T T2 a b Figura 6 Schema della configurazione di giunzione con lamierini sulle basi globalmente caricati a sforzo normale e taglio a e con lamierini sui fianchi globalmente caricati a momento torcente e taglio b Si ha quindi che la componente t inversamente proporzionale al quadrato del lato del tubo Nel caso della componente 7 invece possibile l ipotizzare come consueto che la parte legata al taglio oc1 L sia trascurabile La tensione tangenziale t perci proporzionale a 1 L Nel complesso si ha infine che la tensione tangenziale globale Tax trascurando gli infinitesimi di ordine superiore proporzionale ad 1 L Di conseguenza la forza massima Fmax sopportata dalla giunzione con lamierini laterali caricata a flessione su tre punti essendo inversamente proporzionale alla tensione tangenziale massima Tmax risulta direttamente proporzionale al quadrato della dimensione del lato del tubo L BIBLIOGRAFIA 1 2 3 Castagnetti D Dragoni E 2009 Standard finite element techniques for the efficient stress analysis of adhesive joints Int J Adhes Adhes 29 pp 125 135 Castagnetti D Spaggiari A Dragoni E 2007 Metodi efficienti agli elementi finiti per l analisi a collasso di strutture incollate Proceedings of the 36th AIAS Ischia NA Castagnetti D Dragoni E Spaggiari A 2008 Failure analysis of b
89. limite come presenza di lubrificante alta velocit di rotazione alti carichi alta temperatura etc UOR 2 3 Ingegnerizzazione di rivestimenti alla macro micro scala Gli obiettivi relativi al tema indicato riguardano la definizione delle variabili di realizzazione di processi di ricoprimento e trattamento delle superfici per l ottenimento di funzionalit superficiali innovative la modifica delle propriet tribologiche attraverso l impiego di metodologie di texturing superficiale combinazione di texturing e ricoprimenti superficiali e l ottimizzazione dei parametri di deposizione di rivestimenti decorativo funzionali Dal punto di vista operativo si proceder innanzitutto alla realizzazione e progettazione di ricoprimenti mediante tecniche elettrochimiche definizione dei parametri elettrici corrente di picco corrente media potenziale tempo di ON tempo di OFF e chimici Successivamente si proporr la progettazione di ricoprimenti tramite processi di deposizione ad alta temperatura e attraverso la previsione del comportamento di materiali e substrati in processi di rivestimento spessi utilizzo della tecnologia HVOF la definizione delle variabili operative ed il confronto con 1 processi convenzionali per poi passare all applicazione del laser alloying superficiale per il rinforzo della superficie di leghe di alluminio Inoltre si proporr la funzionalizzazione ibrida organica inorganica di superfici da reali
90. mainly the execution of the first randomized controlled trial of a rehabilitation robot in Italy that is being followed by a second ongoing trial of the NeReBot and the development of several robotic devices in tight collaboration with the rehabilitative medical staff This experience has been recently enriched by starting a new research on patient multisensory stimulation in collaboration with the Biomechatronics Lab of the University of California at Irvine leaded by Prof David J Reinkensmeyer 20 The study of patient robot interaction during the execution of a robot assisted motor exercise is one of the major challenges of the rehabilitation robotics research field in the near future 21 22 with the aim of providing the engineers with certain guidelines for the development of a new generation of more effective robotic devices for rehabilitation The encouraging results obtained so far give us a great motivation to improving our research in this field enlarging our international perspective and creating at the same time a permanent structure in Padua to develop and test robotic devices for rehabilitation Our hope is that our effort will contribute to give a better chance to post stroke patients whose motor and functional recovery is fundamental to improve the quality of daily life REFERENCES 1 Harwin W S Patton J L and Edgerton V R 2006 Challenges and opportunities for robot mediated neurorehabilitation Proceedi
91. mentre la velocit di raffreddamento influenza il tipo e la forma di precipitati ed intermetallici 5 La pratica industriale non permette tuttavia di evitare una seppur minima precipitazione di precipitati e intermetallici che per risultano perlomeno piccoli o di forma globulare Preriscaldo ed estrusione Il riscaldamento e la deformazione dovrebbero essere effettuati velocemente al fine di evitare cambiamenti rilevanti nelle dimensioni dei precipitati tuttavia nella pratica industriale ci risulta difficilmente perseguibile per leghe particolarmente critiche da questo punto di vista possibile eseguire un ulteriore trattamento di solubilizzazione sui profili estrusi Raffreddamento Se la lega fosse raffreddata lentamente la fase B principalmente Meg Si nell AA6060 nucleerebbe e crescerebbe localmente per formare una fase equilibrata o f Raffreddando molto rapidamente possibile ridurre il tempo di diffusione ed effettivamente congelare la struttura non equilibrata in fase a Poich questa contiene pi soluto che 1l livello di equilibrio questa soluzione solida definita supersaturated Solubilizzazione La solubilizzazione implica il riscaldamento del materiale al di sopra della temperatura di so vus per un tempo sufficiente a dissolvere ogni fase secondaria che pu essere fuoriuscita dalla solid solution durante il processo Per ottenere una supersaturated solid solution anche a basse temperature il materiale deve essere poi raf
92. modificata 100 FNR Deel Or Q costante O smooth 50 xpp m s 2 50 100 150 0 0 01 0 02 0 03 0 04 0 05 Tempo t S Figura 22 Vibrazioni del cedente per diversi andamenti della velocit angolare della camma legge cicloidale 63 Il metodo a fronte della necessit di poter variare la velocit angolare ad esempio mediante opportuni azionamenti elettrici presenta il vantaggio di non dover procedere materialmente a modifiche del profilo della camma BIBLIOGRAFIA 1 M P Koster 1974 Vibrations of Cam Mechanisms MacMillan SBN 333 17732 0 2 F Y Chen 1982 Mechanics and Design of Cam Mechanisms Pergamon Press 3 Midha A and Turcic D A 1980 On the periodic response of cam mechanism with flexible follower and camshaft J Dynamic Syst Measmt and Control Trans ASME 102 pp 255 264 4 Hamidzadeh H R and Dehghani M 1999 Dynamic stability of flexible cam follower systems Proc Instn Mech Engnrs 213 Part K pp 45 52 5 Singer N C Seering W P 1990 Preshaping Command Inputs to Reduce System Vibration J of Dynamic Systems Measurement and Control Trans ASME 112 pp 76 82 6 Singhose W Seering W Singer N 1994 Residual Vibration Reduction Using Vector Diagrams to Generate Shaped Inputs J of Mechanical Design Trans ASME 116 pp 654 659 7 Singhose W Singer N 1994 Initi
93. nia hg Ji i ul i mi i gi tf Figure 11 Example of clamps wheel and fork clamp Regarding the maximum stress produced by the spot facings perturbation located near the coupling zone the perturbation effects can be defined by comparing several non linear FEM results Omax rem With the theoretical values o given by Eq 20 in which a Fig 12 is the lever arm of Fy n the number of bolts and W the bending section modulus The first analyses regarded five wheel clamps with two bolts n 2 later three more wheel clamps with only one bolt n 1 have been examined A stress concentration factor K w Eq 21 has been calculated and related to some geometrical parameters which could influence the perturbation Referring to Fig 12 X w is influenced by the spot facings diameter d _ depending on the bolt type by the spot facing height 4 5 by the distance a between the bolt axes and the G G cross section and finally by the bolt axes distance v A parametric analysis has been performed on the five different types five groups of clamped joint with two bolts and with the optimal slot position The two dimensionless parameters j and j Eq 22 have been therefore changed on three levels within their acceptable or conventional ranges dsf LE i A oe Ce hsf ox e YA i G L A JX A i W G G f 4 _ Ti NH G 3 ae NN wea i dee SOR d Figure 12 Geometrical dimensions and parameters of the clamp 224
94. of EIM cumulative sum In this study a threshold of EIM cumulative sum was fixed at 0 9 1 e 90 of dynamic completeness in terms of E corresponding to 18 normal modes see Fig 3 in this particular case the selected normal mode set results independent of the specific modal ordering scheme since the 18 lowest frequency eigenmodes are also those having the highest EIM values see Fig 2 The selection procedure was then easily implemented using Nastran standard functions Nonlinear dynamic simulations At this point the rigid crankshaft within the multibody model was replaced by its corresponding flexible component Dynamic simulations were performed comparing the results obtained by using in one case the discussed CB reduction and mode selection procedure in the other a standard practice consisting in truncating the CB reduced solution at twice the maximum frequency of interest Reaction forces acting on central main bearing journals are shown in Fig 4 some clear differences appear between the two approaches being in this case the EIM one capable of capturing higher frequency dynamic effects 97 Despite comparable simulation times the EIM based reduced solution seems to lead to a more realistic prediction of the loads acting at the crankshaft engine block interface of course interpreting such numerical results constitutes a very difficult task and some validation would be needed however this 1s outside the scope of the present
95. of the lab where the gait measurement is done the intersection of the vision plane of two camera is sufficient to span the three dimensional space and to determine the position of the marker All the cameras system needs a start up setting providing the camera software with a fixed reference system for the subsequent measures The accuracy of the measure depends on the specific device used The laboratory LAMBDA of Reggio Emilia has a Vicon system with 8 MXPlus cameras Oxford Metrics Group UK 3 EVALUATION OF THE CENTRE OF PRESSURE This section describes the centre of pressure its evaluation by the platform sensors and the limits of that application Consider the interaction between the foot and the ground during walking the centre of pressure CoP is defined as the centroid of the pressure applied by each point on the surface of the foot in contact with the ground The CoP lies on the plane of the ground or rather it is defined by two coordinates with respect to a ground base plane reference system In quiet stand the CoP is located under one of the feet or the area between them The position of the CoP determines the arm in relation to the joints centres of rotations of the external force of reaction and the sign of the corresponding reactive couple The reactive couple together with kinematics parameters of the legs are the most important out comes of gait analysis The diagnosis elaborated by clinician or the treatment planning o
96. off line simplified model of the inverter and parallel connected induction motors has been realized using SimPowerSystem library of Matlab Simulink simulation environment In particular a Field Oriented Control Induction Motor Drive is simulated 13 14 15 This simplified model is used to produce a 188 Figure 19 Motor efficiency as a function of electrical frequency and slip black curve represents the steady state response on which the system works when the maximum torque is required look up table function between desired as a function of reference torque and different speed of each connected motors Data concerning motors and few information concerning the real inverter have been taken from technical documentation of E404 locomotive In particular in Fig 3 a b some characteristic curves of the drive motor system obtained from available technical documentation are shown both the curves efficiency and power are calculated when both the parallel connected induction motors are travelling at the same speed and the maximum torque curve is required to the drive The curves represented in Fig 21 are obtained by imposing to the two parallel connected motors different speeds w and w which are different from the mean velocity wm Wm ile 27 the sliding S is defined as W1 W2 S 28 In this way exerted torque can be calculated as a function of a command reference the rotating speed and relative slide S
97. paper and will be the objective of further investigation 5 CONCLUSIONS The development of a flexible multibody model of a motorcycle engine cranktrain has been presented A rigid body model was firstly implemented providing quite similar results as those obtained using some analytical approach by the manufacturer The main limitations x 10 6 T T EIM approach standard approach Force magnitude N wo J l a ab NI N i it N RIA AI yu via iy f l N Il pi af A UYU Vi y Via N i 0 0 100 200 300 400 500 600 700 Crank angle deg x 10 5 I I EIM approach 4 5 standard approach 4 3 3 5 4 2 3 ry E 250 b 5 ir 2 1 50 1L _ 0 5 0 100 200 300 400 500 600 700 Crank angle deg Figure 4 Forces on main bearing journals a clutch side and b flywheel side 98 of such model have been discussed which require the adoption of a refined modelling approach In particular the inclusion of a flexible model of the crankshaft has been reviewed in this paper with an emphasis on the model reduction methodology a procedure based on EIM values has been employed to select the normal mode set used to construct a CB reduced representation of the component leading to an improved load prediction and optimal simulation times Further developments involve the integration of bear
98. paper first presents a geometrical interpretation of the Jacobian of three degree of freedom 3 dof planar fully parallel manipulators that is alternative though equivalent to the one provided in 4 According to the interpretation here presented the Jacobian equals the ratio between the area of a triangle and the radius of the circle circumscribed to the triangle the involved triangle being defined by the axes of the three linear actuators 355 Figure 1 A planar fully parallel manipulator Subsequently the paper proposes a geometrical characterization of the Jacobian of 3 dof spherical fully parallel manipulators Believed to be the first one ever presented this characterization shares some features with the one here suggested for planar fully parallel manipulators because it too is based on the area of a spherical triangle and the angular radius of its circumscribed circle Finally the paper shows that the geometrical interpretation of the Jacobian of a spherical fully parallel manipulator encompasses the one of a planar fully parallel manipulator as should rightly be the case since the latter is a special case of the former The presented results might come in handy while designing a planar or spherical fully parallel manipulator with a limited workspace In this instance being able to predict the magnitude of the Jacobian in terms of the shape and size of a nearly constant triangle greatly simplifies the correct selec
99. passo di 1 KN 128 Afferraggi nuovi Afferraggi esistenti Figura 8 Set up sperimentale delle prove per la valutazione dei disassamenti e complessivo del sistema attuatore afferraggi provino cella di carico Il valore massimo del carico stato limitato a 25 KN per evitare lo snervamento del provino in 11 il limite elastico del 26NiCrMoV14 5 viene indicato in 675 MPa essendo di circa 500 MPa la tensione normale prodotta dal carico di 25 KN il coefficiente di sicurezza risultava di 1 35 Ad ogni step di carico gli squilibri Ae e Ae dei ponti di Wheatstone sono stati registrati con una centralina P3 Strain Indicator Vishay Wendell NC USA Il sistema costituito dal provino completamente bloccato alla sua estremit inferiore e bloccato con la possibilit di aggiustamento offerta dal cuscinetto all estremit superiore si configura come una trave a mensola Questa soggetta oltre che alla forza assiale ad una componente di taglio T ed ad una di momento flettente M per effetto dei disassamenti Con la strumentazione estensimetrica sopra descritta il provino si comporta come una cella di carico a due gradi di libert dal rilievo degli squilibri dei ponti di Wheatstone cio possibile valutare le componenti T ed M Utilizzando le formule classiche poi possibile calcolare agevolmente 1 termini di disassamento sotto forma dello spostamento n e della rotazione all estremit
100. per applicazioni motociclistiche UOR 1 1 5 Valutazione strumentale della concentrazione di massa e della distribuzione dimensionale delle polveri fini e ultrafini sub microniche sull emissione di motori a combustione interna e attivit industriale prof ssa G Ghermandi Nell ambito del progetto verr condotta la valutazione strumentale della concentrazione di massa e della distribuzione dimensionale delle polveri fini e ultrafini sub microniche campionate sull emissione di motori a combustione interna Parallelamente si controller la produzione di polveri da attivit industriali principalmente quelle di trattamento e smaltimento dei rifiuti fra cui impianti di trattamento meccanico dei rifiuti svolte dalle principali multi utility del territorio La ricerca si completer con determinazioni di metalli sulle diverse frazioni dimensionali delle polveri l impatto delle sorgenti esaminate verr valutato con l ausilio di modelli numerici di dispersione delle polveri e tecniche di rilevamento satellitare dello spessore ottico delle polveri atmosferiche UOR 1 1 6 Ricerca su sistemi GNSS GPS in modalit cinematica per sistemi di guida assistita o automatica di veicoli prof A Capra La ricerca nella sua fase iniziale si focalizzer sul settore dell agricoltura di precisione quindi sul posizionamento navigazionale di veicoli in movimento lento Le fasi successive prevedono lo sviluppo software ed hardware di un sistema di gui
101. per la misura della tensione dei tendini sensori di posizione angolare montati sulle falangi Fig 2 11 In riferimento alla prima problematica l impiego di strati in materiale soffice per rive stire organi strutturali di robot come mani braccia o gambe si sta rapidamente diffondendo T acronimo UBH yy significa University of Bologna Hand quarta versione 342 Elettronica dei sensori b Figure 1 Sistema di trasmissione a tendini a e ricoprimento soffice della mano su falangi palmo b e dorso c Sensori di forza ai tendini Sensori di posizione angolare Figure 2 Integrazione di sensori di forza e sensori di posizione angolare 11 principalmente per ragioni di accettazione da parte dell uomo di sicurezza nella interazione col mondo esterno e di funzionalit nello svolgimento dei compiti operativi Dal punto di vista strettamente funzionale la presenza di un adeguata cedevolezza superficiale pu influire grandemente sul risultato di operazioni di manipolazione in cui la MRA realizza contatti multipli con oggetti esterni applicando ad essi forze e spostamenti controllati Come ampia mente dimostrato in letteratura 12 14 la presenza di rivestimenti soffici ottiene effetto globale di un aumento della stabilit e della robustezza della presa a parit di forze applicate dall organo robotico principalmente a causa di un aumento dell area di contatto e di una pi favorevole distribuzione delle
102. poor surface quality of the tooth pinion Concerning Test 3 wheel localized fault the RMS of both pinion and wheel TSA s does not reveal the fault presence in fact the energy conveyed by signal roughly remains the same see Fig 10 b and Fig 10 d for the wheel TSA On the other hand the Kurtosis of the wheel TSA for Test 3 shows a marked increase with respect to Test 1 1 e 17 34 vs 2 52 highlighting the presence of a localized fault on the first stage wheel Concerning this second application we can consider TSA as a pivotal starting point for on line gear quality control However this techniques has to be linked to proper statistical parameters such as RMS value or Kurtosis coefficient in order to detect poor tooth surface quality or localized gear tooth faults In particular because RMS value accounts for the energy conveyed by the signal it is well suited for distributed fault localization while Kurtosis coefficient which is sensitive to local signal alterations is a pivotal tool for the monitoring of localized faults 4 CONCLUDING REMARKS This paper describes some applications of vibration analyses for the quality control of mechanical devices at the end of the production line The following conclusions can be achieved based on the presented results Y Vibration signal is useful for quality control of the above described applications but it should be properly processed in order to obtain reliable information v In
103. pre multiplying by the transpose of the transformation matrix the CB substructure representation is obtained M P ii IK 0 u f ion 7 P I q 0 Q q 0 where the fixed interface modes have been normalized with respect to the o set mass matrix In Eqn 7 the following positions hold M M_ M M M Y 8 K K K 9 P M M 10 being M and K the statically reduced mass and stiffness matrices respectively the matrix P is called the modal participation factor matrix and contains the multiplication factors for the acceleration inputs at the interface DOFs governing the response of the fixed interface modal coordinates Qq P 11 A modal selection problem arises at this point Clearly the two most important aspects of such a problem are model order and model accuracy an optimal reduction would result in the minimal set of component modes which ensures acceptable accuracy in the simula tion results Concerning the CB mode set the definition of the constraint modes directly come from the coordinate partitioning process which in turn is dependent upon the choice of interface DOFs usually these are selected based upon the knowledge of constraint and applied load locations On the other hand the choice of fixed interface normal modes to retain in the reduced representation 1s somewhat arbitrary In this work the normal mode selection is carried out in accordance with a modal ordering scheme
104. presented to overcome the double contact problem by the use of the space trajectory of three markers placed on the heel and the first and fifth metatarsal head The addition of those sensors provide new information which reduce the number of unknowns and make the problem determinate The main advantage of this procedure is that the new sensors introduced are anyhow collected since they are necessary in several clinical tests The procedure is made of three main steps each of them has been described in details 1 Determination of the contact points between the foot and platform 2 Estimation of the CoP for each foot 3 Computation of the contact force between the foot and the platform The algorithm has been successfully tested in different cases REFERENCES 1 Chang F Seidl A Muthusamy K Meininger A and Carollo J 2006 Effectiveness of instrumented gait analysis in children with cerebral palsy comparison of outcomes Journal of Pediatric Orthopedics 26 pp 612 616 2 Leardini A Sawacha Z Paolini G Ingrosso S Nativo R and Benedetti M 2007 A new anatomically based protocol for gait analysis in children Gait amp Posture 26 pp 560 571 3 Cappozzo A Catani F Croce U and Leardini A 1995 Position and orientation in space of bones during movement anatomical frame definition and determination Clinical Biomechanics 10 pp 171 178 308 4 5 6
105. raccordato e profondo soggetto a tensioni normali Si dimostra che 1l metodo di Neuber risulta applicabile integralmente con il coefficiente y fornito dalla 1 solo nel caso 1 Nei casi 2 e 3 il principio di corrispondenza tra intaglio periodico e intaglio singolo pu essere conservato a condizione di modificare l espressione di y e distinguendo tra intagli soggetti a tensione tangenziale oppure normale 2 INTAGLIO IDEALE SOGGETTO A TENSIONI TANGENZIALI NEUBER Questa sezione esamina il caso ideale trattato analiticamente da Neuber in 1 di intaglio periodico acuto raggio di fondo molto piccolo rispetto alla profondit superficiale profondit molto piccola rispetto alle dimensioni del solido soggetto a tensioni tangenziali I risultati presentati sono tratti dal lavoro di Dragoni 7 O da 0 0 1 f O 00 0 2 04 06 08 10 1 2 14 1 6 1 8 2 0 rip Figura 1 Equivalenza simbolica tra intaglio Figura 2 Andamento del coefficiente periodico e intaglio singolo ai fini della correttivo della profondita in funzione della concentrazione di tensioni profondit relativa dell intaglio periodico curva a teoria di Neuber 1 236 Metodo Per riprodurre la situazione di Neuber si fatto riferimento alla torsione di una barra con scanalature longitudinali avente la sezione di Fig 3 Il bordo della sezione interessato da una schiera di intagli ad U con raggio di fondo p profondit e disposti con passo P
106. rigidezza sia a caldo che a freddo dell elemento a memoria di forma dell attuatore non compensato In questo modo risulta pi semplice confrontare le prestazioni dei due dispositivi essendo costituiti dal mede simo elemento attivo Il valore di y che permette di ottenere la stessa rigidezza dell elemento attivo dell esempio di 1 si ricava risolvendo l Egn 15 in y e imponendo la rigidezza a freddo dell elemento SMA kma pari a 1 14 ottenendo 0 Se ee Fon FoFF 5 5 283 Nello stato attivato la rigidezza dell elemento a memoria di forma si calcola mediante l Eqn 5 e vale 3 27N mm La deflessione massima dell elemento a memoria di forma risulta 12 Ce sio 9 61mm Il passo successivo consiste nel fissare la rigidezza del compensatore k omp a seconda della caratteristica desiderata per l attuatore che si sta progettando scegliendo una delle pos una forza costante nello stato attivato per cui fissiamo kcomp Ka 3 82N mm La forza che il compensatore deve erogare nella posizione di x min 4 61mm si calcola tramite l Eqn 17 ottenendo Feompla amin LON FaS gt Pompea 5 3 32 5 25557 10 32N Nel caso di attuatore compensato la forza utile erogata puo essere calcolata tramite l espressione 19 per lo stato attivato e mediante la 20 per lo stato disattivato Considerando il legame puramente elastico utilizzato per la modellazione della martensiste
107. si ottiene kaz Feompls x x T ine Zaia se attivato kma Feompls xx kcomp X Cmin Se disattivato La curva caratteristica dell attuatore compensato progettato visibile in Fig 8b A seguito del valore scelto per il coefficiente di efficienza di ingombro dell attuatore compensato gli elementi attivi dei due attuatori sono identici ossia caratterizzati dalla stessa rigidezza Il confronto prestazionale dei due dispositivo pu dunque essere effettuato in due modi In primo luogo se ipotizziamo di far lavorare l elemento a memoria di forma dell attuatore compensato allo stesso livello di deflessione massima dell attuatore non compensato e quindi di deformazione essendo gli elementi attivi uguali si pu notare come la corsa erogata dall attuatore compensato nel rispetto dei vincoli di forza minima sia molto superiore 9 di Fig 8b gt gt S di Fig 8a L incremento di corsa quantificabile in un fattore 2 5 Nel caso invece confrontiamo 1 due dispositivi sulla base della corsa di progetto S risulta che l elemento a memoria di forma dell attuatore compensato lavora ad una deflessione mas sima inferiore di 1 7 volte rispetto quella dell attuatore non compensato Questi incrementi di prestazione non risultano influenzati dalla scelta effettuata relativa al tipo di attuatore forza costante o minimizzazione della variazione della forza erogata 284 Attivato Attivato ee ee
108. solution yields good force exertion capabilities since two force com ponents and one moment can be generated independently on the end effector regardless its position in the working space In Fig 1 the round shaped end effector of the Feriba3 1s placed in the middle of the working space The virtual environment shown on the monitor is a sort of square playground bounded by four elastic virtual walls in which the end effector and a second round object are represented By moving the end effector the operator can feel the presence of the round object and of the borders of the playground Also different friction coefficients can be simu lated for the table surface Few years later a second cable driven haptic display was designed the PirogaS5 13 14 This device has a pen shaped end effector whose tips are connected to three driven cables each In this way by controlling the torque exerted by six DC electric motors it is possible to produce three force components and two moment components on the end effector In fact no moment can be exerted along the main axis of the pen Figure 1 The Feriba3 haptic dis Figure 2 The Piroga5 haptic display In play a three degrees of freedom cable this trial the contact of the pen shaped end driven impedance haptic device effector with a NURBS surface is simulated Haptic transparency is used to quantify the fidelity with which virtual object properties are presented to and perceived by the
109. tests performed are shown in the form of the time displacement diagram In Fig 11 is reported a magnification of an output diagram For all the testing conditions the x and y axes in Tab 2 have the same full scale x 25000 sec y 1 8 mm except for the tests 540 C 800 MPa x 4 5 mm y 7000 sec 580 C 400MPa x 5 mm y 20000 sec and 580 C 800MPa x 5 mm y 1500 sec These measurements had an uncertainty of 0 05 mm Stroke mm da u stroke mm 206 u a7 48 28 1 0 0 2500 5000 7500 10000 12500 15000 17500 20000 22500 25000 Tima sec Figure 11 Explanation of the displacement values reported in Tab 2 109 The tests at 800 MPa and 540 C and those at 580 C were ended after 1 8 h and 0 5 h respectively due to the specimens failure In Tab 3 the values of the final permanent deformation of the specimens after 106 loading cycles and cooling measured by means of a caliper are reported Figure 12 Specimen permanent deformation at the end of test Table 2 Experimental results obtained from the creep fatigue tests at each of the temperatures and stresses Caym in the form of the time seconds x axis stroke mm y axis diagram The diagrams have the same scale except those of the tests at 1 490 C and 800 MPa 11 540 C and 800 MPa 111 580 C and 600 MPa and iv 580 C and 800 MPa i T 380 C T 490 C T 540 C T 580 C Stroke pen 400 MPa FESGEFERECREsenre Time sec
110. the CoP is taken in the middle of the distance between the markers Especially in case of children this is proved to be a good approximation e One marker in contact with the ground The CoP coincides with the marker itself This step is done for each foot for each time instant Computation Of The Contact Force In this last step the resultant force measure by the platform in the double contact case is di vided between the two feet In particular the force equilibrium in z axis direction and the couple equilibrium with reference to the resultant CoP computed by the platform are used With reference to Fig 4 the system of equations to be solved are bpe tb se p gane a where the two quantities c and d are given as c y Tp Tar YP Yan 3 d y P M p Usa Solving the Eqn 2 the two forces F p and F s are given 305 Figure 4 Geometrical parameters used to divide the resultant force between the feet B00 S010 400 300 amplitude mm Figure 5 CoP gait longitudinal coordinate identified by the platform point line the left foot position solid and the right foot position dashed d eri 4 Fss FP za 5 RESULTS In this section two cases of double foot contact are processed following the proposed method ology to determine the forces applied to the platform by each single limb A the same time the CoP is evaluated by the platform global and by th
111. the coupling and to compare some different solutions without performing again the FEM analyses The theoretical unmodified formulas Eq 1 do not provide accurate results in some cases errors are higher than 60 because of the different hoop stiffness of the fork which is influenced only by the geometrical parameters located near the coupling zone as shown in Fig 4 both in the longitudinal and in the transversal section The trend of the mean coupling pressures and hoop stresses on the fork both theoretical pz 0 and numerical pr re4 0 rea have been analyzed by changing the combinations of the internal coupling diameter D sand of the central bush thickness s 12 The theoretical values have been calculated by applying Eq 4 according to 2 and considering the forks as a thick walled cylinder with the internal diameter D and the external diameter De D 2s subjected to a radial displacement Z Z D sk 2 D or 1 0 f Pr O Pp 5 Oh gt 4 1 0 TA 1 0 D 2 5 1 0 The pr rega and 0 rea Were computed as the averages of the pressures and hoop stresses evaluated on the nodes belonging to the coupling surface Fig 3 It was noticed that for each one of the 15 fork groups the trend of the theoretical and FEA stresses are the same if they are plotted as a function of D sand s they increase in the same way while Z increases 213 LONGITUDINAL SECTION Di_tila F ry ii i um F na
112. the modeling of passive motion of the complex TFC tibia fibula talus calcaneus by a spatial equivalent mechanism has been proposed in this paper Based on the main anatomical structures of the TFC complex namely tibia fibula and talus calcaneus bones at their interface and some ligaments different equivalent mechanisms with one DoF have been shown In fact the particular approach presented allows the use of different valid solutions for the development of the sought for equivalent mechanism Among these the pro posed mechanism M3 is believed to have the elements which provide the best correspondence with the anatomical structures of the TFC complex during passive ankle flexion The next step of the presented work is the development of a mathematical model of the equivalent mechanism that will provide the relation between the independent variables of motion and the configuration of the mechanism Then the experimental validation will be necessary in order to prove if the mechanism can be an efficient model able to replicate both the passive motion and the main anatomical structures of the TFC complex REFERENCES 1 Wilson D Feikes J and O Connor J 1998 Ligaments and articular contact guide passive knee flexion Journal of Biomechanics 31 pp 1127 1136 2 Leardini A O Connor J Catani F and Giannini S 1999 Kinematics of the human ankle complex in passive flexion a single degree of freedom system
113. toe line is continuous and smooth except in two points where there is an abrupt change in direction and a 90 angle At these points marked with a P in Fig 5c some disturbance in the structural stress distribution has to be expected Figs 5b and 5c show the Mises stress distribution The normalized results of the post processed stress are illustrated in Fig 8 for the two mesh densities The x axis refers to the position of the nodes on the toe line with respect to a curvilinear abscissa with origin on the tip of the T and running along the whole fillet The continuous lines refer to the coarse mesh while the dashed lines correspond to the fine mesh 1 6 Y Teh 1 4 Q edi s fi 12 P ha i CM gt FM 08 I 06 yy i L 0 4 02 3 i 0 02 pal fh pt a amp 0 20 40 60 BO 100 120 140 160 180 200 Distance along weld toe mm Figure 6 Structural stress and its components along the fillet weld of type T specimen CM coarse mesh FM fine mesh 149 The structural stress values including the bending and the membrane components are normalized by the nominal stress in the section Ojom F A F applied force A cross section area of the base plate These stresses are to be intended as located on the upper surface of the plate and at the intersection of the weld elements and plate elements The graph shows that there is an obvious symmetry due to the geometry and above all
114. un insieme di coordinate spaziali date dal processo di calibrazione e dal valore lungo l asse Z Figura 2 Definizione del sistema di riferimento 70 Figura 3 Generazione dei profili Figura 4 Orientamento dell area di ricerca Generazione del percorso utensile Il percorso utensile definito in funzione del profilo della feature calcolato alla fase precedente Il percorso legato alla posizione del centro dell utensile Tool Center Point TCP rispetto al profilo del componente e dipende da alcuni parametri impostabili dall operatore o definibili automaticamente dal sistema stesso in funzione di una base di conoscenza opportunamente predisposta raggio dell utensile distanza tra punti successivi numero massimo di punti e verso del percorso orario o antiorario In Fig 5 viene mostrata la generazione del percorso Il centro dell utensile calcolato creando un offset pari al raggio dell utensile lungo la direzione normale al profilo determinata al passo precedente come direzione di massima variazione del gradiente di luminosit Il sistema memorizza eventuali punti anomali per 1 quali non sia stato possibile calcolare la posizione del TCP Ad ogni centro viene associata anche una terna cartesiana necessaria per l esecuzione del percorso da parte di un robot 71 Figura 5 Definizione del centro fresa Ottimizzazione del percorso utensile Poich i punti sono memorizzati all interno di una tab
115. unit radius sphere into two hemispheres one of which is in the half space pointed at by unit vector c The three great circles associated with arcs y i 1 2 3 together subdivide the unit radius sphere into eight spherical triangles Only the spherical triangle at the intersection of the three hemispheres pointed at by unit vectors c 1 2 3 will be considered henceforth see Fig 5 362 Figure 5 Selection of the spherical triangle Figure 6 shows the mentioned spherical triangle together with its vertices V angles a and sides a i 1 2 3 The ensuing relations holds Cc Xc sino M 23 c Xc sinO m 24 where m is the following unit vector m V O i 1 2 3 25 Equation 25 is valid with the plus sign if the vertices of the spherical triangle happen to be numbered in the counterclockwise order as in Fig 6 otherwise the minus sign must be selected Side by side cross multiplication of Eqns 23 and 24 leads to c xc X c Xe sin a sina m xm 26 The left hand side of this equation can be regarded as a double cross product among vectors c1Xc2 C2 and c3 It reduces to c Xc2 c3 c2 As for the cross product on the right hand side of Eqn 26 it can be expressed in the ensuing form 363 Figure 6 The parameters of the considered spherical triangle m xm tsina c 27 again the upper sign is valid if the vertices of the spherical triangle are numbered as in Fig
116. with the load applied and at the corresponding temperature From Tab 2 and 5 a progressive increment of the displacement rate from the first to the last cycle was observed The increment became greater as the level of stress increased e g from 0 702 mm to 0 977 mm at 380 and as the temperature rose e g from 0 702 mm to 1 260 mm at 400 MPa 111 Table 5 Displacement of the specimen due to deformation during the creep fatigue tests 0 080 0 125 0 166 0 063 0 188 j 0 095 0 136 0 283 0 082 0 129 0 180 0 070 0 205 0 109 0 169 0 362 0 080 0 125 0 174 0 067 0 202 j 0 108 0 170 0 374 0 156 0 224 0 211 0 986 0 170 0 239 J 0 232 1 045 0 170 0 235 J 0 232 1 072 0 308 0 407 0 310 0 408 0 310 0 409 0 292 0 347 0 459 0 291 0 349 0 461 0 288 0 347 0 458 Displace 0 291 0 346 0 459 0 299 0 480 0 336 0 489 ment 0 843 0 483 0 702 0 737 0 977 0 786 0 973 1 868 0 805 1 179 2 575 1 260 5 793 8 290 measured with the load applied and at the corresponding temperature deformation in percentage calculated as the ratio of upu to the specimen height 30 mm 112 15 cycle 400MPa 10 cycle 400MPa creep displacement mm creep displacement mm dwell time minutes dwell time minutes 60 cycle 400MPa 100 cycle 400MPa 0 045 0 040 0 035 0 030 0 025 0 020 0 015 0 010 0 005
117. 0 pp 18 221 Tad MPa Pr MPa 20 30 40 50 60 Figure 9 The adhesive shear stress as a function of the coupling pressure Fi toi F tot fatigue 2e tot Ly ne A A a vi Hy PF Fot fatigue Fo Fot n Fy 19 Ap 1 Ap Fatigue cycles 63 Of 25 Z 30 oa Ly z EA 45 a Fatigue 235 40 b Fatigue 30 E mat x min ini c Fat igue 35 d Fatigue 50 30 Time s a Figure 10 Example of fatigue cycles a and adhesive residual strength b 222 10 tension tension fatigue eveles 100 Gila 9 a 25 b 30 c 35 d 50 Fatigue cycle b Figure 10 Example of fatigue cycles a and adhesive residual strength b Bolted joints structural optimization and tensile state definition The design and the optimization of clamps such as those reported in Fig 11 are difficult to carry out with theoretical formulas mainly because of the shape of the hub which does forbid to define easily the maximum bending stress Our investigation was firstly referred to eight different wheel clamps five with 2 tightening bolts according to 23 and three with 1 tightening bolt Secondly the methodology was extended to the joint realised between the fork and the leg outer tube Figs 1 and 11 The fundamental idea was to define the structural behaviour of the clamp during the tightening phase The aim is to find the relationship betwee
118. 009 iow dat Maximum interierance conditions retemed to the yield point Coupling mean pressure MFA Ralsasing edial forca KH Maximum calculated interference um Masamuni calculated mterienerce on the cin inh Mccann calculated inicsleence on ihe Imk jim E Fre a W GAISISITELSIO Standard TE Standard hole F E Maximum chosen ontertierenece jim aa DE Upper dinabon im Lower deviation um Nominal intemal diameter mm Habena field strass MPa Tolerance type Figure 18 Output window for interference fit couplings iam BLP ree Cie era ira ope oe g meer L cee eee iti es LE pi pae DAS iaia Lien ee Geis Lei PO ee ae Cape ey lee Bolt number si Vieri paat haret D maa Ciatanoe beteeen the wihesi pivot center and the bok waa L jm 16 Chrtance betegen te wheel prot and he charg side c men 19 Spot facing diameter ation e Cime total heghi Hotim RT Came hight H fee fe Spot facing heyi hatin fis Claro wan bin E Chetanee betesen se bok mis wi jon fir Mal radon ou i Friglion Condition Surface finishing anatra Aluminium production type as z Friction coefficient 1E From whee prt Bot nai locaton range mim To Ext int le a detance range memi fi j Eat Fot hp is bene grade a Bolt pith tom s bot force yi Tightening tongue fur 2 Ler igntening force Pa THe Fnchon compton mm Liner dengn force Patio dai pei Pad i a LA e Pe Lio Paji i
119. 1 2 Fatigue crack initiation is favoured by 1 local material heterogeneity associated to the thermo mechanical process that leads to modification of the local microstructure and to the alteration of the mechanical properties of the material in the weld area 11 high local stress concentration due to the geometric discontinuity associated to the weld itself and possibly small defects such as slag inclusions gas pores lack of fusion zones and undercuts Often therefore the crack initiation phase is extremely short if not absent and the whole fatigue life of the joint is spent in the crack propagation phase Residual stresses play an important role in the definition of the actual stress state at the crack prone locations such as the weld toes Residual stresses are usually tensile and close to the yield strength of the material and even if their effect is less pronounced in small components they are commonly blamed for relative insensitivity of the fatigue strength of welds to the mean stress Therefore the fatigue behaviour of as welded joints is usually described in terms of only the stress ranges A comprehensive body of standards 3 4 as well as a large number of publications offer a variety of methods for evaluating the effect of dynamic stress on the life cycle of a welded structure 2 6 Several of these methods are based on nominal stresses With the 143 expanding use of the finite element method in structural design other met
120. 17 232 Liacouras P C and Wayne J S 2007 Computational modeling to predict mechanical func tion of joints application to the lower leg with simulation of two cadaver studies Journal of Biomechanical Engineering 129 December pp 811 817 Franci R Parenti Castelli V and Sancisi N 2008 A three step procedure for the modelling of human diarthrodial joints In Proceedings of the RAAD2008 17th International Workshop on Robotics in Alpe Adria Danube Region September 15 17 2008 Ancona Italy Krrholm J Hansson L and Selvik G 1985 Mobility of the lateral malleolus Acta Ortho pedica Scandinavica 56 pp 479 483 Ahl T Daln N Lundberg A and Selvik G 1987 Mobility of the ankle mortise a roentgen stereophotogrammetric analysis Acta Orthopedica Scandinavica 58 pp 401 402 Svensson O K Lundberg A Walheirn G and Selvik G 1989 In vivo fibular motions during various movements of the ankle Clinical Bioechanics 4 pp 155 160 Leardini A 2000 Geometry and mechanics of the human ankle complex and ankle prosthesis design PhD thesis University of Oxford Beumer A Valstar E R Garling E H Niesing R Ranstam J Lfvenberg R and Swierstra B A 2003 Kinematics of the distal tibiofibular syndesmosis radiostereometry in 11 normal ankles Acta Orthopedica Scandinavica 74 3 pp 337 343 Arndt A Wolf P Liu A Neste
121. 1999 The robonaut hand a dexterous robot hand for space In Robotics and Automation 1999 Proceedings 1999 IEEE International Conference on Vol 2 pp 907 912 vol 2 Kochan A 2005 Shadow delivers first hand Industrial Robot An International Journal 32 pp 15 16 Rodrguez N E N 2010 Design issue of a new icub head sub system Robotics and Computer Integrated Manufacturing 26 2 pp 119 129 Humanoid technologies Stellin G 2008 Bio inspired design of sensors and mechanisms in humanoid robotics PhD thesis University of Tor Vergata Roma Ascari L Bertocchi U Corradi P Laschi C and Dario P 2009 Bio inspired grasp control in a robotic hand with massive sensorial input Biological Cybernetics 100 pp 109 128 Berselli G Borghesan G Brandi M Melchiorri C Natale C Palli G Pirozzi S and Vas sura G 2009 Integrated mechatronic design for a new generation of robotic hands SYROCO International IFAC Symposium on Robot Control Gifu Japan pp 105 110 Cutkosky M R Jourdain J M and Wright P K 1987 Skin materials for robotic fingers In Proc IEEE Int Conf on Robotics and Automation ICRA Vol 3 pp 1649 1654 Cutkosky M R and Wright P K 1986 Friction Stability and the Design of Robotic Fingers The International Journal of Robotics Research 5 4 pp 20 37 vol 4 Shimoga K and Goldenberg
122. 2002 Elasticity Springer Verlag 168 21 Sackfield A Truman C E and Hills D A 2001 The tilted punch under normal and shear load with application to fretting tests Int J Mech Sciences 43 8 pp 1881 1892 22 Rajasekaran R and Hills D A 2006 Characteristics of the state of stress at the edge of a tilted punch J Strain Analysis for Engeneering Design 41 1 pp 1 7 23 Monegato G Strozzi A 2005 On the analytical solutions of two singular integral equations with Hilbert kernels J Integral Equations and Applications 17 2 pp 141 157 24 Monegato G Strozzi A 2002 On the form of the contact reaction in a solid circular plate simply supported along two antipodal edge arcs and deflected by a central transverse concentrated force J Elasticity 68 1 pp 13 35 25 Dragos L 2004 Mathematical Methods in Aerodynamics Kluver Academic Publishers 26 Hills D A Nowell and D Sackfield A 1993 Mechanics of elastic contacts Butterworth Heinemann Oxford 27 Zanoni M Analisi strutturale agli Elementi Finiti di un collegamento esagonale esame del contatto recessivo Thesis University of Modena and Reggio E Modena 2007 2008 169 170 SIMULATION OF WHEEL RAIL DEGRADED ADHESION WITH A 1 5 BOGIE SCALED ROLLER RIG Paolo Toni Department of Energetics Sergio Stecco University of Florence Italy E mail paolo toni unifi it Benedetto Allo
123. 318 of Materials Science Forum Trans Tech Publ Uetikon Zuerich Switzerland pp 401 406 6 J B Vogt 2001 Fatigue properties of high nitrogen steels Journal of Materials Processing Technology 117 pp 364 369 7 J Nixon et al 1992 Materials of Generator Endwinding Retaining Rings GEC Alstom Review 9 pp 19 34 8 Y Yamamoto T Namera T Otaka H Ito M Tari 2001 Successful manufacturing and shop testing of the world s largest tandem 2 pole 60Hz 1 000MW turbine generator In Proceedings of the IEEE Power Engineering Society Transmission and Distribution Conference Atlanta GA USA Vol 3 Summer of Proceedings of the IEEE Power Engineering Society Transmission and Distribution Conference Institute of Electrical and Electronics Engineers Inc pp 1393 1398 9 D P Peagno 1994 Coil retaining rings Rotek engineering s experience In Proceedings of the Electrical Engineering Congress 1994 Sydney Australia Part 2 Vol 1 94 11 of National Conference Publication Institution of Engineers Australia IE Aust Crows Nest NSW pp 251 258 10 J T Murphy R Ballinger H Becker D Gwinn S Mathew 1992 Turbogenerator flywheel for alcator C MOD In Proceedings of the IEEE Power Engineering Society Transmission and Distribution Conference Dallas TX USA pp 551 554 11 W Y Maeng D D Macdonald 2008 The effect of acetic acid on the stress corrosion cracking of 3 5N
124. 51 5m sg La forza generata dall elemento 1 nello stato ON vale Fsmai_on ka1 21 mentre allo stato OFF utilizzando l approssimazione di martensite lineare con forza Fom a deformazione nulla la forza vale Fsma10FF Fomi kmit 22 Per l elemento 2 la forza erogata dipende dalla differenza fra il prestiramento imposto ai due elementi SMA coincidente con la corsa S 11 e la posizione x dell attuatore Esplici tando nello stato ON l elemento 2 genera una forza pari a Fsmas on ka2 S x 23 212 mentre allo stato OFF utilizzando sempre l approssimazione di martensite lineare con forza Fom a deformazione nulla la forza vale Fsma2z0FF Foma kmb S 2 24 Come per il caso di attuatore a singolo SMA la forza del compensatore pu essere scritta come Feomp compla a Keomp x ia 25 In questo caso per imponendo y 1 la deflessione minima min pari a zero 13 per cui la 25 si riduce a Eon P ocomp eomp 26 dove con Focomp Si indicato la forza del compensatore nella posizione x 0 In Fig 5 si riporta la caratteristica forza corsa degli elementi attivi di un attuatore a SMA contrapposti Per progettare un attuatore di questo tipo necessario studiare le due principali modalit di funzionamento elemento 1 ON e elemento 2 OFF e viceversa La condizione pi sfavorevole nel primo caso quella a x 0 dove la forza dell elemento ON elemento
125. A Strozzi All interno dei motori a combustione interna sia ad accensione spontanea cha ad accensione comandata sono molteplici i componenti soggetti a caricamento di tipo termo meccanico Infatti parti Importanti come pistoni e testate sono sollecitati sia delle deformazioni indotte dalle elevate temperature che si generano durante il funzionamento del motore sia dalle sollecitazioni meccaniche legate alla combustione dei gas e alla velocit di rotazione del motore stesso Conoscere a fondo il comportamento di tali componenti nelle reali condizioni di esercizio risulta quindi fondamentale al fine di ottimizzare la geometria delle singoli parti permettendo una sempre maggiore riduzione dei pesi aspetto questo che risulta cruciale anche nell ottica del contenimento delle emissioni A tal fine il presente progetto propone l equipaggiamento del banco prova motori con un sistema di acquisizione dinamico in grado di registrare segnali derivanti da sensori installati direttamente sui motori in fase di test quali termocoppie estensimetri e accelerometri L analisi dei risultati cos ottenuti con particolare riferimento all interpretazione del comportamento dei materiali ad elevate temperature pu poi essere facilitata se si ha a disposizione una serie di dati che si possono ricavare da test eseguiti su provini campione realizzati ad hoc UOR 1 1 4 Laboratorio di Idraulica del veicolo prof M Borghi L idraulica a bordo veico
126. AD esplosa dell attuatore mostrata in Fig 1a uno schematico della SDS mostrato in Fig 1b mentre i modelli CAD dell attuatore che mostrano l accoppiamento tra il film di ED e la SDS sono presentati in Fig 1c e 1d Con riferimento alla Fig 1b gli spostamenti della piattaforma mobile lungo la direzione radiale y o in alternativa le rotazioni sono prevenuti dall architettura parallela Le coppie rotoidali del meccanismo sono progettate come giunti flessibili o small length flex ural pivots 11 12 cio come travi snelle soggette a grandi deformazioni la cui resistenza flessionale viene modellata da una molla di torsione In questo lavoro le propriet elettromec caniche del film di ED sono state misurate sperimentalmente E stato ricavato un modello di 312 Piattaforma 7 mobile x Base Giunto fissa flessibile a b Attuatore Attuatore stato OFF stato ON Figure 1 Soluzione concettuale proposta e prototipo dell attuatore Modello CAD esploso a schematico della SDS b modello CAD dell attuatore in stato OFF c e stato ON d prototipo della SDS posizione indeflessa e e soggetta a carico costante f attuatore in stato OFF g e in stato ON h 313 corpo pseudo rigido della SDS utilizzato per il dimensionamento dei giunti flessibili E stata poi condotta un attivit sperimentale atta a verificare il comportamento della struttura e del prototipo complessivo dell
127. CAD geometry of the components a rigid multibody model is first implemented and simulated by means of a commercial software package only kinematic joints are involved at this stage leading to a statically determinate assembly of the mechanism Such a modelling approach prevents the loads at certain interface locations to be evaluated furthermore high frequency dynamic effects cannot be predicted These drawbacks can be removed by introducing bushing like elements and or modelling component flexibility In this work this latter aspect is the objective of the investigation in particular a finite element model of the crankshaft is implemented as a replacement for the corresponding rigid member The well established Craig Bampton model reduction technique is used to represent the elastodynamic behaviour of the component with a limited number of coordinates The mode selection procedure is emphasized here a measure of modal dynamic importance namely the effective interface mass fraction is used to rank fixed interface normal modes based upon their contribution to loads at the substructure interface choosing the modal base according to such ranking leads to a minimal yet accurate representation Keywords engine cranktrain flexible multibody modelling model reduction effective interface mass 89 1 INTRODUCTION Modern powertrain design is facing increasingly strict requirements in terms of emissions fuel consumption noise and vibrati
128. Dragoni E Mauri P 2000 Intrinsic static strength of friction interfaces augmented with anaerobic adhesives adhesively bonded cylindrical components under static loading using the genetic algorithm approach International Journal of Adhesion and Adhesives 20 315 321 233 22 Loctite Worldwide Design Handbook 1995 23 Croccolo D Cuppini R Vincenzi N 2009 Design improvement of clamped joints in front motorbike suspension based on FEM analysis Finite Elements in Analysis and Design 45 406 414 24 Beitz W Grote K H 1997 Dubbel Taschenbuch fur den Maschinenbau 19 Auflage Springer Berlin 234 CONCENTRAZIONI DI TENSIONE NEGLI INTAGLI PERIODICI ANALISI CRITICA DEL METODO DI NEUBER Fugenio Dragoni Dipartimento di Scienze e Metodi dell Ingegneria Universit di Modena e Reggio Emilia Italia E mail eugenio dragoni unimore it Davide Castagnetti Dipartimento di Scienze e Metodi dell Ingegneria Universit di Modena e Reggio Emilia Italia E mail davide castagnetti unimore it Sommario Il lavoro riguarda le concentrazioni di tensione prodotte da intagli periodici ossia ripetuti con regolarit in solidi elastici variamente caricati Si esamina criticamente il criterio di Neuber che riconduce gli effetti dell intaglio periodico a quello dell intaglio singolo di profilo similare ma meno profondo Il criterio fa dipendere il coefficiente correttivo della profondit dal solo rapporto tra
129. E Design Engineering Technical Conferences and Computers in Engineering Conference Aug 18 22 Irvine CA USA paper No 96 DETC MECH 1135 5 Hao F and McCarthy J M 1998 Conditions for Line Based Singularities in Spatial Platform Manipulators Journal of Robotic Systems 15 1 pp 43 55 6 Tsai L W 1999 Robot Analysis John Wiley amp Sons ISBN 0 471 32593 7 7 Karger A 2001 Singularities and Self Motion of Equiform Platforms Mechanism and Machine Theory 36 pp 801 815 8 Downing D M Samuel A E and Hunt K H 2002 Identification of the Special Configurations of the Octahedral Manipulator Using the Pure Condition The Int Journal of Robotics Research 21 2 pp 147 160 9 Karger A 2003 Architecture Singular Planar Parallel Manipulators Mechanism and Machine Theory 38 pp 1149 1164 10 Liu G Lou Y and Li Z 2003 Singularities of Parallel Manipulators A Geometric Treatment EEE Transactions on Robotics and Automation 19 4 pp 579 594 11 Wen J T and O Brien J F 2003 Singularities in Three Legged Platform Type Parallel Mechanisms EEE Transactions on Robotics and Automation 19 4 pp 720 726 12 Wolf A and Shoham M 2003 Investigation of Parallel Manipulators Using Linear Complex Approximation Trans ASME Journal of Mechanical Design 125 3 pp 564 572 13 Di Gregorio R 2005 Forward Problem Singularities in Parallel Man
130. Gee I A 20 th W b h2 kg 2 a 21 th h i a 4 Ji 22 h dp j is the ratio between the spot facing height 4 and the total cross section height A while j is the ratio between the distance a and the spot facing diameter d Each different group was realised with two different bolt types M6 and M8 and with three different j and j parameters values obtained by changing and a The present discrete parameterization 18 combination of parameters for each of the 5 groups covers the most frequent or conventional production range Hence 90 different geometries were realised and 90 non linear FEM analyses were performed As the trend of the K y values is similar and almost linear they have been interpolated with a first order function depending on j and jz Five different equations have been determined for each group of clamped joints with the M6 and the M8 bolt type The total of 10 equations are able to interpolate the theoretical stress concentration factor values with errors that are always lower than 5 All the K w planes for two bolts have a similar trend and moreover they are very close to each other The difference between the planes position is due to the different distance between the bolt axes v more in detail the upper plane which is the plane with the highest K w values has the shorter bolt distance v In order to define an overall mathematical function for K w it was decided to introduce also the j dimensionless para
131. Interface for the Arm rehabilitation was conceived for the rehabilitation of chronic patients and came up as an evolution of the general purpose haptic display FeRiBa3 Two major aspects were considered in the early design of the device workspace shape and force capabilities The dimensions of the workspace were calculated considering the dimensions of the patients body 18 and his her sitting posture The length of the lower base of the trapezoidal layout was determined based on the average shoulder distance of adult males thus allowing the patient to lean his her elbows outside the lower pulley blocks during robot therapy The manipulability index ir was employed to adjust the force capabilities of the machine to the requirements 8 9 A commercial office table constitutes the mechanical structure of Sophia 4 The patient while sitting on a wheelchair holds a handlebar grip that can be moved over a flat horizontal surface sliding on low friction PTFE discs Four nylon cables are used to exert forces at the end effector each having one end fixed to a point on the axis of the grip and the other directly keyed to a direct drive pulley Pulley blocks which can spin around a vertical axis are used to pass cables underneath the table surface where the DC motors are mounted The cables are all attached to a single point of the end effector so the device is capable of exerting only horizontal pure forces on the patients hand The handlebargrip itsel
132. J is obtained ni Q V xn k Jan 0 9 n 0 The computation of the determinant of this matrix by the Laplace expansion along the first row leads to det J Q V xn k n xn k 10 358 Figure 2 The triangle associated with the Jacobian The first box product on the right hand side of Egn 10 is the moment of unit vector n thought of as applied to point Q with respect to point V see Fig 2 Positive for the case of Fig 2 it has as magnitude the height A of triangle Vi V2V3 relative to side V213 The second box product on the right hand side of Egn 10 is the sine of the counterclockwise rotation angle that would make unit vector n parallel to unit vector n3 Its magnitude is the sine of angle a of triangle V V2V3 it too is positive for the case of Fig 2 In addition to not depending on point E the Jacobian does not depend on reference frame Oxyz either as Eqn 10 clearly reveals Geometric Interpretation of the Jacobian Based on Egn 10 and the accompanying observations the absolute value of the Jacobian is given by det J sino 11 different expressions for det J could be obtained by changing both indices on the right hand side of Eqn 11 However meaningful it is Eqn 11 still involves the shape and size of triangle V1V2V3 in an unsymmetrical way because only one height and one angle are involved An alternative expression for det J can be found by m
133. L Le Roux S R zai Aria F 2002 Thermomechanical fatigue behaviour and life assessment of hot work tool steels European Structural Integrity Society 29 pp 195 201 6 Sommitsch C Sievert R 2007 Modelling of creep fatigue in containers during aluminium and copper extrusion Computational Materials Science 39 pp 55 64 7 Donati L Tomesani L Schikorra M 2008 Extrusion Workshop and 2nd Extrusion Benchmark in Bologna Light Metal Age 66 1 pp 40 44 8 Xianghong W Guoqun Z Yiguo L Xinwu M 2006 Numerical simulation and die structure optimization of an aluminium rectangular hollow pipe extrusion process Materials Science and Engineering A 435 436 pp 266 274 114 9 Zhou J Li L Duszczyk J 2004 Computer simulated and experimentally verified isothermal extrusion of 7075 aluminium through continuous ram speed variation J Mater Proc Technol 146 203 212 10 Ahmer Z Velay V Bernhart G Rezai Aria F 2008 Cyclic behaviour simulation of X38CRMOV5 47HRC AISI H11 tempered martensitic hot work tool steel Int J Microstruct Mater Prop 3 326 335 11 Zhang Z Delagnes D Bernhart G 2002 Anisothermal cyclic plasticity modelling of martensitic steels International Journal of Fatigue 24 pp 635 648 12 Velay V Bernhart G Delagnes D Penazzi L 2005 A continuum damage model applied to high temperature fa
134. Of VAriance ANOVA 6 in order to evaluate the significance of each factor and its interactions and to identify what does impact on the friction coefficient values By means of the Statgraphics Plus software the Fisher test F test was executed and Eqs 12 13 and 14 have been defined Hyl_ St St 0 144 0 032 oil 12 Hy sts 9 168 0 026 time 0 019 rust 0 028 oil Hy stal 0 351 0 302 oil 0 110 rust oil 13 Hu stal 0 468 0 381 0 0 140 time oil 0 174 rust oil 41 41 Z 0 210 0 126 oil Hri Al Al 14 Hi AI AI a 0 286 0 197 oil 218 La a 10 16 25 Fe r mm r mm Figure 7 An example of the coupling and decoupling run Table 3 Friction coefficient in fork pin compression fit couplings 14 Dry lubricated surfaces resting time gt 72h no rust Steel Steel Steel Aluminium Aluminium Aluminium ui 0 14 0 11 0 35 0 05 0 21 0 08 un 0 19 0 17 0 47 0 23 0 29 0 09 uil un 74 65 75 22 73 89 In case of stee steel couplings the friction coefficients values calculated by applying Eqs 12 are influenced by the main effect oil that reduces both of them whereas rusted spots and resting time influence only the static friction coefficient by increasing it In case of steel aluminium couplings the friction coefficients values calculated by applying Eqs 13 are influenced by the main effect oil that reduces both of them and by the interaction rust oi
135. PROVE SPERIMENTALI PER LA CARATTERIZZAZIONE DEI MATERIALI Una volta accertatisi del corretto funzionamento dell attrezzatura si sono quindi intraprese le prove di caratterizzazione seguendo la pianificazione riportata in Tab 2 Allo stato attuale le prove hanno riguardato 1 soli provini della tipologia lunga del materiale del rotore 26NICrMoV14 5 e di quello della cappa 18Mn18Cr Sono quindi state valutate le prestazioni statiche ed a fatica dei succitati maturali secondo la direzione tangenziale di formatura lasciando al seguito della campagna sperimentale l esecuzione delle prove sui provini del tipo corto ricavati in direzione radiale Tutte le sperimentazioni sono state effettuate sulla macchina INSTRON 8032 prima citata con l impiego dell attrezzatura al passo precedente validata Le prove di tipo statico hanno coinvolto tre provini per ogni materiale e sono state effettuate in controllo di spostamento alla velocit costante di 5 Uum s Al termine di ogni prova si inoltre verificato il rispetto dei limiti minimo e massimo previsti da 35 per la velocit di incremento del carico unitario derivata temporale della tensione Le prove di fatica sono state effettuate in condizioni di controllo di deformazione con applicazione di un estensometro nella parte centrale del provino avente corsa massima di 5 mm impostando un andamento sinusoidale di questa con ampiezza costante rapporto di carico R 1 La frequenza stata sem
136. Quaderni del DIEM GMA Atti di giornate di studio 3 A cura di U Meneghetti A Maggiore V Parenti Castelli Coordinatore di redazione Alessandro Zanarini DIEM Dipartimento di Ingegneria delle Costruzioni Meccaniche Nucleari Aeronautiche e di Metallurgia www diem unibo it GMA Gruppo di Meccanica Applicata http wpage unina it dellaval GMA GMA_home htm Terza giornata di studio Ettore Funaioli 16 luglio 2009 A cura di Umberto Meneghetti Alberto Maggiore e Vincenzo Parenti Castelli Propriet letteraria riservata Copyright 2010 degli autori Tutti 1 diritti riservati Terza giornata di studio Ettore Funaioli 16 luglio 2009 A cura di Umberto Meneghetti Alberto Maggiore e Vincenzo Parenti Castelli Bologna 2010 p 370 17 cm ISBN 978 88 902128 8 8 Versione elettronica disponibile alla pagina http amsacta cib unibo 1t 2771 Stampa a richiesta eseguita da Asterisco Snc Tipografia Digitale Via Belle Arti 31 a b 40126 Bologna Tel 051 236866 Fax 051 261105 mail grafica asteriscosnc it www asteriscosnc it INDICE Prefazione A O Andrisano F Leali M Pellicciari A Vergnano Il tecnopolo regionale per la meccanica della provincia di Modena strutture organizzazione obiettivi G Catania S Sorrentino Application of spectral analysis to vibrating plates of general shape M Cavallari G D Elia S Delvecchio M Malago E Mucchi G Dalpiaz Condition monitori
137. RODUZIONE I materiali a memoria di forma SMA Shape Memory Alloys sono leghe metalliche nor malmente costituite da nickel e titanio che presentano diverse caratteristiche funzionali inte ressanti come la pseudo plasticit la pseudo elasticit e la memoria di forma Quest ultima caratteristica consente al materiale deformato di recuperare una forma memorizzata se riscal dato al di sopra della temperatura di transizione La temperatura di transizione corrisponde alla temperatura alla quale terminata la trasformazione cristallina da martensite stabile a bassa temperatura ad austenite stabile ad alta temperatura Al passaggio da martensite ad 263 austenite associato un aumento del modulo elastico che pu essere sfruttato efficacemente per realizzare attuatori con elevatissime potenze specifiche Un attuatore basato su questi materiali costituito da un elemento SMA che lavora in contrapposizione ad un elemento di contrasto un peso o altra forza costante una molla convenzionale o un secondo elemento SMA Ad attuatore disattivato l elemento di contrasto in grado di vincere la resistenza dell elemento SMA facilmente deformabile perch mantenuto al di sotto della temperatura di trasformazione L attuatore viene attivato riscaldando l elemento SMA sopra la temperatura di trasformazione Il conseguente aumento di rigidezza porta l elemento SMA a superare la resistenza del contrasto generando uno spostamento utile per produr
138. S 2009 Interna tional Conference on Intelligent Robots and Systems St Luis USA ISBN 978 1 4244 3804 4 pp 2910 2915 Berselli G Vertechy R Vassura G and Parenti Castelli V 2009 Design of a linear di electric elastomer actuator of conical shape with quasi constant available thrust EEE INES 2009 International Conference on Intelligent Engineering Systems Bridgetown Barbados DOT 10 1109 INES 2009 4924743 pp 89 94 Bolzmacher C Hafez M Khoudja M B Bernardoni P and Dubowsky S 2004 Polymer based actuators for virtual reality devices and rehabilitation applications In Proceedings of the SPIE Vol 5385 pp 281 289 Wang H and Zhu J 2008 Implementation and simulation of a cone dielectric elastomer actuator Vol 7266 SPIE p 726607 Howell L L Midha A and Murphy M D 1994 Dimensional synthesis of compliant constant force slider mechanisms In Proceedings of DETC94 ASME Design Engineering Technical Conferences Vol 71 Weight B L 2001 Development and design of constant force mechanisms Master s thesis Department of Mechanical Engineering Brigham Young University 324 A PRELIMINARY STUDY FOR A KINEMATIC MODEL OF THE COMPLEX TIBIA FIBULA TALUS CALCANEUS Benedetta Baldisserri Department of Mechanical and Aeronautical Engineering University of Bologna Italy E mail benedetta baldisserri mail ing unibo it Vincenzo Parenti Castelli
139. Singh A Buczynski G Glinka 1997 Notch stress strain analysis in multiaxial fatigue European Structural Integrity Society 22 pp 113 124 27 A Buczynski G Glinka 2003 An analysis of elasto plastic strains and stresses in notched bodies subjected to cyclic non proportional loading paths European Structural Integrity Society 31 pp 265 283 28 G Pahl W Beitz 1997 Engineering Design a Systematic Approach Springer Verlag Berlin Germania 29 B W Christ 1973 Effects of misalignment on the pre macroyield region of the uniaxial stress strain curve Metallurgical Transactions 4 8 pp 1961 1965 30 R K Penny E G Ellison G A Webster 1966 Specimen alignment and strain measurement in axial creep tests Material Research and Standards 6 2 pp 76 84 31 R J O Kane 1971 Discussion in elevated temperature testing problem areas American Society for Testing and Materials STP 488 pp 61 64 32 G Birkbeck N J Petch D M Rae 1972 Eccentricity of loading in tensile testing Journal of Iron and Steel Institute pp 675 679 33 UNI 6761 1992 1992 Attrezzi di manovra Spazio minimo per la manovra di viti e dadi esagonali 34 A K Schmieder A T Henry 1971 Axiality measurements on fifty creep machines Elevated Temperature Testing Problem Areas STP 488 pp 43 60 35 UNI EN 10002 1 2004 Materiali metallici Prova di trazione Parte 1 Meto
140. a each axle is controlled by an independent electric actuator Each actuator is controlled by an independent vector control able to regulate in a very fast and precise way the exerted torque as shown in Fig 18 A real time model of braking and traction system is used to perform an Hardware In the Loop simulation in order to emulate the behavior of the simulated plant vehicle In particular in Fig 18 b the simulation layout corresponding to the traction braking system of a E404 the locomotive used in the ETR 500 Italian high speed trains is reproduced The virtual model of the traction system and of the braking systems uses the measured speed of the wheels to modulate traction braking forces Since the real system uses measure ments from four axles and the scaled bogie in this phase has only two rollers the remaining two are generated by a simplified real time model of the vehicle The corresponding torque calculated for each axles is used as reference command for the torque loop of the motor In this particular case corresponding to the E404 locomotive the two induction motors are con nected in parallel to a single inverter so the simulation model has to reproduce the behavior of this particular solution A real time model of the electric power plant is not a feasible solution considering the available computational power the required integration sampling of near to realistic models the complexity of all the others on board sub systems So an
141. a 11 cambiamento di rigidezza in stato martensitico e la deflessione massima ammissibile Sv Rapporto fra le due rigidezze a freddo della lega nel modello bilineare dello stato martensitico S1 Rapporto fra il modulo elastico a caldo e a freddo della lega a memoria di forma Ascissa che individua la posizione dell attuatore Zadam Deflessione massima di progetto per l elemento SMA Va Deflessione dell elemento SMA a cui si registra il cambiamento di rigidezza in stato martensitico maz Deflessione massima dell elemento SMA o dell attuatore dia Deflessione minima dell elemento SMA o dell attuatore e Angolo di inclinazione relativa fra molla convenzionale e bilanciere B Angolo di inclinazione del bilanciere Cadia Livello di deformazione massima di progetto del materiale SMA ci Livello di deformazione del materiale SMA a cui si registra il cambiamento di pendenza del diagramma o e aj Parametro di efficienza d ingombro BIBLIOGRAFIA 1 2 3 4 5 6 7 Spinella I and Dragoni E 2009 Design equations for binary shape memory actuators under dissipative forces Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers Part C Journal of Mechanical Engineering Science 223 pp 531 543 Spinella I Mammano G S and Dragoni E 2009 Conceptual design and simulation of a compact shape memory actuator for rotary motion Journal of Materials Engineering and Perfor mance 18
142. a TE PPP a Cihete p tria Rai i dif e i Pe ee PT ae n i Figure 19 Input window for wheel clamped joints 231 mmi singent dign Hre eric TL ee bere ee meri A ca oper Pee a cen Se pe im Cee SOI ee dali Ciamp Basa Fri mi Mahe pa i ie E i reg i PI a reef i p i tu A Marre ip Rot e 1 p la i Ar ati za Listen Lar TELE F om A Lai ek ni hess Ie P k Paci al lie rimi Liste a iii NP Ti LA Po x z he eS mre lt gi f F 4 Cipi rsa minare Daf SITI a sl F vo i Fa Lal r Di n a Mere ded ens a ea 5 3 Le F 1 a if ee al pe Giri fis e i LO PARERI SAMIR a bieren ete dii a 4 ata i S a Teja si Pi Fer ite a Lia ly ee iii Figure 20 Output window for wheel clamped joints 4 CONCLUSIONS This paper deals with the structural design and optimization of front motorbike suspensions Two different types of shaft hub couplings have been taken into account the interference fit coupling between the fork and the steering shaft and the clamped joint between the leg and the wheel pin and between the fork and the leg Different fork and leg geometries have been analysed in light of some fundamental design parameters The analytical study has been supported by several numerical analyses and experimental tests since all the coupling geometries are not axial symmetric and therefore the theoretical formulae provide unacceptable errors The numerical results have been compar
143. a che rappresentano tradizionalmente un importante bacino di interesse per la simulazione integrata l Industrial Design e per lo sviluppo di ambienti interattivi virtuali all interno dei quali valutare l interazione uomo macchina ed 1 suoi effetti in ambito industriale come mostrato in Fig 5 Grazie alle forte interdisciplinariet applicativa delle tecnologie implementate il centro si propone anche per lo sviluppo di attivit scientifiche in collaborazione con i settori pi avanzati della biologia della medicina e della chirurgia dove la rappresentazione grafica di organi e strutture interne pu rappresentare un importante valore aggiunto nell addestramento dei giovani medici e nella pianificazioni di interventi ad alto rischio Il centro di eccellenza inoltre fornisce servizi specifici per l innovazione industriale che mirano a soddisfare le esigenze del territorio modenese in merito alla progettazione digitale di prodotti di stile all analisi ergonomica e di usabilit di beni di consumo alla rappresentazione grafica interattiva fotorealistica ed alla configurazione di prodotto in ambiente di realt virtuale ed aumentata Ulteriore campo di sviluppo rappresentato dalla collaborazione con i settori della museologia scientifica e dei beni culturali per i quali sono gi in atto in diverse strutture nazionali ed internazionali importanti esempi di utilizzo di tecniche di rappresentazione grafica avanzata e realt virtual
144. a di progettazione integrata di attuatori compensati a memoria di forma Partendo dai dati di progetto in termini di forza desiderata e corsa richiesta si perviene alla determinazione delle costanti elastiche degli elementi a memoria di forma e dell entit delle deflessioni massime a cui saranno sottoposti gli elementi Da queste informazioni quindi possibile definire geometricamente gli elementi a memoria di forma fili o molle secondo le consuete formule della costruzione di macchine Il metodo fornisce inoltre le caratteristiche che il sistema elastico di compensazione dovr avere per ottenere le prestazioni richieste In particolare si ottengono informazioni circa la rigidezza elastica che il sistema di compensazione dovr fornire Tab 1 o Egn 33 rispettiva mente per il caso di singolo elemento SMA e SMA contrapposti e sulla forza che il sistema di compensazione dovr erogare nella posizione di minima escursione x min dell attuatore Egn 17 o 34 rispettivamente per il caso di singolo elemento SMA e SMA contrapposti Qualsiasi meccanismo elastico in grado di implementare le caratteristiche suggerite dal metodo per il sistema di compensazione pu essere utilizzato efficacemente per la realiz zazione dell attuatore Di seguito si propongono due meccanismi idonei a realizzare 1l sistema di compensazione elastica il bilanciere con corsoio e il doppio quadrilatero articolato Compensazione con sistema a bilanciere Il sis
145. a forza Fon Fon kaTmin Fcompls xx 16 Risolvendo l espressione 16 in funzione della forza del compesatore e combinando con Peq 13 si ottiene li Foompls x x Fon kaS 17 271 La forza fornita dal compensatore al variare della posizione x dell attuatore risulta Feomp Feompls z Keomp i Tina 18 in cui il valore di amp comp Sempre negativo come si vede dalla Tab 1 Per calcolare la forza erogata dall attuatore nello stato attivato sufficiente sommare alla forza 2 sviluppata dal filo SMA nello stato attivato la forza 18 fornita del compensatore Fatt kat Foompli x n Keomp 2 Tin 19 In modo analogo la forza erogata dall attuatore nello stato disattivato si calcola som mando la forza sviluppata dal filo SMA nello stato OFF tramite l Egn 3 o la 4 e la forza del compensatore 18 Utilizzando l approssimazione bilineare della martensite 3 si ottiene kmat Fcompls x Fcomp Emin se lt g lisa 20 knar Ema kmb x Tg Foomplaaa Fcomp Lmin e iy Compensazione di attuatore con due elementi SMA contrapposti Nel caso di attuatore con elementi SMA contrapposti sono presenti nel sistema due elementi a memoria di forma indicati con 1 2 in generale differenti tra loro per geometria Per sem plicit si ipotizza che questi siano realizzati con la stessa lega e quindi che siano caratterizzati dagli stessi parametri
146. a ottenuta attraverso Putilizzo del metodo dei minimi quadrati basato su polinomi quadratici v Fig 14 Le corrispondenti accelerazioni angolari sono riportate nella Fig 15 Applicando tale andamento di velocit angolare alla camma le vibrazioni del cedente risultano essere quelle riportate nella Fig 16 dove sono poste a confronto con quelle risultanti dall applicazione della velocit angolare modificata ma non smussata e della velocit angolare costante rad s sm Q O O nadia o 0 01 0 0 01 0 02 0 03 0 04 0 05 0 20 40 60 80 100 120 140 Tempo t s Angolo p gradi a b Figura 14 Andamenti di Q e Q m a in funzione del tempo b in funzione dell angolo di rotazione della camma 59 x 10 4 i 90 0 a 3 I a 60 _ at v sm 2 o T pre S c 0 YW Qi Z 2 a a 4 0 01 0 001 0 02 0 03 0 04 0 05 Tempo t s Figura 15 Accelerazioni angolari della camma Gli effetti della velocit angolare media sull andamento della velocit angolare modificata si possono osservare nella Fig 17 mentre la Fig 18 riporta gli analoghi andamenti per la velocit angolare modificata e smussata 150 I I 0 costante 100 O smooth Q modificata
147. afety and performances of braking and traction system On modern high speed trains especially with distributed traction power traction and 171 Figure 1 Examples of existing full scale test rigs Roller rig of AnsaldoBreda Research Center in Napoli Deutsche Bahn roller rig in Munich braking systems interact each other As a consequence in a short term scenario complex in teractions between traction and braking systems have to be investigated especially when low adhesion conditions involve a continuous and fast modulation of the efforts exerted by both plants Traditionally the tests were conducted directly on the line but the difficulty of such type of testing is increasing due to the excessive costs and to the necessity of managing the tests with the ordinary traffic A new possibility 1s represented by the realization of dedicated test rigs able to reproduce the conditions that the component would meet during a real operation These type of test rig are called Hardware In the Loop HIL 1 2 the component to be tested is surrounded with a hardware software environment the software core calculates in real time what the component would feel if it was in a real operation and the hardware part reproduces by means of a series of actuators these solicitations In a preceding work the authors described the feasibility of degraded adhesion tests on a full scale locomotive roller rig 3 This type of test is necessary to verify the behavi
148. al Investigations into the Effects of Input Shaping on Trajectory Following Proc Of the 1994 American Control Conference 8 Chew M Chuang C H 1995 Minimizing Residual Vibrations in High Speed Cam Follower Systems Over a Range of Speeds J of Mechanical Design Trans ASME 117 pp 166 172 9 Sahinkaya M N 2001 Input shaping for vibration free positioning of flexible systems Proc Instn Mech Engnrs 215 part I pp 476 481 10 Andresen U Singhose W 2004 A Simple Procedure for Modifying High Speed Cam Profiles for Vibration Reduction J of Mechanical Design 126 pp 1105 1108 11 Felszeghy S F 2005 Steady State Residual Vibrations in High Speed Dwell Type Rotating Disk Cam Follower Systems J of Vibration and Acoustics 127 pp 12 17 12 Gatti G Mundo D 2009 On the direct control of follower vibrations in cam follower mechanisms Mechanism and Machine Theory 45 pp 23 35 64 METODI DI VISIONE ARTIFICIALE IN SISTEMI ROBOTIZZATI PER IL SETTORE AUTOMOTIVE Angelo O Andrisano Dipartimento di Ingegneria Meccanica e Civile Universit di Modena e Reggio Emilia Italia E mail angelo andrisano unimore it Marcello Pellicciari Dipartimento di Ingegneria Meccanica e Civile Universit di Modena e Reggio Emilia Italia E mail marcello pellicciari unimore it Francesco Leali Dipartimento di Ingegneria Meccanica e Civile Universit di Modena e Reggio Emi
149. al stress from forces and moments at the nodes of a finite element mesh based on work equivalence considerations 8 This method has the distinctive advantage of providing a structural stress fairly insensitive to the mesh features element size and element type in the areas corresponding to the weld toes Elemental stresses or stresses extrapolated to the nodes are in fact influenced by the element formulation and by the geometric characteristics of the finite elements whereas nodal forces directly derive from the equilibrium of the structure 12 Nodal forces and moments for each element are calculated from the stiffness matrix and the nodal displacements and rotations The displacements are the primary output of displacement based FE codes and the equilibrium at each node in the mesh is satisfied regardless of the element size and element formulation In the through thickness linearization method first distributed line forces and moments are determined along the edges of the weld toe lines starting from balanced nodal forces and moments then at each node the structural stress is calculated as 6 E T x 1 t t where is the section thickness of the plate f is the line force in the local y direction orthogonal to the weld line and in the plane of the shell m is the line moment in the local x direction tangent to the weld line Forces and moments have to be preliminarily rotated into local coordinate systems defined at the nod
150. alcun attuatore e un tendine flessore mediale che aziona il giunto mediale e due tendini tendini prossimali disposti simmetricamente per l attuazione dei due g d l del giunto prossimale flessione estensione e adduzione abduzione 344 Giunti a perno Sensori di forza Fotodiodo Dito robotico Sensori di posizione Figure 4 Dito della UB Hry Sensori di forza e posizione angolare Disegno del giunto La struttura interna del dito realizzata per mezzo di prototipazione rapida L obiettivo quello di raggiungere la massima integrazione possibile tra gli elementi strutturali al fine di mini mizzare le procedure di assemblaggio I prototipi sono realizzati in materiale plastico Full cure 720 E 2870M Pa v 0 33 ed utilizzano giunti a perno ricavati direttamente nella falangi Fig 4 Questa semplice soluzione progettuale risulta sufficientemente af fidabile resistendo ad un minimo di 100000 cicli in operazioni di apertura chiusura libera senza mostrare alcun cedimento Si sta attualmente testando la possibilit di migliorare le caratteristiche del materiale plastico mediante infiltrazione ionica di metallo Apparato sensoriale Al fine di controllare adeguatamente la U BHzrvy ed ottenere un adeguato livello di destrezza stato Impiegato un algoritmo che necessita come input dei valori delle posizioni angolari dei giunti e delle forze ai tendini in prossimit dei giunti stessi I dettagli riguardanti l algoritmo di co
151. ale del rotore che quello della cappa con orientazione tangenziale delle fibre Si potuto evidenziare che il materiale della cappa presenta caratteristiche statiche piuttosto spinte con scostamento al limite di proporzionalit oltre i 1200 MPa mentre lo stesso parametro per l altro materiale si attesta intorno agli 800 MPa Entrambi i materiali presentano un addolcimento ciclico molto marcato nel caso di quello della cappa Quest ultimo materiale si dimostra il migliore anche nel comportamento a fatica con pi elevati di circa il 40 coefficienti di resistenza a fatica 0 e di duttilit e con un curva di Manson Coffin maggiormente spostata verso l alto ed ad andamento piuttosto spianato appena accennato il passaggio fra comportamento prevalentemente elastico e comportamento prettamente plastico Nei prossimi mesi si prevedono ulteriori prove per portare a compimento la campagne sperimentale pianificata in Tab 2 Una volta noti tutti 1 parametri di entrambi i materiali nelle due orientazioni delle fibre previste si proceder al perfezionamento e allo sviluppo di algoritmi numerico simulativi per mettere a disposizione uno strumento in grado di assistere il progettista nella fase di sviluppo e soprattutto di revisione e previsione di vita residua delle cappe e dei rotori Ringraziamenti Gli autori desiderano ringraziare 1 tecnici Sig Dino Balduzzi e Sig ra Vanda Roversi del Dipartimento DIEM dell Universit
152. ale materiale si pu con siderare incomprimibile e presenta in condizioni quasi statiche un comportamento ottima mente approssimabile come iperelastico e isotropo Infatti nonostante la tecnica di Stere olitografia preveda la deposizione di strati di materiale con spessore di 0 016 mm 18 il comportamento a compressione di provini di geometria cubica ottenuti in Tango Plus non presenta sostanziali differenze al variare dell orientamento del provino stesso almeno per quanto riguarda l intervallo di deformazioni considerato in questo lavoro Analisi sperimentale Come gi commentato in una precedente memoria 19 un investigazione approfondita delle propriet intrinseche di rivestimenti soffici richiede la determinazione di un numero molto ele 348 Motore Cella di carico Provino Superificie linear rigida Figure 9 Strumentazione vato di parametri Dal punto di vista della manipolazione di primaria importanza e assoluta necessit per operazioni controllate in forza la conoscenza del comportamento di fingertip soggetti ad un carico normale ed in condizione di contatto con corpi di varia morfologia ed eventualmente rigidi In particolare in letteratura sono presenti numerosi lavori che analizzano il comportamento di provini emisferici soffici in condizione di contatto 20 22 contro pareti rigide piane Lavori pi recenti trattano il comportamento di provini composti da un anima rigida ed un rivestimento elastico o viscoelas
153. ali ad alta resistenza Il comportamento a fatica di due materiali 18Mn18Cr detto comunemente 18 18 per il contenuto del 18 di Cromo e del 18 di Manganese e 8Mn8Ni4Cr viene confrontato su base sperimentale la compagna condotta ha mostrato come il primo denoti una maggiore resistenza all infragilimento di idrogeno e una pi elevata resistenza a fatica Se nel primo caso non si osserva inoltre frattura intergranulare questa si riscontra invece nel secondo Tali risultati appaiono confermati anche dalle sperimentazioni riportate in 4 queste mostrano che l acciaio 18Mn18Cr presenta un elevata resistenza a corrosione con prestazioni migliori rispetto ad un altro acciaio idoneo ad applicazioni di questo tipo il 18Mn5Cr In particolare viene sottolineato come il primo acciaio denoti elevate resistenza a rottura e a snervamento elevata tenacit a frattura e buone prestazioni a fatica In 4 si affronta anche il tema dell anisotropia il limite allo snervamento viene determinato per provini ricavati da billette incrudite a trazione Sono due le orientazioni considerate lungo la direzione longitudinale direzione della tensione principale massima e perpendicolarmente ad essa I risultati mostrano come le prestazioni migliori si abbiano lungo la direzione longitudinale limite statico incrementato anche del 20 e come l effetto di anisotropia diminuisca oltre che per un minore incrudimento anche passando dal materiale 18MnSCr al materiale
154. alo nei primi cicli prima della stabilizzazione Successivamente il valore si stabilizza anche se potrebbe non esserci come ben evidenziato in questo caso un tratto perfettamente stazionario della curva Terminata la fase di vita stabile inizia il decadimento della cuspide via via sempre pi rapido man mano che il difetto si propaga Al termine delle prove tutti 1 provini sono stati ispezionati visivamente per accertare la presenza effettiva del difetto In alcuni casi quando la cricca non era di facile individuazione si proceduto a controlli non distruttivi con l impiego di liquidi penetranti fluorescenti post emulsionabili Risultati sperimentali sul materiale del rotore 26NiCrMoV14 5 Con l ausilio degli strumenti prima citati si ricavata dapprima la curva 0 statica Fig 11 il che ha permesso la stima del modulo elastico E 193 800 MPa del coefficiente di plasticit statico K 1013 MPa e dell esponente di incrudimento statico n 0 059 Eq 2 1 1 anta o n a 0O 0 059 2 E K 193 800 1013 Si quindi proseguito con la determinazione della curva ciclica ricavata interpolando su numerose prove di fatica effettuate a diversi livelli di ampiezza di deformazione La curva ciclica ricavata per inviluppo delle cuspidi superiori dei cicli di isteresi stabilizzati La condizione di stabilizzazione stata verificata secondo l algoritmo precedentemente enunciato La Figura 11 riporta unitamente alla curva stati
155. analysis which are the force plat form the passive reflective markers and the infrared video camera These tools are present in most of the gait analysis laboratories refer to each manufacturer for a detailed description of their specifics and capabilities 301 Figure 1 Passive reflective markers left and infrared camera right Force Platform The force platform is the subject of this paper and is made of a rigid rectangular platform connected to the ground by four force sensors placed at the vertices of the rectangle Force sensors are usually three axis sensors One or more platforms are placed at the ground level and the patient is asked to normally walk in laboratory trampling on platforms It will be shown in the next section that the force signals measured are used to compute the force reaction of the floor with respect to the foot action and the geometrical point of application of that force in the plane of the platform The correct calculation of the force exerted between the foot and the ground is an impor tant parameter which is used for clinical decision making and treatment planning together other kinematics parameters Passive Reflective Markers The reflective markers are used together with the infrared camera to calculate the kinematics of the gait that is the spatial and angular displacement of the anatomic segment and joints of clinical interest usually the main joints of the lower limbs ankle knee and hip tog
156. anics using finite elements analysis and experiments Vol 3 pp 2179 2184 vol 3 Li Y and Kao I 2001 A review of modeling of soft contact fingers and stiffness control for dextrous manipulation in robotics Robotics and Automation 2001 Proceedings 2001 ICRA IEEE International Conference on 3 pp 3055 3060 vol 3 Biagiotti L Tiezzi P Melchiorri C and Vassura G 2004 Modelling and controlling the compliance of a robotic hand with soft finger pads In IEEE Int Conf on Robotics and Automa tion ICRA Workshop on Multi point Interaction in Robotics and Visrtual Reality 353 354 A GEOMETRIC CHARACTERIZATION OF THE JACOBIAN FOR PLANAR AND SPHERICAL FULLY PARALLEL MANIPULATORS Carlo Innocenti Department of Mechanical and Civil Engineering University of Modena and Reggio Emilia Italy E mail carlo innocenti unimore it Abstract The paper relates the determinant of the Jacobian matrix of planar and spherical in parallel actuated manipulators to the measure of two elementary geometric entities that can be visually identified based on the manipulator configuration Although these entities are virtually of the same kind for the two considered types of manipulators their measures have to be combined in slightly different ways in order to obtain the determinant of the Jacobian matrix The presented results are especially useful for the optimal dimensional synthesis of planar and spherical fully parallel m
157. anipulators with a limited workspace Keywords Jacobian singularity parallel manipulator dimensional synthesis 1 INTRODUCTION The importance of identifying the geometrical conditions that are typical of a parallel manipulator at a singular configuration has long been recognized as documented by the many contributions focused on the subject 1 15 A parallel manipulator at a singular configuration is uncontrollable hence understanding the geometrical features of singular configurations helps recognizing and eschewing them At a singular configuration the Jacobian 1 e the determinant of the Jacobian matrix of a parallel manipulator vanishes For any non singular configuration the absolute value of the Jacobian is often taken as a measure of the distance of the manipulator configuration from singularity In loose terms maximizing the absolute value of the Jacobian means minimizing both the sensitivity of the end effector posture to the clearance in the manipulator s joints and the actuator reactions for a given external load on the end effector Despite its potential usefulness scant attention has been paid so far in the literature to the geometrical characterization of the Jacobian of parallel manipulators Only in 4 has the Jacobian of a planar fully parallel manipulator been provided with a geometrical meaning subsequently exploited to identify the manipulator configurations that maximize the magnitude of the Jacobian This
158. annot be solved in a simple way or with a low computational cost In many studies the model of the lower limb features three rigid segments representing the foot the shank and the thigh For example the rigid segments are constrained by four li near tension springs that represent four muscles to understand how the elastic components of muscle tendons systems behave in a human like segmented leg structures 35 A similar bidimensional spring mass model has been used to find the joint stiffness of both the ankle and the knee the global leg stiffness and the relationship between the local and global stiff ness 36 In 37 dynamic muscoloskeletal model the three rigid segments representing the leg are connected by 21 attached muscles defined by their physiological cross sectional area and the maximum muscle stress this model has been used to estimate the bone contact forces acting on the distal end of the tibia during the stance phase of running Some researchers used three rigid segments connected to each other by ball hinges with three indipendent rotational degrees of freedom this is a 3D model that can predict walking patterns or could reconstruct non measured rotations 38 In a few studies the lower limb is represented with more than three segments For example the leg consists of a thigh shank patella and foot to examine the individual contributions of the ankle plantar flexors 39 otherwise a 3D model is formed 327 of upper leg lower
159. annular circular plates can be considered as special cases and they can be solved following the same approach within the proposed technique In this case the domain mapping can be given in polar coordinates _ a 1 n r 1 x 1 sin an a 1 r r y sin an n 0 1 1 A 1 sin an cos 77 0 1 23 where e 0 27 is the sector angle a and b are the lengths of the major and minor semiaxes of the external ellipse k a b is their ratio axr and bxr r e 0 1 are the lengths of the major and minor semiaxes of the internal ellipse Clearly a 27 yields a circular or elliptic annular plate a 27 andr 0 yields a circular or elliptic plate and k 1 yields a circular annular plate In the latter case Eqn 23 reduces to the simpler form x a 1 r r cos a7 0 1 24 y al 1 r 6 r sin an n e 0 1 30 If a 27 annular plate the shape functions along the 77 coordinate can be selected as terms of the Fourier series cos 2zin i 0 1 2 MD Onin j 12 3 3 Example 5 A circular sector plate simply supported on the straight edges and free on the curved ones with k 1 a 2 r 0 5 a 7 4 and v 0 3 is considered In Tab 5 the dimensionless frequencies 2 computed using 8x8 free free and simply supported beam eigenfunctions 64 global dofs are compared with those reported in Refs 4 and 7 Shapes of modes 1 and 4 are plotted in Fig 9 Example 6 A ci
160. antify the efficiency of different tool steel chemical composition or of the heat treatment parameters in term of die life expectations The experimental campaign consisted of different temperatures and stress levels allowing the analysis of the correlation between the die deformation and the process parameters in the creep fatigue regime 102 Temperature C 1000 C Austenitizing 585 C Second tempearing 500 C First tempearing Quenching 30 min nitrogen eee Figure 1 Heat treatment applied to the AISI H11 steel Table 1 Chemical composition of the AISI H11 steel used in the present study in wt Peps pera eee 0 38 1 06 0 01 0 00 0 00 4 96 1 21 0 22 0 07 0 31 0 0 6 2 5 0 0 0 0 0 2 MATERIALS AND METHOD The hot work tool steel AISI H11 X37CrMoV5 1 with a tempered martensitic structure was investigated in this work Its chemical composition is presented in Tab 1 In order to define the final specimen geometry and the testing conditions the step procedure in Fig 2 was used Two porthole dies with different bridges shape were included in the 3D simulation of the extrusion process performed by means of DEFORM 3D as shown in Fig 3 Setting the appropriate initial process parameters the output of these simulations were the pressure and the force components acting on the dies as exerted by the deforming billet Simulation of the extrusion process load acting on th
161. approcci alla produzione industriale non convenzionali tali sistemi grazie alla loro aumentata sensorialit ed autonomia saranno caratterizzati da un elevata flessibilit operativa Inoltre l attivit verr rivolta allo sviluppo di metodologie di analisi di sistema al fine di rendere maggiormente efficiente l inserimento delle nuove tecnologie suddette all interno dei sistemi produttivi e logistici esistenti UOR 1 4 Laboratorio di tecniche antincendio prof P Tartarini L obiettivo quello di fornire attivit di ricerca sviluppo ottimizzazione di prodotti e sistemi di controllo soppressione ed estinzione degli incendi alle Aziende specializzate del settore Il progetto rappresenta l evoluzione delle attivit di ricerca gi condotte in questo settore in collaborazione con aziende del territorio e con il Department of Fire Protection Engineering University of Maryland USA L esperienza acquisita sul tema consente di porre oggi il DIMeC come riferimento regionale e in notevole anticipo rispetto alle Regioni limitrofe per ricerche misure e prove di concerto con il Comando Regionale dei Vigili del Fuoco e con le aziende interessate non solo a sviluppare sistemi ma anche a verificare sistemi alternativi per la sicurezza antincendio Le principali attivit previste nell ambito del progetto di ricerca riguardano esecuzione di studi di base relativi a condizioni e modalit di formazione e propagazione delle fiamme
162. arametri quali deformazione velocit di deformazione e temperatura e quindi anche il flusso del materiale ma possono essere ottimizzate con maggiore libert Le striature da performance della matrice posso sopraggiungere come conseguenza di una azione meccanica sul profilo in uscita Una matrice danneggiata o usurata pu infatti graffiare o alterare la geometria dell estruso cos come pu accadere a causa di depositi duri ossidi e carbonio o zone di ristagno del materiale Il processo di formazione delle striature di questa ultima categoria sostanzialmente diversa dai precedenti come evidenziato in Fig 4 In un caso un azione meccanica diretta che altera la geometria della superficie negli altri casi invece un insieme di parametri che influiscono sulla struttura metallurgica es dimensione del grano precipitati intermetallici 252 Struttura billetta Processo di estrusione Design matrice Performance matrice Concentrazione di Gradienti di eterogeneit inclusioni deformazione velocit e sviluppo licalizzato di calore Effetti sulla SOUU ene ai Effetti sulla geometria delle superfici dim del grano orientamento precipitati STRIATURE Figura 4 Diagramma di classificazione delle cause delle striature Saldature Tra le varie cause esposte le saldature longitudinal
163. ario Nella produzione di profili estrusi per applicazioni architettoniche e di design ovvero dove i requisiti estetici sono tra i fattori guida la comparsa di difetti superficiali una delle principali problematiche che un estrusore deve affrontare tra queste le striature sono uno dei difetti di pi difficile risoluzione cui spesso associata l aggravante di comparire solo alla fine del ciclo di fabbricazione ossia dopo l anodizzazione Nel presente articolo riportata inizialmente una panoramica su definizione origine fisica e classificazione di cause e effetti di tale difetto successivamente viene descritta l analisi effettuata su un profilo che presenta una striatura sottile ma ben marcata comparsa solo successivamente al trattamento di anodizzazione superficiale Il profilo in esame prodotto per estrusione diretta di una lega di alluminio AA6060 mediante una matrice di tipo porthole a 6 razze Nello specifico sono state analizzate tre zone del profilo due sezioni ed una porzione superficiale con i seguenti metodi di indagine microscopio ottico microscopio ottico in luce polarizzata microscopio elettronico a scansione SEM SEM con sonda EDS Le indagini svolte hanno permesso di correlare la presenza del difetto con la distribuzione delle dimensioni dei grani e la distribuzione di precipitati e intermetallici a base ferrosa localizzati in prossimit delle zone di saldatura del profilo Keywords estrusione difetti striature
164. arre tonde e nastri piani soggetti a torsione o tiro assiale il lavoro conferma la validit della teoria di Neuber nelle condizioni ideali in cui stata sviluppata intaglio acuto superficiale sottoposto a tensioni tangenziali Per intagli reali raggio di fondo arbitrario profondit finita le previsioni del metodo sono inattendibili soprattutto in presenza di tensioni normali Si osserva per che previa ridefinizione del fattore di profondit e distinguendo tra intagli soggetti a tensioni tangenziali y P 2x1t Tgh 2xt P e intagli soggetti a tensioni normali y P 3zt TghGxrt P il criterio produce risultati molto accurati e pu essere utilmente applicato ai casi pratici BIBLIOGRAFIA 1 Neuber H 1958 Kerbspannungslehre 2 edizione Springer Berlino pp 159 163 2 Heywood R B 1952 Designing by photoelasticity Chapman amp Hall Londra 202 205 3 Peterson R E 1974 Stress concentration factors Wiley New York 4 Hardy S J Malik N H 1992 A survey of post Peterson stress concentration factor data Int J Fatigue 14 3 147 153 5 Atsumi A 1958 Stress concentrations in a strip under tension and containing an infinite row of semicircular notches Quart J Mech and Applied Math 11 4 pp 478 490 6 Dragoni E 1994 Concentrazione delle tensioni negli intagli periodici Atti XXIII Convegno Nazionale AIAS Rende CS 20 24 Settembre pp 441 447 7 Dragoni
165. ary dealing with the coefficient a unique interpolation made through the definition of a mean plane which depends only on D spand s would cause discrepancies up to 30 because the difference in the fork stiffness is not appreciable only with these two parameters By deeply studying the shape of the forks around the central bush we pointed out two more geometrical parameters which are able to highlight the different stiffness of each fork group and that can help in defining the overall mathematical function It was noticed that the stiffness is influenced both in the transversal direction Y direction in Fig 4 and in the longitudinal direction X direction in Fig 4 by the amount of material located near the central bush 214 b Figure 5 J a and J b planes as a function of D sand s Therefore according to 12 and referring to Fig 4 two additional parameters j and k were defined Eq 7 and added to the analytical expression of p in order to interpolate all the 15 planes with the same equation Hence the overall expression Eq 8 1s capable to provide the corrective coefficient with mean errors always lower than 10 A stiff fork that is a fork with a large amount of material around the central bush typically installed on a high performances vehicle presents coefficient within the range 1 7 2 while a light fork that is similar to a true bush has coefficient within the range 1 1 1 4 As mentioned before
166. aso di lamierini laterali invece la componente di tensione critica quella tangenziale da cui consegue che la forza massima sopportabile dal giunto proporzionale al quadrato del lato del tubo Questa interpretazione analitica trova riscontro nei risultati sperimentali che mostrano come il rapporto tra i carichi massimi sostenuti dalla giunzione rispetti questo andamento Tabella 5 In particolare nel caso della configurazione con lamierini sulle basi la forza 202 Tabella 5 Dipendenza dal lato del carico della struttura a Configurazione Componente di tensione critica Dipendenza della componente di tensione critica dal lato L 25 o Rapporto tra i lati L n 0 63 0 39 Rapporto tra le forze massime sperimentali 0 81 0 39 Pa 25 LP riso 40 massima sperimentale in funzione del lato Z aumenta poco pi che linearmente differenza probabilmente imputabile agli effetti flessionali indotti nella giunzione dallo specifico caricamento Per la configurazione con lamierini laterali invece il rapporto tra le forze massime coincide esattamente con il quadrato del rapporto tra le dimensioni del lato del tubo L Questo conferma la correttezza della stima analitica che presenta un errore di circa il 20 nel primo caso mentre l errore scende sotto 1 1 nel secondo 5 CONCLUSIONI Il lavoro mostra l applicabilit e l accuratezza di un modello semplificato agli elementi fin
167. ateriale della cappa sono nettamente superiori rispetto a quelle del materiale del rotore lo scostamento al limite di proporzionalit incrementato di circa il 60 passando da 800 MPa a ben oltre 1200 MPa Si tratta di valori che vanno anche oltre rispetto a quelli di riferimento indicati in diverse pubblicazioni fra cui 2 11 Le prestazioni a fatica possono essere confrontate alla luce della collocazione delle relative curve di Manson Coffin insieme rappresentate nella Fig 17 Si osserva come nel caso della cappa la relativa curva sia decisamente pi in alto e come si abbia ancora una vita intorno ai 250 cicli 500 semi cicli per valori elevati di ampiezza di deformazione A 2 1 5 Si riscontra inoltre una vita oltre 1 5 10 cicli 10 semi cicli per un ampiezza pari allo 0 3 Per quanto concerne 1 parametri caratteristici del comportamento a fatica il materiale della cappa presenta un maggiore coefficiente di resistenza a fatica 0 incremento del 49 ma anche un pi elevato in valore assoluto esponente b il che indica che la retta rappresentativa delle deformazioni elastiche risulta pi alta ma anche pi inclinata verso il basso 1 E 02 SS 2 EE Cappa tangenziale 18Mn18Cr 5 1 E 00 O O 1 E 01 Rotore fangenziale N 26NiCrMoV14 5 O 1 E 02 1 E 00 1 E 01 1 E 02 1 E 03 1 E 04 1 E 05 1 E 06 Semi Cicli 2N Figura 17 Curve di fatica per 1 due materiali poste tra loro a confronto
168. attuatore Tale attivit 13 convalida il concetto proposto nonch 1 risultati teorici gi presentati in 9 14 In particolare il prototipo della struttura mostrato in Fig le condizione indeformata ed in Fig 1f piattaforma della SDS soggetta ad un carico costante agente nella direzione z Il prototipo complessivo dell attuatore presen tato in Fig 1g attuatore in stato disattivato o in stato OFF ed in Fig 1h attuatore in stato attivato o in stato ON Possibili applicazioni di questo tipo di attuatori sono le celle di Braille 5 1 robot leggeri 1 e le interfacce aptiche 15 2 ATTUATORI A FORZA COSTANTE ASPETTI CONCETTUALI In generale la deformazione elettricamente indotta del film di ED produce una variazione della lunghezza dell attuatore l P O dove P e O sono ad esempio due punti dell attuatore giacenti sull asse di simmetria del film di ED Fig 1b ed una forza avente la stessa direzione del vettore OP che pu essere fornita ad un utilizzatore esterno Questa forza denominata spinta utile Fa la risultante di due forze interne e La forza di reazione della SDS Fs dovuta alla rigidezza stessa della struttura che fun zione della configurazione attuale dell attuatore La struttura flessibile si comporta in generale come una molla di compressione non lineare unita in parallelo al film di ED e La forza F7 del film di ED che rappresenta la forza risultante nella direzione di attuazione definita
169. ault location characterised by two peaks It is interesting to note that the distance between the peaks at low speed distance A in Fig 4 is approximately equal to the distance between the corresponding peaks at high speed distance B in Fig 4 So the peak distance in terms of wheel rotation is not influenced by the speed On the other hand the amplitude is higher in case of higher speed in fact the impact between the incorrectly pasted surfaces of the tread and the hub is obviously more intense Concerning the influence of load Fig 5 a tries to qualitatively explain how the contact area at different loads changes in particular point A represents the extreme of the contact area at low load conditions involving a smaller surface and angular extension of the contact On the other hand point C represents this extreme in the highest load condition determining the largest contact area and therefore involving the largest wheel angular extension Figure 5 b shows the TSA vibration signals obtained for defect A2 at three different loads low medium high and the same speed It is clearly confirmed that the angular extension of the transient event becomes wider as load increases As a matter of fact the impulsive phenomena start end contact of the non pasted surfaces related to the high load condition correspond to wheel rotation of approximately 85 while at the low load condition to a rotation of only 65 41 acceleration amp
170. bara Ricci Stefano Rivola Alessandro Rompato Marco Rosati Giulio Rossi Aldo Rubini Riccardo Scir Mammano Giovanni Segatori Antonio Sorrentino Silvio Spaggiari Andrea Strozzi Antonio Tomesani Luca Toni Paolo Troncossi Marco Vassura Gabriele Vergnano Alberto Vertechy Rocco Vincenzi Nicol Zanotto Damiano Zhou Jie 370 65 171 155 101 89 89 247 289 289 299 263 247 19 193 155 101 247 171 89 311 341 1 65 311 209 289 101
171. based on the Effective Interface Mass EIM measure of dynamic importance which constitutes a generalization of the effective mass concept that has been traditionally used by structural dynamicists to assess the completeness of a reduced mode set The EIM approach was introduced by Kammer et al 11 12 already in the mid nineties with main goals being pure structural dynamics and control structure interaction applications here the authors propose a possible extension towards multibody dynamics which is the main novelty character of this paper Modal selection procedure The EIM measure was developed by considering Eqn 11 from which the time domain response of the i th fixed interface mode to the a set inputs can be computed as q P tjo sin t r dr 12 being the mode eigenfrequency Denoting the convolution integral as V the previous can be expressed in a more compact form as 94 q o BY 13 from which the corresponding modal acceleration results PN 14 Once again considering Eqn 7 its upper partition holds M K u f f 15 in which the product P g has been designated as f representing the portion of the load at the interface due to the response of the fixed interface modes Using Eqn 14 this can be expressed as f P q Spy S a PTV So MV 16 The norm of the matrix M gives thus a relative measure of the contribution of the i th fixed interface mode to the loads at
172. bene in quest ultimo caso il materiale sarebbe stato sufficiente per la realizzazione di provini conformi a 22 Per ognuna delle quattro casistiche in Tab 2 si sono realizzati 40 provini Questi sono destinati alla determinazione della curva statica coefficiente di plasticit statico K esponente di incrudimento statico n modulo di Young E di quella ciclica coefficiente di plasticit a fatica K esponente di incrudimento ciclico n e di quella di Manson Coffin coefficiente di resistenza a fatica O s coefficiente di duttilit a fatica esponenti di fatica b c Questo numero appare congruo anche in considerazione di precedenti lavori nel settore descritti in 23 Le prove statiche e a fatica sono state condotte su una macchina servoidraulica INSTRON 8032 con l impiego di un idonea attrezzatura realizzata espressamente descritta al successivo paragrafo Va infine osservato che la conoscenza dei succitati parametri statici e ciclici mette nelle condizioni di operare analisi numerico simulative sullo stato tensionale deformativo range Ao e Ae nei punti maggiormente sollecitati in presenza di scorrimenti plastici localizzati e di valutare localmente il numero di cicli di vita sino alla formazione di un primo difetto ingegneristicamente visibile Nell ottemperare la prima esigenza si pu utilizzare il modello dell iperbole di Neuber ricercando l intersezione fra l iperbole stessa e il ramo del ciclo di isteresi ric
173. bernetics Atlanta USA 14 17 October 13 Roos E Behrens A 1997 Off line programming of industrial robots Adaptation of simulated user programs to the real environment Computer in industry vol 33 18 1 p 139 150 14 Nash M 2004 Simulation systems bridging the gap Manufacturing Computer Solutions vol 10 n 2 p 50 53 15 In Proceedings Yeasin M Chaudhuri S 1998 Automatic generation of robot program code In 6th IEEE International Conference on Computer Vision ICCV Bombay India 4 7 January 80 PROGETTAZIONE DI PRODOTTI EASY ASSEMBLING Gianluca Medri Dipartimento di Ingegneria Industriale Universit di Parma E mail gianluca medri unipr it Sommario Si presentano considerazioni e design drivers sulla progettazione di prodotti destinati a situazioni caratteristiche in sede di montaggio o smontaggio del manufatto per la messa in funzione In particolare si trattano i prodotti che sono usualmente montati 0 smontati fuori del controllo del produttore a manufatti che sono consegnati montati smontati e che devono essere montati smontati e rimontati frequentemente in servizio b manufatti che sono smontati e rimontati dal cliente utente per spostamenti e riposizionamenti c manufatti in scatola di montaggio Keywords Progettazione per il montaggio Assembly kit 1 INTRODUZIONE Le fasi finali della fabbricazione di un prodotto sono il montaggio delle parti a formare i comp
174. bilit dei robot rispetto alla variabilit dell ambiente di lavoro stato sviluppato e implementato all interno di un applicativo software un metodo originale di auto programmazione dei robot per l esecuzione di lavorazioni su componenti di forma complessa Una semplice interfaccia grafica in esecuzione su un PC dotato di frame grabber e di una libreria commerciale di visione guida gli operatori durante l applicazione del metodo e offre loro la possibilit di monitorare ogni fase del processo e di definire parametri specifici senza richiedere alcuna particolare abilit nella programmazione di robot Tale metodo stato validato attraverso la realizzazione del percorso di sbavatura del profilo esterno superiore di teste motore in alluminio per motori a elevate prestazioni fornendo errori di lavorazione compatibili con la precisione del sistema robotizzato I programmi robot ottenuti per il prodotto pilota possono essere usati lanciati direttamente per ognuno dei pezzi successivi riducendo drasticamente rispetto a un approccio di programmazione per autoapprendimento il tempo necessario per preparare 1l percorso utensile Tale vantaggio particolarmente evidente quando il numero di punti che compongono il percorso robot molto alto come nella finitura e sbavatura di forme complesse Se invece si considera un approccio di programmazione online basato su modelli CAD 3D e su interfaccia RRS Realistic Robot Simulation il metodo svilu
175. botic arm In this way wire configuration can be changed during therapy according to the horizontal motion of the upper limb of the patient As a result the working space was definely improved encompassing nearly the whole range of motion of the human arm Moreover the MariBot does not need to be set up before the beginning of therapy and this simplifies the work of the therapist Another improvement is that the weight of the robot has been reduced significantly by using a commercial lifting device as base structure to build the robot The MariBot targets the same patients as NeReBot Robot performances have been esti mated by adapting the simulation tool already used to optimize NeReBot configuration This software was initially employed to design the kinematic chain on top whose type and size has been optimized to get better human arm trajectories in the most common exercises After that the simulator was used to compare the arm trajectories obtained with the NeReBot to those obtainable with the MariBot This comparison proved the second machine to be much better than the first one even in the execution of motion in the vertical plane 5 The first prototype of MaRiBot is currently undergoing lab tests and clinical trials will start in the next future Thanks to the improvements in machine design we are confident that the clinical results of NeReBot will be confirmed and possibly improved Sophia 4 Sophia 4 String Operated Planar Haptic
176. bre 2007 DGR n 1853 07 Laboratorio InterMech Regione Emilia Romagna 3 Misc A http www intermech unimore it 4 In Proceedings Andrisano A O Bertacchi G Bertini S Bonaretti P Leali F Moretti G Pellicciari M Pini F 2006 Innovative research model for the integrated design and simulation of robotic cells in an Italian University Industry partnership In International Congress on Graphic Engineering Design and Innovation XVII INGEGRAF Barcelona Spain May 30 June 2 5 Misc A 2009 Regolamento di funzionamento del Centro Interdipartimentale per la Ricerca Applicata e 1 Servizi nel Settore della Meccanica Avanzata e della Motoristica Universit degli Studi di Modena e Reggio Emilia 6 Misc A 2007 Programma operativo regionale 2007 2013 Decisione C 2007 3875 07 08 2007 Codice CCI n 2007 IT 16 2 PO 002 Fondo europeo di sviluppo regionale Obiettivo competitivit regionale e occupazione Regione Emilia Romagna 18 APPLICATION OF SPECTRAL ANALYSIS TO VIBRATING PLATES OF GENERAL SHAPE Giuseppe Catania Department of Mechanical Engineering University of Bologna Italy E mail giuseppe catania mail ing unibo it Silvio Sorrentino Department of Mechanical Engineering University of Bologna Italy E mail silvio sorrentino mail ing unibo it Abstract Lightweight plate structures are widely used in many engineering applications their analysis and design callin
177. ca anche quella ciclica con evidenziazione dei punti sperimentali per i quali si eseguita l interpolazione Si osserva come la curva ciclica sia pi bassa rispetto a quella statica il materiale denota un addolcimento ciclico tipico degli acciai con una buona resistenza In Figura 12 invece illustrata nel dettaglio la procedura sperimentale di elaborazione della curva ciclica che va ad interpolare 1 punti di cuspide dei numerosi cicli stabili presi in considerazione Tale procedura ha permesso la stima del coefficiente di plasticit a fatica K 919 MPa e dell esponente di incrudimento a fatica n 0 058 Eq 3 133 1 1 O 0 n O O 0 059 e 2 2 193 800 800 i i 200 amp 600 2 l ci Statica i E ails Ciclica E Cc ab 0 0 5 1 1 5 Deformazione Figura 11 Curva statica e curva ciclica per il materiale 26NiCrMoV 14 5 Tensione MPa Deformazione Figura 12 Curva ciclica 26NiCrMoV 14 5 come interpolante dei punti di cuspide 1 1 PIA A a CA Oe 3 E K 193 800 919 Infine si determinata la curva di fatica A 2 2N secondo il modello di Manson Coffin sulla base delle numerose prove effettuate a diversi livelli di ampiezza di deformazione Questi sono stati scelti cos da ben descrivere la curva di fatica in un ampio campo di cicli tipico della fatica oligociclica da qualche centina
178. case of rotating machines Time Synchronous Average can be considered as a powerful tool in detecting the presence of faults It also permits the characterization of the source of alteration v The quality control at the end of assembly line requires the assessment of simple parameters that can be easily used for implementing a strategy of pass fail decisions v Since the test conditions affect the robustness of the results it is recommended to select them in order to make the output vibration signal rich in informative characteristics 48 Acknowledgements This work has been developed within the laboratory of research and technology transfer InterMech Division Acoustics and Vibrations LAV realized through the contribution of Regione Emilia Romagna Assessorato Attivita Produttive Sviluppo Economico Piano Telematico PRRIITT Misura 3 4 Azione A REFERENCES 1 Braun S J 1986 Mechanical Signature Analysis Academic Press London 2 Collacot R A 1979 Vibration Monitoring and Diagnostic Wiley New York 3 McFadden P D 1986 Examination of a technique for the early detection of failure in gears by signal processing of the time domain average of the meshing vibration Mechanical Systems and Signal Processing 1 2 April pp 173 183 4 Randall R B 1982 A new method of modelling gear faults Journal of Mechanical Design 104 pp 259 267 5 El Wardanay T I Gao D Elbestawi M A 1996 Tool co
179. cast iron hub A thin coating of adhesive pastes the tread on the hub while two roller bearings couple the hub with the shaft The application of the adhesive between the polyurethane tread and the cast iron hub represents the most critical assembly phase of these heavy duty wheels due to the fact that is completely realized by an operator Therefore it is easy to understand that the contamination of the link area between polyurethane and cast iron is quite frequent Four types of faulty wheels have been manufactured ad hoc with anomalies that mimic the real ones Such anomalies consist in zones of different dimensions where incorrect adherence between tread and hub takes place 38 Figure 1 Defect of different dimensions in polyurethane wheels defined as Al A2 A3 and A4 Figure 1 depicts the artificial faults defect A1 and A2 have an extension of 1 and 2 cm in tangential direction respectively for the whole tread width whilst A3 and A4 are localized in the centre of the interface tread hub with an extension of 1 cm and 2 cm in tangential direction respectively For each defect type three wheels have been tested in order to obtain more reliable results Moreover seven healthy wheels HW have been also tested in order to identify a reference pattern that represents the normal condition Experimental results and discussion The test bench used to perform the measurements is made up of a bottom support including a drum driven by
180. che nel caso c2 usualmente definito Manuale per l installatore vanno inserite tutte le istruzioni necessarie redatte in modo da essere comprensibili ai montatori in possesso della formazione tecnica stabilita per montare il prodotto in modo da garantire funzionalit sicurezza e la durata di servizio programmata Incidentalmente alcune di queste problematiche progettuali sono affrontate anche nel Design For Supportability con riferimento alla sostituzione di parti in manutenzione 4 MANUFATTI SOGGETTI A SMONTAGGI PRESSO L UTENTE Nei casi a e b la progettazione deve tenere conto dell esigenza di eseguire facilmente e senza effetti negativi su funzionalit e sicurezza frequenti montaggi e smontaggi da parte di personale specializzato o addestrato 0 comunque in possesso di cultura tecnica strumentazione e manualit adeguate usualmente non appartenente alla ditta produttrice e quindi l applicazione dei principi DFA DFD fondamentale L architettura del prodotto e le soluzioni tecniche possono risultare pi massicce e pi costose rispetto al prodotto consegnato completamente montato e destinato ad essere smontato solo in caso di manutenzione il prezzo di vendita pu risultare inferiore a quello del prodotto consegnato montato per la mancanza dei costi d assemblaggio ma il Life Cycle Cost tiene conto anche di questi ultimi ovviamente Ottime soluzioni si possono ottenere con la Progettazione Modulare quando i modul
181. cienze combinate ad un peso relativamente basso ed a costi estremamente contenuti In pratica un ED un dielettrico deformabile che pu subire deformazioni finite isocore in risposta all applicazione di un campo elettrico ed allo stesso tempo altera il campo elettrico applicato in risposta alle deformazioni subite 2 3 Gli ED vengono comunemente utilizzati sotto forma di film sottili rivestiti con elettrodi cedevoli su entrambi 1 lati ed impilati uno sull altro per formare un ED multistrato 4 L attivazione dell ED ossia l applicazione di una differenza di potenziale elettrico in seguito chiamato anche voltaggio tra gli elettrodi pu indurre un espansione del film e quindi uno spostamento dei punti perimetrali dell elastomero che pu essere utilizzato per produrre lavoro meccanico utile qualora siano applicate delle forze a questi punti In letteratura sono state proposte diverse morfologie di attuatori ad ED 1 3 5 In parti colare Vogan 6 e Berselli et al 7 hanno mostrato che il comportamento complessivo di un attuatore ad ED pu essere migliorato accoppiando un film di ED con un meccanismo compli ant di seguito chiamato anche Struttura Di Supporto SDS La SDS pu essere progettata in modo da modificare la caratteristica complessiva dell attuatore che dipende fortemente dalle propriet elastiche dell ED Per esempio dipendentemente dal design della SDS l attuatore pu operare in modo monodirezionale attuatore a s
182. circa il 20 Alla luce dei risultati ottenuti il metodo si propone come uno strumento accurato ed efficiente per la previsione del comportamento strutturale di costruzioni incollate complesse La disponibilit di dati affidabili e accurati in merito al comportamento elastico e fino a collasso dell adesivo appare un requisito essenziale per l attendibilit dei risultati forniti dal metodo Dall osservazione delle curve forza spostamento di Figura 4 si nota un apparente anomalia Il carico che il giunto in grado di sostenere massimo per la configurazione con lamierini posti sopra e sotto se il tubo ha lato 25mm Se il tubo ha lato 40 mm invece il carico massimo per la configurazione con lamierini laterali La spiegazione di questo comportamento che trova conferma anche nei risultati delle analisi FEM pu essere qualitativamente ottenuta attraverso semplici considerazioni analitiche che vengono presentate nel dettaglio nell Appendice 1 In base a questa interpretazione analitica si osserva che il carico di collasso delle giunzioni dipende dal lato del tubo quadro L in maniera differente per il giunto con i lamierini sulle basi o laterali Come riepilogato in Tabella 5 infatti nel caso di giunzione con lamierini sulle basi la componente di tensione che causa il collasso quella normale sollecitazione di pelatura e da ci discende che la forza massima sopportabile dal giunto proporzionale al lato del tubo quadro L Nel c
183. cobian matrix is seemingly dependent upon the same entities that influence the Jacobian matrix Actually for the problem at hand this is not entirely true More specifically the Jacobian is independent of both the choice of point E and the orientation of reference frame Oxyz as will be proved hereafter If a different point F were chosen as the reference point on the platform see Fig 1 the ensuing Jacobian matrix would result n Q F xn k Tan Q F xn k 6 n Q F xn k An equivalent expression for J is n O E xn k n kx E F J n O E xn k n kx E F 7 n Q E xn k n kx E F Matrices J and J differ in their third column only A comparison between Eqns 5 and 7 reveals that the third column of J is equal to the third column of J plus a linear combination of the first two columns the coefficients of this combination being the first two components of vector k x E F Therefore the ensuing condition holds det J det J 8 which proves that the Jacobian of the considered manipulator does not depend on the choice of the reference point on the platform Thanks to the just found result a geometrical interpretation of detJ can be easily obtained by choosing point E in such a way as to simplify as much as possible the expression for matrix J If point E is selected at the intersection of the axes of linear actuators 2 and 3 point V in Fig 2 then the ensuing expression for
184. colata fissa la testa filettata accoppiata con una boccola riferita di precisione all afferraggio ed precompressa mediante una chiave contro un punzone cilindrico Il provino qui raffigurato nella versione lunga ma anche quello corto pu essere ovviamente provato con la medesima attrezzatura successivamente vincolato anche superiormente una boccola accoppiata alla testa poggia su un cuscinetto assiale con ralla sferica e anello superiore capovolto questo permette l auto allineamento del provino gi bloccato inferiormente compensando gli spostamenti trasversali e le rotazioni relative fra gli afferraggi La precompressione della testa infine eseguita abbassando una vite con testa opportunamente lavorata e bloccandola con un controdado La vite a sua volta trasmette il carico ad un punzone che agisce direttamente sulla testa Un elemento intermedio interposto fra un afferraggio esistente e uno nuovo stato sagomato opportunamente 33 per permettere un adeguato spazio di manovra per la chiave che stringe la vite Il sistema pu funzionare anche in assenza di lubrificazione anche se consigliabile disporre un velo d olio all interfaccia fra la ralla esterna e la superficie sferica dell anello inferiore 4 PROVE SPERIMENTALI PER LA VALUTAZIONE DEI DISASSAMENTI La campagna sperimentale stata suddivisa in due fasi distinte Nel corso della prima si strumentato un provino del tipo lungo con estensimetri elettr
185. collaggi con adesivi che permettono il riposizionamento degli aderendi ma entro tempi usualmente ridotti fino a qualche minuto In chiusura si segnala che la responsabilit di prodotto in caso di malfunzionamento o incidente generalmente diversa nei tre casi c nel caso cl ricade sostanzialmente sul rivenditore che potr scaricarla sul produttore solo se si riscontrassero difetti occulti dei componenti e dell architettura del prodotto o evidenti carenze nel MIM MUM che per dovrebbero essere comunque controllati dal montatore perch non il produttore ad aver eseguito il montaggio finale e il collaudo del singolo manufatto nel caso c2 come c1 se l installatore un dipendente del rivenditore altrimenti si ha una responsabilit dell installatore come persona giuridica eventualmente attenuata dai difetti occulti sopra citati nel caso c3 la responsabilit del rivenditore limitata ai difetti di integrit in senso quantitativo e o qualitativo del contenuto della scatola di montaggio perch c l obbligo di controllo del materiale venduto mentre il produttore si assume l onere principale in caso di malfunzionamenti o danni in servizio errati montaggi da parte dell utente se non dovuti a dolo o colpa grave nell accezione giuridico tecnica dei termini sono da imputare in linea di principio a carenze della progettazione e o del MIM MUM Il valore giuridico delle non assunzioni di responsabilit de
186. colo conseguente alla minimizzazione dei gradi di libert del modello Semplicit generalit ed efficienza fanno del metodo proposto un valido strumento industriale per simulare il comportamento meccanico di strutture incollate di grandi dimensioni e geometria complessa 2 METODO La Figura 1 mostra la struttura trabeiforme incollata considerata nel lavoro La struttura costituita da due spezzoni di tubo quadro aventi lunghezza differente uniti da piastrine di 194 350 Figura 1 Schema del giunto tubolare incollato dimensioni in mm collegamento incollate per sovrapposizione semplice sui lati La struttura viene caricata a flessione su tre punti Essendo la zona di unione lontana dalla mezzeria nell adesivo delle giunzioni si sviluppa uno stato di sollecitazione indiretto e complesso La struttura di semplice realizzazione vuole rappresentare un simulacro di una struttura reale incollata e costituisce un buon banco di prova per il metodo proposto Il lavoro diviso in due fasi prove sperimentali e analisi computazionali Le prove sperimentali sono condotte in forma sistematica secondo un piano fattoriale completo Le analisi computazionali implementano tutte le configurazioni esaminate sperimentalmente Le prove sia sperimentali che computazionali sono state effettuate fino al raggiungimento del completo collasso della struttura Prove sperimentali La campagna sperimentale ha preso in esame due va
187. compensatore a doppio quadrilatero articolato Rigidezza della molla tradizionale B del quadrilatero II del compensatore a doppio quadrilatero articolato Rigidezza del sistema elastico di compensazione Rigidezza della molla tradizionale C del quadrilatero I del compensatore a doppio quadrilatero articolato Rigidezza elemento a memoria di forma nello stato disattivo primo tratto Rigidezza elemento a memoria di forma nello stato disattivo secondo tratto Rigidezza della molla convenzionale del compensatore a bilanciere Lunghezza della molla convenzionale del compensatore a bilanciere Lunghezza indeformata degli elementi a memoria di forma Lunghezza libera della molla tradizionale A del quadrilatero I del compensatore a doppio quadrilatero articolato Lunghezza libera della molla tradizionale B del quadrilatero II del compensatore a doppio quadrilatero articolato 286 loc Lunghezza libera della molla tradizionale C del quadrilatero II del compensatore a doppio quadrilatero articolato lorraa Lunghezza libera della molla convenzionale del compensatore a bilanciere m Lunghezza delle bielle del quadrilatero I del compensatore a doppio quadrilatero articolato Mr Temperatura di fine trasformazione Austenite Martensite n Lunghezza delle bielle del quadrilatero II del compensatore a doppio quadrilatero articolato p Prestiramento totale degli elementi a memoria di forma S Corsa dell attuatore Sg Rapporto fra la deflessione a cui si registr
188. condition of low speed and high load 40 A 0 i W f DT alii F I 90 180 270 360 angle deg A y eae pw ONT Nel er AJ y l f 90 180 270 360 angle deg Figure 3 TSA of the acceleration signal for defects Al A2 A3 and A4 at the test Table 1 Kurtosis of the TSA at the test condition of low speed and high load for defect types Al A2 A3 and A4 and for healthy wheels HW __ AI A2 A3 Ad HW 16 01 13 17 12 01 13 26 3 27 kurtosis Table 2 Kurtosis of the TSA at the test condition of high speed and low load for defect types Al A2 A3 and A4 and for healthy wheels HW pf AT A2 A3 Ad HW kurtosis Furthermore at high speed and low load see Tab 2 the faulty wheels can not be clearly identified by using the Kurtosis coefficient only defect A3 exhibits Kurtosis coefficient smaller than healthy wheels Observing the typical TSA signals depicted in Fig 3 it can be noted that they are mainly composed of two impulsive events in each wheel rotation These acceleration peaks are probably due to a double impact that happens when the faulty area comes into contact and then exits the contact between the wheel and the drum The amplitude and the angular extension of these peaks depends on test conditions and defect dimension as shown hereafter Figure 4 presents the influence of speed on the signal response for defect A2 in particular the acceleration around the f
189. contour plots of ip and im for the Feriba3 with fmax set to 10N The xy coordinate frame describes the position of the centroid of the end effector in the square shaped workspace As shown tp is greater or equal to 5 N and 2 yy is greater or equal to 250 Nmm in a square whose side is 300 mm long The contour lines reflect the symmetry of the system layout with respect to the axes of the reference frame and both indices assumes greater values near the center of the workspace Figures 5 and 6 illustrate the changes in the manipulability indices ip and tm for the Piroga5 as the orientation of the pen like end effector varies fmax is set to 10 N and the length of the end effector is 1 164mm Let u be a unit vector applied to the end effector middle point O and collinear to its axis and suppose to change the orientation of the pen while O is fixed to the origin of the frame i e the centre of the workspace Polar coordinates are adopted to describe the magnitude and the phase angle of the projection of u on the 292 JE N M Nmm Figure 5 Contour plot of ip N for dif Figure 6 Contour plot of im Nmm for ferent orientations of the end effector different orientations of the end effector xy plane Figure 5 shows that ip decreases similarly in any direction as pen inclination increases Conversely as illustrated in Fig 6 tm decreases more rapidly if the increment in the end effector inclination involves a correspondent increm
190. controllo pronto per l esecuzione in tempo reale Grande attenzione rivolta alla creazione dell interfaccia grafica il numero di finestre aperte durante l esecuzione del metodo descritto minimo ed data enfasi alla visualizzazione del profilo mantenuta attiva durante tutto il processo per consentire agli operatori di controllare l evoluzione del profilo originale e valutare le singole modifiche apportate Gli elementi grafici sono disposti secondo uno schema coerente con lo sviluppo logico del metodo e la posizione di ogni icona definita in funzione della frequenza con cui deve essere utilizzata dall operatore AI fine di mantenere la massima compatibilit tra l applicativo che realizza il metodo descritto rispetto alle numerose librerie di visione artificiale cuore del sistema 1 componenti dell interfaccia grafica sono nettamente distinti da quelli di elaborazione Inoltre per garantire la massima modularit e scalabilit al sistema la struttura deriva dalla sostanziale adozione di un paradigma ad oggetti che limita fortemente il ricorso a variabili e procedure globali Le singole schermate dell applicativo hanno il solo compito di richiamare alcuni metodi di classi specializzate alle quali demandato il compito di gestire le diverse fasi dell elaborazione Ciascun oggetto inoltre espone agli altri componenti solo il numero minimo di interfacce rendendo le operazioni pi trasparenti Il codice risulta dunque
191. cording to Eqns 8 6 and 9 respectively The integrals in Eqn 14 can be computed in the natural coordinates and 7 through Eqns 3 and 4 In particular the stiffness matrix K can be computed by means of the following expression d b Om gt K DOLIO det S d dy 15 where the elements in the symmetric 5x5 matrix L are given by La Ci Cj 2vC C 20 v C La Ch Cy 2vC C 2 1 v C3 Ly Ci C 2vC C 2 1 v C Ly Ci Cy 2vC C 2 1 v C L Cis ni Cs 2VC 50 2 1 v C3 b by GC yt Cys C 20 VC yes LaS la S CCTC C 4 v C C C Jt 20 V C C Lys lg CC at GC tv CC Cay PCG 2U Cy 16 Lee be HC Cer GC GatVi C 4 C C 420 V C C bg Ln Ce CaO Cut VC CC 201 CC Ly Ly CC Cy Cry y CCa C 20 VIC Cy LL O56 4 C C 2 V CC C4201 Ca Ly Ly CC C303 V CC Cyr 20 VC Cy bebe C6 eC V OC C C 4 20 y CC Hyskan Cet CC et CC Alle Cc Each element of matrix L is a functions of the Poisson s coefficient and of the elements in matrix C Eqn 3 23 4 NUMERICAL EXAMPLES Three example cases are considered the first one regarding skew plates with different boundary conditions and angles of inclination the second one regarding plates with curved parabolic edges the third one regarding sector and annular plates with circular or elliptic shapes and different boundary conditions In all cases the dimens
192. couplings applying the DOE method Strain 44 170 179 15 Niemann G Winter H and Hohn B R 2005 Maschinenelemente Bd I Springer Verlag Berlin 16 Croccolo D Cuppini R 2006 A methodology to estimate the adhesive bonding defects and the final releasing moments in conical joints based on the acoustic emissions technique International Journal of Adhesion and Adhesives 26 7 490 497 17 Croccolo D Vincenzi N 2009 Stress concentration factors in compression fit couplings Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers Part C Journal of Mechanical Engineering Science In press DOI 10 1243 09544062JMES1881 18 Croccolo D Cuppini R Vincenzi N 2008 The adhesive residual stress of press fit and adhesively bonded cylindrical joints loaded with a tension tension fatigue cycle Euradh 2008 Adhesion 08 Tenth International Conference on the Science and Technology of Adhesion and Adhesives 03 05 September 2008 St Catherine College Oxford UK pp 277 281 19 Sekercioglu T Gulsoz A Rende H 2005 The effects of bonding clearance and interference fit on the strength of adhesively bonded cylindrical components Material and Design 26 377 381 20 Sekercioglu T 2005 Shear strength estimation of adhesively bonded cylindrical components under static loading using the genetic algorithm approach International Journal of Adhesion and Adhesives 25 352 357 21
193. d bones and ligament isometric fibers are modeled as rigid links In particular talus and calcaneus are considered as a single rigid body because the relative motion between these two bones is negligible with respect to the relative motion of the other bones Hence the four bones tibia fibula talus and calcaneus are modeled as three rigid segments namely tibia fibula and talus calcaneus Moreover the contact between the bones and the ligament insertions have also to be modeled These connections among anatomical elements can be represented as kinematic pairs that can be of different types elementary or higher with one or more degrees of free dom The choice on which kind of kinematic pairs will be used for modeling these particular anatomical elements determines the features of the mechanism It means that different mech anisms can be developed for modeling the same anatomical complex depending on which anatomical elements are modeled and on which kinematic elements are used for modeling the anatomical ones Finally experimental studies showed that during passive joint flexion the ankle complex behaves as a one DoF system 2 32 33 Based on this observation it is assumed that also the TFC complex can be considered as a one DoF system under virtually unloaded condition First the relative motion between tibia and fibula in the lower extremity has been anal ysed looking for experimental data in literature 2 44 51 The studies have sho
194. d by means of ADAMS multibody simulation software this package offers standard performance in terms of results accuracy versus simulation time also allowing for integration with other simulation tools e g Finite Element codes and a straightforward procedure in defining customized subroutines These aspects play an important role in the perspective of developing an integrated multi disciplinary 1 c engine simulation platform which is the ultimate goal of the research framework this work 1s part of In the context of multibody modelling the definition of a system made up of rigid links connected to each other via kinematic joints typically represents the first step in the process in fact commercial multibody software platforms offer both CAD interfaces and joint libraries permitting the analyst to set up a basic dynamic model with small time and effort Clearly this modelling approach is affected by some important limitations first of all the adoption of rigid bodies in combination with kinematic joints prevents some interface loads to be evaluated whenever the mechanism under study exhibits some static indeterminacy furthermore any structural dynamic effect which might contribute significantly to the actual loads is evidently lost These shortcomings can be eliminated by embracing a refined modelling methodology based upon the introduction of non ideal joints at interface locations e g bushings and the inclusion of component flexibility
195. d by the technician since the data refers to the sum of two elements and it is not possible to divide the contribution of on foot to the other This problem is particularly significant for the laboratories that work on children because the extension of their steps is shorter than the length of the platform and is very easy to incur the double contact The double contact problem cannot be solved by the equations of motion in the plane x y since only three independent relations are given while the unknowns are six the coordinates of CoP on a plane and the force magnitude for each foot 4 ESTIMATION OF THE CENTRE OF PRESSURE BY MARKERS POSITION This paper proposes to combine the reflective markers position knowledge to estimate the position of the CoP for each foot in the double contact case As explained in the section 2 the measure of the markers position during the walking is free of charge information since it just used to compute the kinematic parameters of the gait The procedure requires the position in time domain of three markers for each foot In particular the markers used are named LCA RCA upper ridge of the calcaneus posterior surface LFM RFM dorsal aspect of first metatarsal head and LVM RVM dorsal aspect of fifth metatarsal head where the first letter of each name identify the left L or right R foot The procedure is made of three main steps 1 Determination of the contact points between the foot and platform 304
196. da assistita e il pi possibile automatizzata Si 10 prevede anche l attivazione di procedure per la calibrazione di antenne GPS eventualmente integrate con sistema inerziale UOR 1 2 Ottimizzazione di trasmissioni meccaniche simulazione e testing prof F Pellicano La proposta relativa alle trasmissioni meccaniche divide in due sezioni sezione simulazione e sezione testing L esperienza pregressa ha visto coinvolte molte aziende del territorio ed ha permesso di valutare attentamente le esigenze industriali sia sotto il profilo della ricerca applicata sia delle attivit di servizio cos emerso che le nuove esigenze progettuali guidate dalla crescente competitivit del mercato ma anche dall inasprimento delle normative richiede sofisticate metodologie di simulazione e testing Negli ultimi anni si infatti assistito ad un forte aumento della richiesta di collaborazione da parte delle aziende del territorio ma anche extraregionali o straniere volta ad acquisire nuove metodologie di calcolo o usufruire di attrezzature di testing d avanguardia presenti presso il dipartimento di Ingegneria Meccanica e Civile Ci ha indotto il Dipartimento attraverso il laboratorio InterMech a sviluppare tali attivit e incrementare progressivamente la dotazione strumentale Per affrontare le sfide future e poter fornire al territorio una piattaforma completa che operi efficacemente nel campo delle trasmissioni meccaniche il laboratorio
197. da ignizione accidentale e all indagine dei fondamenti di controllo soppressione ed estinzione degli incendi Inoltre verranno condotti studi a carattere applicativo inerenti lo sviluppo la sperimentazione e il collaudo delle tecniche antincendio UOR 1 5 Laboratorio meccanica dei materiali prof T Manfredini Con la collaborazione delle imprese del territorio verr avviata la costituzione di un laboratorio di 12 meccanica dei materiali per lo svolgimento di attivit di ricerca e sviluppo di nuovi prodotti di progettazione di nuovi sistemi tecnologici e di produzione di promozione di analisi sperimentali di controllo verifica e monitoraggio dei materiali e delle strutture In questo ambito si ascrivono anche le attivit di sperimentazione e certificazione che le Universit in qualit di enti istituzionali sono chiamate a svolgere in ambito strutturale UOR 2 INTERMECH SUP amp RMAN prof S Valeri SUP amp RMAN il laboratorio regionale del Distretto Hi Mech focalizzato sulle tematiche tecnologico scientifiche delle superfici e delle modifiche superficiali dei ricoprimenti e delle nanotecnologie meccaniche Sup amp rman opera innanzitutto per mettere in rete le competenze sulle superfici ed i ricoprimenti ed orientarle alla meccanica in modo da creare linguaggi e competenze trasversali tra gli attori della ricerca ingegneri fisici chimici e tra questi e il mondo produttivo Inoltre Sup amp rman mira a produrre buona scie
198. datto per l analisi efficiente di costruzioni incollate complesse di interesse industriale 203 APPENDICE 1 MODELLI ANALITICI A PELATURA E TAGLIO PER GIUNZIONI INCOLLATE TRA ADERENDI SOTTILI Si propongono di seguito due semplici interpretazioni analitiche del comportamento delle configurazioni di giunto rispettivamente con lamierini sulle basi e con lamierini sopra e sotto Modello a pelatura La configurazione con lamierini sulle basi inferiore e superiore assimilabile a due giunzioni a singola sovrapposizione pertanto lo stato di sollecitazione che nasce pu essere valutato in via approssimata mediante i modelli analitici di Goland e Reissner 24 o di Bigwood e Crocombe 20 Il caricamento a flessione su tre punti agente sulla trave si traduce in una componente di sforzo normale ed una di taglio Fig 6a Queste sollecitazioni originano nello strato adesivo uno stato tensionale comprensivo di una componente normale e tangenziale Poich per l adesivo la sollecitazione di pelatura componente normale di tensione preponderante e pi dannosa rispetto a quella di taglio 25 nell analisi seguente si considera solo la componente normale di tensione In accordo con il modello analitico di Bigwood e Crocombe 20 ad esempio questa componente normale di tensione originata principalmente dalla sollecitazione globale 7 risulta dipendente dal rapporto tra carico e larghezza della giunzione 7 L Si pu quindi dedurre che
199. defined as according to the preceding expression The values obtained during simulations are used to produce a look up table that is used to approximate the response of parallel connected induction motor in the real time model From torque curves visible in Fig 21 it is quite clear how the simulated behavior of the trac tion system can deeply influence the performances of the system especially during degraded adhesion tests when high relative slidings S occurs 189 Figure 20 Power erogated by the motor as a function of electrical frequency and slip black curve represents the steady state response on which the system works when the maximum torque is required 5 CONCLUSIONS In this paper a scaled roller rig able to test the full scale dynamics of a locomotive bogie is described The main design and control issues necessary to realize the test rig have been presented The main aspect that actually differentiate the presented test rig from the existing one is that tests where the simulated adhesion conditions are low can be reproduced These simulated degraded adhesion conditions cause the intervention of the locomotive anti slip system an then losses and recoveries of adhesion have to be simulated on the rig This should be done without the physical sliding between the wheel and the rail but only by means of a proper control of the wheel angular speed and of the tangential force The problem of scaling factor has been analyzed then the t
200. degli Studi di Bologna per il prezioso aiuto durante le prove sperimentali REFERENCES 1 W Tong 2004 Design and analysis of retaining ring locking key groove in turbine generators In Proceedings of the 2004 ASME International Congress and Exposition Anaheim CA USA Vol 117 of American Society of Mechanical Engineers Design Engineering Division Publication DE American Society of Mechanical Engineers pp 167 171 2 W G Moore 1999 Evaluation repair amp restoration of generator magnetic retaining rings In Proceedings of the 1999 International Joint Power Generation Conference and Exhibition and ICOPE 99 Burlingame CA USA Vol 34 of American Society of Mechanical Engineers Power Division Publication PWR ASME Fairfield NJ USA 3 A Balitskii O Krohmalny I Ripey 2000 Hydrogen cooling of turbogenerators and the problem of rotor retaining ring materials degradation International Journal of Hydrogen Energy 25 pp 167 171 140 4 K Orita Y Ikeda T Iwadate J Ishizaka 1990 Development and production of 18Mn 18Cr non magnetic retaining ring with high yield strength SJ Journal 30 pp 587 593 5 A I Balitskii M Diener R Magdowski V I Pokhmurskii M O Speidel 1998 Anisotropy of fracture toughness of austenitic high nitrogen chromium manganese steel In Proceedings of the 1998 Sth International Conference on High Nitrogen Steels HNS Stockholm Svezia Vol
201. del is fundamental to obtain on the rig realistic sim ulations since the tangential forces in the wheel rail interface has a great influence on wheel dynamics On the other hand the model used to generate the adhesion patterns has not to be too much complicated since it has to be implemented in a software that runs in real time con ditions In order to use an unique mathematical model both for good and degraded adhesion conditions the tangential force module will include the adhesion coefficient evaluation both in presence of pseudo sliding the macroscopic sliding Due to the importance of this aspect on railway vehicles dynamics detailed analysis on the wheel rail contact phenomena have been widely studied by several authors and are de scribed in a number of texts Most of the available models in such texts define the shape and the dimensions of the contact zone between the wheel and the rail due to the deformability of the bodies in contact and the distribution of the normal and tangential stresses in the con tact zone These models however are not suitable to describe the phenomena arising when macroscopic sliding occurs and furthermore they are too heavy from the computational point of view they are based on iterative processes applied on a discrete subdivision of the contact area and thus cannot be directly used as a module of the software simulator that controls the roller rig In this paper a simplified wheel rail contact model is presen
202. der to properly weight translational and rotational DOFs for further details see 11 Figure 2 shows the computed EIM values for all 80 normal modes those having an EIM value above 0 001 are highlighted as one might have expected in this case the low 96 0 9 0 8 0 7 0 6 0 5 Cumulative sum of EIM values 0 4 0 3 modes sorted based upon eigenfrequency modes sorted based upon EIM value 0 2 0 10 20 30 40 50 60 70 80 Number of normal modes retained in the CB solution Figure 3 Cumulative EIM sum according to different modal ordering schemes frequency modes give a major contribution to forces at the substructure interface however clearly there can be some high frequency mode contributing as much as some lower frequency one Figure 3 shows the EIM cumulative sum for modal ordering schemes based upon eigenfrequency black line and EIM values grey line curves are very close in this case both approaching quite quickly the maximum value of 1 corresponding to the unreduced case N No Of course for any given number of retained modes the line related to the modal selection scheme based upon eigenfrequency is lower than or equals the one related to the EIM based approach it 1s evident that the mode set chosen based upon EIM values constitutes the minimal set providing any specified dynamic completeness expressed in terms
203. di applicabilit generale vedi palmo ed eventualmente avambraccio 2 BREVE DESCRIZIONE DELLA STRUTTURA DEL DITO Configurazione tendinea Similmente alla struttura biologica le dita della U B H7y sono catene articolate seriali a quat tro gradi di libert g d 1 Fig 3a Si utilizza un sistema di attuazione remota posto nell avambraccio con trasmissione a mezzo di tendini flessibili avvolti su percorsi ricavati direttamente nelle falangi Fig 3b Il materiale prescelto per 1 tendini un cavo multi filamento di Ultra High Modulus PolyEthylene UHMPE venduto commercialmente col nome di Dynema Fast Flight di cui stata testata la capacit di raggiungere un minimo di 100000 cicli in operazioni di apertura chiusura libera 1 e assenza di forze esterne applicate alle ultima falange La configurazione tendinea scelta soddisfa 1 seguenti requisiti e realizzare una struttura di dito capace di equilibrare forze generalizzate applicate all ultima falange in ogni direzione e minimizzare il numero di tendini e di conseguenza di attuatori nell avambraccio al fine di semplificare sia la struttura meccanica che il controllo La soluzione adottata visibile in Fig 3b e Fig 3c cos composta e un tendine posizionato sulla parte posteriore del dito antagonista che realizza i movimenti di estensione e un tendine che vincola i giunti mediale e distale in analogia con la mano umana passivo Questo tendine non connesso ad
204. di attuatore all interno di un quadrilatero articolato Il quadrilatero I Fig 7 dotato di una sola molla tradizionale ha la funzione di fornire al sistema di compensazione la rigidezza voluta Quello dotato di due molle tradizionali quadrilatero II in Fig 7 ha invece la funzione di regolare il precarico del sistema di compensazione senza modificarne la rigidezza questo possibile inserendo due molle di egual rigidezza kg k nel quadrilatero II e imponendo che la lunghezza libera della molla B sia pari alla distanza fra le cerniere g In questo modo il quadrilatero II fornisce una forza costante indipendentemente della configurazione assunta e il valore del precarico pu essere modificato agendo sulla rigidezza delle molle e sulla lunghezza libera della molla C Quest ultima pu per essere convenientemente posta uguale a quella della molla B in modo da ridurre la diversit dei componenti Dunque se le condizioni 50 sono rispettate e la geometria del meccanismo precisa si realizza un sistema a rigidezza costante A prescindere dall architettura del compensatore che si utilizza nel caso di attuatore a SMA contrapposti si registrano nelle due zone estremali della corsa dei picchi di forza dovuti al fatto che in queste zone la forza necessaria a deformare l elemento disattivato minore di quella considerata nella fase di progettazione dell attuatore Nel dimensionamento infatti si approssimato il comportamento bilinea
205. di progettare attuatori di qualsiasi tipo a molle a fili o altro Anche per ci che concerne il sistema di compensazione elastica la metodologia del tutto generale e permette di determinare la rigidezza necessaria e il livello di precarico indipendentemente dall architettura di compensatore che si implementer Nel lavoro si presentano due meccanismi di compensazione uno a bilanciere e uno a doppio quadrilatero articolato che consentono di implementare le caratteristiche elastiche volute Infine si presenta un esempio di proporzionamento di una attuatore compensato a singolo 282 elemento a memoria di forma e si valutano le prestazioni ottenute in confronto a quelle di un attuatore non compensato APPENDICE 1 In appendice 4 del lavoro 1 proposto un esempio numerico applicativo della metodologia di progettazione di attuatori a memoria di forma tradizionali In particolare proposto un dimensionamento di un attuatore a singolo SMA capace di garantire una corsa di Smm e una forza utile minima in entrambe le direzioni di moto pari a SN Nell esempio si utilizza una lega a memoria di forma NiTiNol modellata come perfet tamente elastica sia in fase austenitica che in fase martensitica Il valore del parametro s ipotizzato pari a 2 875 Applicando la metodologia proposta si ricava che l elemento a memoria di forma deve avere una rigidezza in stato martensitico k1sc di 1 14N mm inoltre la massima deflessione a cul sar so
206. diameter Dn ace mm 30 intemal steering shaft diam Dip mm fis Extemal bracket diameter collar Det mj fe Calariknas fsa G I Coupling lenght Lac fm Hollow depih Ls rom oe Hollow posman Pe imm ja Lungitudinal outrigger Ld moe Minimum releasing force kN fo Minimum releasing moment Nmn Moditved theoretical formulas Uneedityed tecnica formula oe canali t Front sucpertion design New design Upon Documents WticnoiAcco pplamento Paid rioni Sunpension Design AS eve dat Saang shot malenal fremo sTo Bracket mataral ad Gell Se TRL SID T Sema matrial fiar i eani ala andith bracki Malerei characteris saung shot Malenal charnetersbes brockel Fa mon 510 Li LGA TEL STD feno OO pc bs I fs Ss pe mo oo pos E Modia thesnatical item Unmodityot ihonisical iomule Dr Cannel Fal 229 romi susponsion design Mow dosien VopefomeWocuments WWicoloAccopplamonto_Paboll roni Susponsion Design P0093 Wow dai Couple peceset Phabensh EZE Locat Arsenik condoms Steering shatt and bracket roughness 0 Gum Steering shaft and bracket roughness 12pm PSteenng shalt and bracket roughness Burn Steering shatt and bracket roughness 3 Zum User defined E Moditaid thaannioal formulas E nenaditred heorebcal formulas Or Cancel Eat Frant susp ntion design Mew design Vi pei bone Documents iNicalaiocapplamento_Padolil noni pena
207. do di prova a temperatura ambiente 36 C Delprete R Sesana A Vercelli 2009 Stima della vita LCF e TMF di acciaio austenitico confronto analitico sperimentale di modelli di danneggiamento In Proceedings of the XXXVIII AIAS National Conference Torino Italia 142 FATIGUE ASSESSMENT OF COMPLEX WELDED STRUCTURES USING FINITE ELEMENT ANALYSIS AND ASME DIV 2 MASTER CURVE Gianni Nicoletto Department of Industrial Engineering University of Parma Italy E mail gianni nicoletto unipr it Tito Marin Department of Industrial Engineering University of Parma Italy E mail marin ied unipr it Abstract Fatigue design of welded structures can be carried by norms or by analysis The introduction of a new structural stress definition in combination with a master S N curve has greatly enhanced the applicability and accuracy of finite element based fatigue assessment of complex welded joints The method recently included in the ASME Div 2 code has been implemented in a post processor of finite element results The applications presented here confirm the main features such as mesh and element type insensitivity accuracy in crack initiation location and fatigue life prediction Keywords fatigue welded joint finite element structural stress 1 INTRODUCTION Welding is a widely used joining technique for metallic structures and components in many industrial sectors A common failure mode of welds 1s fatigue cracking
208. e 40 i T j Disatttrato Disattivato 4 jy ia i 0 gt lu nn a LI T 40 0 a a a i 30 1 DI 1 Li P 1 Li 1 00 25 50 5 10 0 12 5 150 17 5 20 0 O00 25 50 75 100 125 15 0 17 5 200 x mm x mm a ib Figura 8 Caratteristica forza corsa dello stesso attuatore in due condizioni a senza com pensazione b con sistema di compensazione APPENDICE 2 Lista dei simboli Fot Distanza tra fulcro del bilanciere ed estremo E molla convenzionale Costante dell espressioni di dimensionamento del compensatore bilanciere Temperatura di fine trasformazione Martensite Austenite Lunghezza del braccio corto del bilanciere Costante dell espressioni di dimensionamento del compensatore bilanciere Distanza tra la retta d azione degli elementi SMA e il fulcro del bilanciere Distanza tra il piano di vincolamento delle molla convenzionale e di quella SMA nel sistema di compensazione a bilanciere Modulo elastico SMA in stato austenitico Modulo elastico SMA in stato martensitico Pendenza secondo tratto del diagramma o e SMA in stato martensitico Distanza fra le cerniere D E del quadrilatero I del compensatore a doppio quadrilatero articolato Forza erogata dall attuatore dell esempio di calcolo di appendice 1 Forza erogata attuatore SMA contrapposti nel caso di elemento 1 ON e 2 OFF Forza erogata attuatore SMA contrapposti nel caso di elemento 2 ON e 1 OFF Forza erogata attuatore a singolo elemento ne
209. e TO 4187 E doy K F 2go 3 608 1 481 7 1 384 75 1 280 jg 6 j is the ratio between the distance a and the distance c jy is the ratio between the clamp width b and the spot facing diameter d _ and_j is the ratio between the distance v and the spot facing diameter d The total number of FEM analyses performed in this case is equal to 54 as we considered a combination of three parameters j js and j7 in case of one bolt 77 js and js in case of two bolts on three levels for two different clamp groups 3 2 54 Discrepancies between the FEM values of K r and the proposed ones given by Eq 30 are always lower than 5 for all the clamped joints under investigation Thus the maximum stress in fork clamps Omax F can be easily computed by multiplying the De Saint Venant theoretical stress 0 Eq 20 by the ad hoc stress concentration factor K p value Eq 30 in order to obtain the design formulae reported in Eq 31 where n 1 or 2 stands for the number of bolts n Fy a 6 EE 31 O nax F K F_nBolt O th Ky F aboli l Some experimental tightening tests performed on the components under investigation have recently confirmed the proposed results In Fig 16 a comparison between FEM prediction and the actual broken section is reported 227 Figure 16 Comparison between numerical and experimental results 3 FRONT SUSPENSION DESIGN SOFTWARE All the proposed design formulae presented i
210. e r Yo j Gai pi 1 i UE i Me f Attuatore finale ED SDS precompresso Posizione di equilibrio Figure 4 Fasi concettuali di realizzazione dell attuatore L apparato sperimentale configurato in modo tale che la direzione positiva di z sia opposta alla gravit La deflessione del film di ED dovuta al suo stesso peso viene trascurata La Fig 6 mostra le curve sperimentali FL del film per diversi valori di voltaggio appli cato Si pu notare che per una data configurazione imposta il modulo della forza di reazione del film di ED F diminuisce se confrontato con la stessa forza qualora non sia applicato alcun voltaggio Inoltre le curve F e F non sono parallele La SDS sar progettata in modo da ottenere una forza costante durante lo stato ON dell attuatore Durante lo stato OFF l attuatore manterr una rigidezza positiva Tanto pi alta sar tale rigidezza tanto pi facilmente l attuatore torner nella sua posizione di riposo punto A in Fig 2 se disattivato Si noti che le curve FL mostrate in Fig 6 sono determinate in condizioni quasi statiche e la dipendenza Figure 5 Apparecchiatura sperimentale per la determinazione della forza del film F a e della SDS F b 317 Table 1 Dimensioni del film di ED e voltaggio massimo di attuazione Yo mm yi mm t mm Vinaz KV 20 80 1 5 5 Forza del film di ED F i N J 0 5 10 15 20 2 30 35 5 Lunghezza dell
211. e NeReBot was built onto a wheeled frame and the cable drive actuation was used to obtain the motion of the patient s upper limb in the three dimensional space These features distinguish the NeReBot from all the devices previously developed by other research groups please refer to 2 for a review on robot aided rehabilitation and to 4 5 for more information on cable driven devices for rehabilitation The clinical results of the first pilot study on the NeReBot demonstrated that high gains in the very acute setting can be achieved with a relatively simple low degrees of freedom robot 6 7 This result may have a relevant impact on the field of rehabilitation robotics leading to the design of a novel family of robots suitable to be operated at bed side During the clinical trials of NeReBot the collaboration with the medical staff from the Department of Rehabilitation Medicine was consolidated and several suggestions for the design of a second machine came up This device called the MariBot exploits the same principle of the NeReBot but thanks to two additional degrees of freedom has a significantly wider working space and yields better performance in terms of patient s arm trajectory please refer to 5 for major details Recently the design of a new cable driven device has been started Sophia 4 which has been conceived for the treatment of chronic patients is characterized by a simple cost effective planar design which makes
212. e ai bisogni delle imprese attraverso la creazione di organi di gestione e di supervisione scientifica che consentano la condivisione delle problematiche di ricerca la costituzione di gruppi di ricerca trasversali e la definizione di politiche comuni a pi enti di ricerca ed i trasferimento tecnologico dall Accademia all Industria Il Tecnopolo modenese persegue dunque obiettivi di ricerca che senza perdere la propria natura scientifica possano essere condivisi dalle realt aziendali pi intraprendenti ed attente allo sviluppo tecnologico soprattutto da chi opera nei maggiori settori industriali dell Emilia Romagna connessi con I Alta Meccanica automotive meccatronica micro e nanotecnologie energetica ICT design industriale biomedicale ceramica I maggiori ambiti d azione riguardano la simulazione la verifica e la simulazione di prodotti e processi industriali a partire dai sistemi di trasmissione a Ingranaggi fino ai motori ad alte prestazioni dai componenti meccanici strutturali pi raffinati a1 processi di produzione robotizzati e automatizzati Parole chiave Ricerca Industriale Tecnopolo Modena Laboratorio INTERMECH 1 INTRODUZIONE Il sistema produttivo della provincia modenese si basa su di un modello di specializzazione settoriale piuttosto diversificato con un importante caratterizzazione sulle industrie trainanti identificate dalla Regione Emilia Romagna in meccanica agroalimentare biomedicale edil
213. e assembly cannot be treated with a purely kinematic approach secondly the elastodynamic effects which might have a major impact on the estimated loads provided the high rotational speed of the engine 10000 rpm are completely neglected These drawbacks can be removed by introducing non ideal joints at the main interface locations and by modelling component flexibility Both procedures concur towards the definition of a more realistic model which should be capable of predicting the interactions between the crankshaft and the engine block with improved accuracy Only the latter has been considered thus far and will be presented in the next section 4 FLEXIBLE MULTIBODY MODELLING The development of a flexible multibody model usually requires a pre processing stage in which a Finite Element FE model of the designated component is produced Whenever the FE discretization results in a large model order which is often the case when dealing with solid meshes some reduction procedure is needed to reduce the number of coordinates required to describe component flexibility this can then be accounted for in nonlinear dynamic simulations at acceptable computational cost The assumption here is that the deformation of the flexible body keeps small with respect to a body local reference frame which in turn undergoes large nonlinear motion relative to an inertial global reference frame linear elastic theory is used to describe such deformation which i
214. e delle viste in modo da ricostruire un immagine ad elevata definizione della testa motore come mostrato in Fig 6 Quando il codice prodotto sia gi presente nel database del sistema invece l operatore pu semplicemente richiamare l esecuzione del programma gi memorizzato nel controller del robot caricando tutto lo storico ed 1 parametri di calibrazione del sistema di visione e di lavoro Il sistema di coordinate di riferimento poi generato all interno di una finestra di configurazione dedicata come gi mostrato in Fig 2 Vengono poi scelte la posizione e le dimensioni dell area di ricerca necessaria alla fase di ricostruzione del profilo come mostrato in Fig 7 at di i od pier ear eo a ci a e eq per y Fiam ianbicmianie IC ACCAPNCEE Bia ias caa F aar r dna ai p E ta Pz MECN E HE LE N An nate e ai as ii Bil n i m Figura 6 Ricostruzione dell immagine ad alta risoluzione 75 Figura 7 Ricostruzione del profilo L operatore definisce successivamente 1 parametri necessari alla ricostruzione del profilo come il massimo numero di punti utilizzabili per la campionatura o la distanza interpunto Ogni curva che definisce il profilo risulta quindi generata da un numero variabile di punti In seguito viene calcolata la posizione di riferimento del centro dell utensile rispetto ad ogni punto che definisce il profilo Un algoritmo applica l
215. e die Defintion of the stress Additional specifications requirements level in a extrusion die Specimen shape optimization Figure 2 Step procedure used to define the specimen design 103 Figure 3 Geometry of the dies used in the 3D simulation of the extrusion process These information were transferred to an FE code purposely dedicated to structural analyses in order to provide a more accurate and reliable assessment of the stress level of the dies Av average number of 600000 10 noded tetrahedral solid elements were used for the two die geometries and a linear elastic material model was assumed E 210000 MPa v 0 3 The FE models were constrained according to the setting of the die in a real process A macro has been purposely wrote to transfer the load form DEFORM 3D to the structural code In Fig 4 is shown the average Von Mises stresses in the bridges sections The average Von Mises stress was computed in a number of spatial intervals in which the cross section of the bridge for the two dies has been divided as shown in Fig 4 As can be observed in Fig 4 the Von Mises stress in the bridges was in the range of 400MPa to 800MPa Thus three levels of stress were chosen to test the specimens with the Gleeble system 400 600 and 800 MPa In order to investigate the widest range of temperatures achievable in any kind of extrusion processes four levels of temperatures were tested 380 C that represents the extrusion of very s
216. e elementi attivi siano identici In Fig 1d si riporta infine la caratteristica forza spostamento dell attuatore di Fig 1a contrasto mediante molla tradizionale e coadiuvato da un sistema di compensazione Il sistema com pensatore ha lo scopo di realizzare un sistema globale di contrasto che diminuisca l entit 264 SMA TRAD SMA freddo a6 i La 4 pb PA 1 6 a x ren Fmi Foompemsatore oo 8s oe s 20 25 1a ch x mem dl x mami Figura 1 Diagramma forza spostamento di un attuatore SMA contrastato da a molla tradizionale b peso c SMA identico contrapposto d molla tradizionale e sistema di com pensazione elastica della sua azione all aumentare della sua deflessione costante elastica negativa Come si pu notare l introduzione di un sistema di compensazione in grado di assicurare un notevole incremento della corsa erogata dall attuatore che risulta essere maggiore anche rispetto al sistema a SMA contrapposti pur avendo un solo elemento attivo Il sistema di compensazione ovviamente applicabile anche al caso di due SMA con trapposti Principio della compensazione elastica degli attuatori Veniamo ora a spiegare pi in dettaglio cosa si intende per sistema di compensazione appli cato agli attuatori SMA Per far ci consideriamo un attuatore costituito da due fili di mate riale a memoria di forma contrapposti secondo lo schema di Fig 2a I due fili sono montat
217. e markers positions monitored by means of the infrared cameras on the different feet as explained in the previous paragraph Fig 5 overlaps the three CoP identifications along the gait longitudinal coordinate In case of single foot contact platform CoP is adopted when the contact is multiple feet position CoPs are considered and their distances from the global one are evaluated to calculate the contributions of each leg to the total load force As a consequence due to 306 Figure 6 Smooth point lines of foot force reconstruction left foot solid right foot dashed time s time s Figure 7 Case 1 foot force reconstruction in case of double contact feet platform Global force applied on the platform left diagram partition of the force over the left solid and right dashed feet right diagram the different approach in the CoP identification the final reconstruction of each foot force trend might show slight discontinuities in the crossing between two distinct states Figure 6 highlights a case of discontinuity which is overcome by smoothing with a curve interpolation technique Figures 7 and reveal the diagrams obtained by applying the proposed signal pro cessing procedure to two real case acquisitions both presenting double foot contacts on the same platform In the gait analysis of the second patient Fig 8 the part of trend evaluated by the plat form included between 2 and 2 7 seconds is replica
218. e meccaniche Le rispettive composizioni sono riportate in Tab 1 secondo 3 8 10 11 120 Corpo centrale m l l Viste in prospetto e pianta Na sala OR del rotore con avvolgimenti uo di rame Figura 1 Il rotore e la disposizione degli avvolgimenti Locking key carichi assiali Figura 2 La cappa e le relative sollecitazioni 121 Locking Locking Key Key j Rotore Figura 3 Complessivo del rotore della cappa e dell anello di centraggio La caratterizzazione sta venendo operata sui due materiali sopra citati Nella fase di pianificazione della campagna sperimentale non si voluto inoltre trascurare l aspetto dell anisotropia gi richiamato in 4 Al fattore legato al materiale si pertanto aggiunto il fattore relativo all orientazione delle fibre Si quindi pervenuti al piano delle prove indicato in Tab 2 Si tratta di un piano a due fattori ciascuno valutato a due livelli Nel caso dell orientazione delle fibre si sono considerate le direzioni tangenziale e radiale anche in accordo con 4 La realizzazione dei provini ha richiesto la costruzione di una cappa e di un rotore da porzioni dei quali essi potessero essere ricavati Per la produzione di entrambi 1 componenti si seguito il normale processo tecnologico Per quanto riguarda il rotore 10 19 il lingotto stato ottenuto con due diverse colate La decarburazione stata attuata in u
219. e neglected In addition the total loading unloading time for the whole batch and the temperature that the die is exposed to are high enough to consider the creep behaviour of the die particularly for hollow dies In a hollow die thin bridges supporting the mandrel i e the part of the die defining the internal shape of the profile are the most stressed and vulnerable in the die assembly as these are exposed to the highest process temperature and stress Hence the combination of dynamic heavy loading and high temperature sets a hostile working condition for the mandrel Premature failure may occur after a certain number of loading unloading cycles as a result of creep fatigue interaction A number of investigations have been carried out to analyze the creep fatigue regime 3 5 In parallel to experimental investigations numerical simulations through finite element FE calculations have been performed to predict the levels of stress and strain as well as the lifetime of the tools during the extrusion process 6 9 The common effort of these studies was to the optimization of the mechanical performances of tools related both to design and material However on one side the experimental investigation were mainly based on standard specimen thus not accounting for the real stress and strain gradient and distribution and superficial roughness present in industrial extrusion dies On the other side complex analytical models have been proved to be req
220. e nella creazione di servizi informatici ipermediali ed interattivi per l accesso ad ambienti virtuali di interesse storico e la consultazione di cataloghi virtuali di beni esposti Per riuscire a raggiungere tali obiettivi sar fondamentale focalizzarsi sulle tecnologie di simulazione della fabbrica digitale sull intero ciclo di vita dei sistemi di produzione In relazione a tale ambito si acquisiranno e si impiegheranno le nuove strumentazioni necessarie all implementazione di ambienti di sviluppo in realt virtuale e aumentata 16 es Po a a PAPI Ital DEIS ei IRELE D Marketing Customer Relations hr ana laa a Figura 5 Tipiche aree di applicazione dei sistemi di VR wi Li ae L approccio in realt virtuale la cui offerta sul territorio modenese appare al momento carente nonostante gi fortemente auspicato dal territorio consentir di studiare ed ottimizzare 1 prodotti industriali oltre che dal punto di vista dell efficacia funzionale e della producibilit anche da quello della loro accessibilit ed ergonomia Il teatro virtuale in particolare sar messo a disposizione di studenti ricercatori e tecnici aziendali per lo sviluppo e la validazione di metodi progettuali di tipo collaborativo e per la prototipazione virtuale Engineering per la verifica di progetti complessi l analisi e la soluzione delle principali problematiche di assemblaggio usabilit ed ergonomia Analisys p
221. e si osserva invece nel tratto post elastico Nel caso di tubolare incollato mediante lamierini disposti sopra e sotto si verifica la frattura immediata dopo il superamento del limite elastico Nel caso di tubolare incollato mediante lamierini disposti lateralmente si osserva invece un tratto rilevante a forza costante dopo il raggiungimento del limite elastico prima del cedimento della struttura In termini quantitativi tale differenza di comportamento apprezzabile in Tabella 4 dove si riporta l energia assorbita dal giunto 200 Tabella 2 Rigidezza raggiunta dalla struttura di Fig 1 lola E fe Rig sperimentale media 4 9 4 0 10 5 9 7 5 1 4 6 13 1 12 0 k media dev st KN 0 1 0 1 2 0 0 1 0 1 cy l 12 0 6 4 1 2 0 109 7 8 4 6 RES 12 2 12 3 ker kN Errore percentuale ker Ks media 15 7 49 2 19 0 11 2 k media 100 Tabella 3 Forza massima raggiunta dalla struttura di Fig 1 sperimentale massima 38 24 47 61 11 2 se dr F max media dev st a as 0 3 0 0 0 7 03 0 1 Forza massima modello 11 11 29 EF Fer max KN Errore percentuale Fer max Fs max media 6 7 16 8 2 5 15 5 6 1 5 7 0 6 1 4 He max media 100 Configurazione Media della forza Tabella 4 Energia di deformazione per portare a collasso la struttura di di Fig l Configurazione 25 25 4 o 40 25 23 25 40 40 40 En sperimentale m
222. eE E K 189 000 1873 0 0 0 5 1 1 5 Deformazione Figura 14 Curva statica e curva ciclica per il materiale 18Mn18Cr Tensione MPa Deformazione Figura 15 Curva ciclica 18Mn18Cr come interpolante dei punti di cuspide 1 1 ne Sg o n O x O 0 0090 5 E K 189 000 1299 Si quindi passati alla determinazione della curva ciclica come inviluppo delle cuspidi superiori di tutti 1 cicli stabilizzati rilevati durante le successive prove di fatica a diversi livelli di ampiezza di deformazione Le due curve statica e ciclica sono confrontate nella Fig 14 con l indicazione di tutti i risultati sperimentali per cui ricavata la curva interpolante Si pu osservare come la curva ciclica sia ora nettamente pi in basso rispetto 136 a quella statica Questo testimonia che si in presenza di un marcato addolcimento ciclico Quanto rilevato coerente con la natura di materiale ad elevata resistenza per il quale anche il fenomeno dell addolcimento ciclico risulta accentuato La Figura 15 mostra in dettaglio la determinazione sperimentale della curva ciclica interpolando su tutti 1 cicli stabilizzati Si sono cos determinati 1 seguenti parametri rappresentativi del comportamento ciclico del materiale K pari a 1873 MPa e n pari a 0 158 Eq 6 1 1 ta O n oe o 0O 0 158 6 E K 189 000 1873 Con identica pr
223. ea il valore che si ottiene dall espressione 17 nel caso di attuatore a singolo SMA o dall espressione 34 nel caso di 2i Figura 7 Sistema di compensazione elastica con doppio quadrilatero articolato attuatore a SMA contrapposti Analogamente il termine comp assume una delle espressioni di Tab 1 se l attuatore singolo elemento SMA o il valore che si ottiene dell espressione 33 nel caso di SMA contrapposti Le espressioni ottenute possono ritenersi valide anche nel caso in cui non sia presente il corsoio e gli elementi attivi a memoria di forma siano quindi collegati direttamente al bilanciere Questo tanto pi vero quanto pi la deflessione degli elementi a memoria di forma piccola rispetto alla loro lunghezza Nel caso di elementi attivi a forma di filo questa approssimazione sempre lecita in quanto le deflessioni massime sono dell ordine del 3 4 Nel caso invece di elementi a molla opportuno verificare l accettabilit dell approssimazione Compensazione con sistema a doppio quadrilatero articolato In Fig 7 si propone un secondo sistema di compensazione elastica formato da due quadri lateri articolati posti in serie Il quadrilatero denominato I composto da 4 bielle di lunghezza m Le due bielle in feriori sono collegate a telaio rispettivamente in D e in E e la distanza tra le due cerniere pari a f Le due bielle superiori invece sono collegate ad un elemento rigido mediante due
224. eagostinis unibo it Nicolo Vincenzi DIEM Department of Mechanical and Aeronautical Engineering University of Bologna Italy E mail nicolo vincenzi unibo it Abstract The aim of this paper is to provide a methodology useful for the structural design and optimization of front motorbike suspensions Two different types of shaft hub couplings are used to assembly the whole suspension interference fit couplings and bolted joints Some mathematical models and engineering design formulae are proposed in order to calculate the tensile state and the fundamental design parameters of the main couplings such as for example the fork steering shaft and the leg wheel pin couplings Both experimental tests based on the Design of Experiment approach and numerical analyses based on the Finite Elements Method have been carried out to obtain the proposed results All the research findings culminate in an innovative software Front Suspension Design which is useful to design and to verify the whole front motorbike suspensions by applying correct and effective results obtained for different geometries and materials combinations Keywords motorbike motorcycle suspension formulae design 1 INTRODUCTION The front motorbike suspension reported for example in Fig 1 is a mechanical component realised by the assembly of about 200 parts whose design should take into account the accurate knowledge of the cinematic and dynamic behaviour of the v
225. ear 258 pp 992 1000 Bose B K 2002 Modern Power Electronics and AC Drives Prentice Hall N J Grelet G G C 1997 Actionneurs lectriques ditions Eyrolles Paris Krause P C 1986 Analysis of Electric Machinery McGraw Hill 191 192 VERIFICA SPERIMENTALE DI MODELLI EFFICIENTI AGLI ELEMENTI FINITI PER LA PREVISIONE DEL COLLASSO STATICO DI STRUTTURE INCOLLATE COMPLESSE Davide Castagnetti Dipartimento di Scienze e Metodi dell Ingegneria Universit di Modena e Reggio Emilia Italy E mail davide castagnetti unimore it Andrea Spaggiari Dipartimento di Scienze e Metodi dell Ingegneria Universit di Modena e Reggio Emilia Italy E mail andrea spaggiari unimore it Eugenio Dragoni Dipartimento di Scienze e Metodi dell Ingegneria Universit di Modena e Reggio Emilia Italy E mail eugenio dragoni unimore it Sommario Il lavoro ha l obiettivo di verificare l applicabilit e l accuratezza di un modello semplificato agli elementi finiti EF per l analisi a collasso statico di strutture incollate complesse in parete sottile Il modello descrive gli aderendi mediante piastre o gusci e l adesivo mediante un singolo strato di elementi coesivi Il collegamento tra gli elementi piastra privi di spessore degli aderendi e gli elementi dell adesivo effettuato utilizzando semplici condizioni di vincolamento relativo tra le mesh delle parti corrispondenti Il lavoro incentrato sull analisi di
226. ed as a sequence of three angularly equidistant pairs of opposite sides which are loaded by three angularly equidistant pairs of antipodal forces The global boundary radial displacements for a solid disk are obtained by summing three different displacement expressions the first expression 1s Eqn 1 while the second third expression is computed from Eqn 1 by substituting to 6 the value 7 3 0 27 3 0 The final global expression for the radial displacements in a disk in plane strain and loaded by six angularly equidistant radial unit point forces f is tO a 0 E 9 20 in 3 cos 6 1 0 where f cos In tan 2 Moving to the deformability of the male component of the hexagonal profile it is observed that the same Green function may be adopted to describe the radial deflection of the polygonal hole in an infinite plate In fact a solid disk and a hole in an infinite plate are companion problems since a conformal mapping of the kind r gt 1 r converts one problem into the other one The description of the gap between the two mating surfaces In a hexagonal Joint the torque transmitted between male and female components produces a contact problem similar to that of a tilted punch e g 21 22 In fact the contact pressure becomes singular where the corner of the male shaft indents the side of the hexagonal cavity of the female component whereas the contact pressure is bounded at the point where t
227. ed by two families of peaks one of high order 13th 18th and one at low order 4th 8th On the basis of the presented results it can be concluded that the production of heavy duty wheels could be efficiently monitored through vibration signal analysis A significant contribution to polyurethane wheel quality control can be achieved by the TSA signal analysis the calculation of simple statistical metrics and the evaluation of CWT maps It also has to be highlighted that test conditions significantly influence the amplitude of the signal peaks and the angular extension of the transient event On the other hand the defect size influences the distance between peaks More details can be found in 10 3 TOOTH FAULT DETECTION IN HELICAL GEARS The second application assesses the use of TSA vibration signal for the on line vibration quality control of gear unites The diagnostic capabilities of this simple technique have been tested on the basis of experimental results concerning two different tooth faults in 45 helical gears poor tooth surface quality and presence of tooth face bumps The first fault condition concerns the presence of oxide residuals on the tooth surface due to the heat treatment and the grinding process The second one is caused by gear tooth impacts during gear conveyance before the heat treatment see Fig 9 b During the test campaign the faulty gears have been mounted on the first stage of a gear unit and the vibration si
228. ed with the theoretical values in order to define some coefficients that are able to correct the Thick Walled Cylinders theory and the De Saint Venant formulae A detailed Design of Experiment has been also applied in order to define the static and sliding coefficients of friction in the interference couplings for different types of materials combinations steel steel steel aluminium and aluminium aluminium The new developed models are useful to optimize and to verify the basic components and the fundamental types of couplings of front motorbike suspensions without performing any complex numerical analysis The effectiveness of the models has been proved by several experimental tests carried out in cooperation with Paioli Meccanica S p A which produces front motorbike suspensions The results have been implemented in an innovative software Front Suspension Design realized by the authors via Visual Basic programming language This software can be used for designing or comparing different geometries and materials combinations REFERENCES 1 Cossalter V 2006 Motorcycle Dynamics 2nd ed LULU Publisher 2 Kollmann F G 1984 Welle Nabe Verbindungen Konstructionsbucher Bd 32 Springer Berlin 3 Timoshenko S P Woinowsky Krieger S 1959 Theory of Plates and Shells McGraw Hill London 232 4 Croccolo D Vincenzi N 2009 A generalized theory for shaft hub couplings Proceedings of the Institution of Mechanical Eng
229. edia 35 5 14 3 39 4 20 8 T23 de 135 2 134 0 Ey media dev st J 0 5 0 6 1 2 a 0 8 0 9 0 7 iam tt aa vm 50 na o a wo vs Err max J Errore percentuale Err Es media 16 1 47 2 22 9 46 1 0 5 17 19 8 19 2 E mali 100 L energia di deformazione risulta infatti da 4 a 5 volte pi grande passando dalla giunzione con lamierini disposti sopra e sotto a quella con lamierini laterali a parit di dimensioni geometriche Questo comportamento spiegabile poich le tensioni di pelatura associate alla caratteristica di sollecitazione di taglio globale che si originano sullo strato incollato disposto sopra e sotto sono peggio tollerate dall adesivo rispetto alle tensioni puramente tangenziali che agiscono nel caso di strato adesivo disposto lateralmente Dalle curve sperimentali di Figura 5 si osserva invece che la configurazione con 4 lamierini fornisce una risposta pressoch identica a quella del tubo integro con valori quasi coincidenti di rigidezza Tab 2 forza massima Tab 3 ed energia di deformazione Tab 201 4 Questo comportamento si riscontra per entrambe le dimensioni del lato del tubo Si pu quindi affermare che lo strato adesivo trasferisce completamente ed efficacemente il carico Analisi computazionali Dai diagrammi di Figura 4a c emerge un buon accordo tra la previsione computazionale e le curve sperimentali nel caso di configurazione con lamierini sopra e sotto
230. efinizione anche su parti le cui dimensioni varino notevolmente e o eccedano il FOV stesso IMAGE ACQUISITION HIGH DEFINITION IMAGE RECONSTRUCTION REFERENCE FRAME DEFINITION WOAKPIECEPROFILEGENERATION TOOL PATH GENERATION TOOL PATH OPTIMIZATION j ROBOT CODE GENERATION Figura 1 Metodo di generazione automatica del percorso utensile 68 Il metodo di acquisizione dell immagine si basa sulla possibilit di muovere la fotocamera sopra il piano di lavoro su cui fissato il componente da lavorare La fotocamera mossa ad esempio da un robot segue un percorso di scansione finalizzato all identificazione dell orientamento della parte al calcolo della giacitura dei piani delle feature da analizzare e alla localizzazione dei dettagli concernenti 1 profili da lavorare sui singoli piani La strategia di scansione opportunamente parametrizzata assume validit generale e pu essere applicata a elementi con geometrie differenti purch le feature di interesse o almeno parti di esse siano disposte su superfici planari tra loro parallele o inclinate La fotocamera mossa secondo uno schema matriciale composto di un numero di righe e colonne definibili dall operatore in funzione delle dimensioni del componente e della risoluzione necessaria a identificare tutti 1 dettagli delle immagini Ogni cella della matrice detta matrice di vista rappresenta un immagine ad alta risoluzione di una parte del elemento e
231. egrates well with the finite element method The procedure was applied to different specimen geometries subjected to constant amplitude loading and the combination of calculated structural stresses and of ASME master S N curve predicted correctly the location of crack initiation and the fatigue lives determined by experiments This structural stress approach demonstrated its mesh insensitivity Models developed alternatively with solid element and shell finite elements gave substantially similar structural stresses REFERENCES 1 Radaj D 1990 Design and Analysis of Fatigue Resistant Welded Structures Abington Publishing Cambridge 2 Radaj D Sonsino C M Fricke W 2006 Fatigue Assessment of Welded Joints by Local Approaches 2nd Ed Woodhead Publishing Cambridge 3 Anon 1993 Code of practice for fatigue design and assessment of steel structures BS7608 British Standards Institution 4 Anon 1992 Design of steel structures Part 1 1 ENV 1993 1 1 Eurocode 3 European Committee for Standardization Brussels 5 Fricke W 2003 Fatigue Analysis of Welded Joints State of Development Marine Structures 16 185 200 6 Hobbacher A 1996 Fatigue Design of Welded Joints and Components Recommendations of IW Joint Working Group XIII XV Woodhead Publishing 7 Atzori B Lazzarin P Tovo R 1999 From the local stress approach to fracture mechanics a comprehensive evaluation of the fa
232. ehicle 1 The main structure of every suspension type standard and upside down is obtained by different joints of components that are realized by means of some different shaft hub couplings starting from the upper part of the suspension Fig 1 it is possible to highlight the following different joints e Bolted joint between the upper part of the steering shaft and the upper fork e Bolted joint between the upper fork and the outer tube 209 Steering shaft Wheel clamp Brake caliper mount Figure 1 CAD model of an upside down front motorbike suspension e Interference fit coupling between the steering shaft and the lower fork e Bolted joint between the wheel clamp and the wheel pin e Bolted joint for the brake caliper mount For the aforementioned couplings a quick fulfilment of the structural optimization is requested by the shortening time of the vehicle lifecycle about 2 3 years and also by the increase in performances and reliability of these components This paper aims at providing some engineering formulae and some design improvements useful for the structural optimisation of the whole front motorbike suspension The present couplings are often impossible to be studied by applying the well known formulas given for example by the De Saint Venant or Lame or similar theories 2 4 because geometries are not axially symmetric or do not have an overriding dimension with respect to the others For these reasons the well
233. ei materiali del rotore e della cappa direzione tangenziale di formatura determinando le curve statica e ciclica e la curva di fatica in condizioni di ampiezza di deformazione imposta Keywords fatica oligociclica cappe rotori turboalternatori attrezzatura di prova 1 INTRODUZIONE La cappa uno dei componenti maggiormente sollecitati in un turbogeneratore La sua principale funzione quella di reagire alle forze centrifughe alle estremit del rotore dovute alle ingenti masse dei conduttori di rame costituenti gli avvolgimenti degli isolanti e di altri elementi strutturali Il rotore presenta delle cave longitudinali fra loro equispaziate che accolgono gli avvolgimenti in rame Questi ultimi che sono centralmente mantenuti in posizione da cunei metallici emergono sulla superficie del rotore alle estremit per permettere la chiusura in circuiti chiusi delle matasse In assenza della cappa questo materiale sarebbe proiettato verso l esterno Secondo il tipico protocollo di progetto e montaggio di una cappa per turbogeneratore questo componente accoppiato per interferenza al corpo rotore sul lato interno ed ad un anello di centraggio su quello esterno L attrito nell accoppiamento legato ad una pressione di contatto che impedisce lo scorrimento tangenziale della cappa rispetto al corpo del rotore E inoltre bloccato assialmente mediante innesti a baionetta che prendono il nome di locking keys Gli innesti presenti
234. eir surfaces might be covered by some rusted spots the presence of lubricating oil because steering pins might be protected with a thin film of lubricating oil before being assembled with forks the resting time because several authors 15 state that the greatest static friction coefficient is reached some hours after the parts assembly The DOE method was applied in case of steering pins and forks made both of steel both of aluminium and in case of pins made of steel and forks made of aluminium In order to reduce the number of tests two levels for each factor were chosen low level 0 vs high level 1 In case of rust and lubricating oil presence low level means the lack of the factor while high level means the presence of the factor in case of resting time the low level implies that the pins are immediately disengaged from the forks after the insertion while the high level means that the resting time is at least equal to 72 h a complete 23 factorial plane was obtained To reduce the influences of the noise and of any non investigated factors it was decided to repeat each test three times for a total of 24 tests for each coupling type and to keep constant the coupling and decoupling speed rate 16mm s the environment temperature and the shape of the coupling elements throughout the tests The experimental tests were randomized as a necessary condition for an accurate application of 217 the method The DOE analysis was performed durin
235. el J and Seyfarth A 2008 Bipedal walking and running with spring like biarticular muscles Journal of Biomechanics 41 3 pp 656 667 Gnther M and Blickhan R 2002 Joint stiffness of the ankle and the knee in running Journal of Biomechanics 35 11 Nov 1 Nov pp 1459 1474 338 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50 51 Sasimontonkul S Bay B K and Pavol M J 2007 Bone contact forces on the distal tibia during the stance phase of running Journal of Biomechanics 40 15 pp 3503 3509 Koopman B Grootenboer H J and de Jongh H J 1995 Inverse dynamics model for the analysis reconstruction and prediction of bipedal walking Journal of Biomechanics 28 11 Nov pp 1369 1376 Neptune R Kautz S and Zajac F 2001 Contributions of the individual ankle plantar flexors to support forward progression and swing initiation during walking Journal of Biomechanics 34 11 pp 1387 1398 Meyer A R Wang M Smith P A and Harris G F 2007 Modeling initial contact dy namics during ambulation with dynamic simulation Medical and Biological Engineering and Computing 45 4 April pp 387 394 Blajer W Dziewiecki K and Mazur Z 2007 Multibody modeling of human body for the inverse dynamics analysis of sagittal plane movements Multibody System Dynamics 18 2 Sept pp 2
236. el caso di attuatore a SMA con trapposti invece sono necessari due finecorsa meccanici e l attuatore risulta bistabile nello stato disattivato La possibilit di creare attuatori mono o bistabili introduce grandi benefici come la possibilit di realizzare attuatori che in assenza di alimentazione mantengono una posizione stabile la possibilit di realizzare posizionamenti precisi e ripetitivi e la facilit nel controllo dell attuatore stesso In appendice 1 si propone un esempio di applicazione della metodologia di progettazione presentata L esempio riprende il dimensionamento di un attuatore a singolo elemento SMA proposto in 1 e permette di valutare il miglioramento delle prestazioni che si ottengono dalla compensazione degli attuatori a memoria di forma Meccanismi di compensazione Per la progettazione del sistema di compensazione si propongono due differenti meccanismi il bilanciere con corsoio e il doppio quadrilatero articolato Con entrambi i meccanismi pos sibile imporre indipendentemente sia il precarico che la rigidezza del sistema Per il sistema di compensazione a bilanciere la rigidezza che si ottiene varia in funzione della posizione del meccanismo anche se le variazioni risultano modeste se il dimensionamento geometrico del 281 compensatore rispetta la condizione 38 Il secondo sistema di compensazione che si propone prevede invece l inserimento degli elementi a memoria di forma uno o due a seconda del tipo
237. eld toe Sain gauge A i Strait gauge B i I H AU LARA i ci up structural stress Tm Membrane component ma bending component a b Figure 2 a Decomposition of the through thickness stress at the weld toe b stress component acting normal to the weld fillet Even if these local approaches have a significant theoretical foundation the applicability is often confined to specific cases and therefore they cannot be easily generalized to cover the variety of situations typically found in engineering and are not yet accepted in the standard codes An intermediate approach between global and local methods uses a definition of a representative stress in proximity of the weld toes which is based on an idealized stress distribution in the thickness of the joined members Different terms have been used for defining this stress depending on the field of application and on the way it is calculated 1 e geometric stress structural stress hot spot stress The term structural stress is adopted in Fig 1 1 The structural stress approach is suited for the assessment of fatigue failures occurring at the weld toes accordingly it is the stress component normal to the crack plane i e normal to the weld line that is the driver for crack propagation The structural stress can be inferred by surface measurements and extrapolations leading to the traditional hot spot technique Fig 2a This proced
238. ella gestione dei cambi lotto la cui numerosit dipende dalla generale riduzione dei volumi di vendita e dalla tendenza del mercato a frammentare l offerta per consentire una radicale personalizzazione dei prodotti Robot antropomorfi sono diffusamente utilizzati all interno di celle robotizzate e di linee di produzione in operazioni di manipolazione verniciatura giunzione incollaggio rivettatura saldatura etc di prodotti e componenti e sono impiegati nell asservimento di macchine utensili o centri di lavoro e in compiti di assemblaggio 1 Approcci progettuali mirati alla produzione di sistemi robotizzati intelligenti come quello identificato dagli autori con il termine di Robofacturing Robotic Manufacturing 2 e l impiego di tecnologie abilitanti hanno portato i sistemi robotizzati ad aumentare progressivamente la propria flessibilit operativa e le proprie prestazioni in termini di precisione assoluta cos da poter essere sempre pi utilizzati nell esecuzione di operazioni d importanza strategica per il processo produttivo La visione artificiale rappresenta una delle principali risorse tecnologiche di supporto all impiego di robot antropomorfi in ambito industriale specialmente in settori complessi come quello automotive grazie allo sviluppo di raffinate strategie di guida robot e avanzati algoritmi di elaborazione delle immagini 3 5 Altre soluzioni adottate su larga scala sono rappresentate dagli strumen
239. ella indicizzata che riporta le coordinate spaziali e l orientamento della normale alla direzione del profilo possibile realizzare alcuni controlli attivi che consentono ad esempio di verificare la chiusura del percorso utensile di eliminare punti anomali o punti di scarso interesse o semplicemente di ridurre o l aumentare in automatico il numero di punti che descrive il percorso Durante tale fase l operatore pu agire sul percorso applicando a singoli punti localmente a gruppi di punti o globalmente opportune roto traslazioni rispetto ad un dato sistema di riferimento Inoltre noto il raggio dell utensile 11 sistema riconosce le zone del percorso ad esempio in corrispondenza di gole profonde per le quali si generano intersezioni che provocherebbero indietreggiamento o arresto istantaneo dell utensile eliminando in automatico i punti in eccesso Ogni modifica registrata durante l ottimizzazione del profilo viene mostrata in sequenza all operatore in modo che sia possibile procedere alla generazione del codice robot Un confronto diretto tra il percorso originale e quello modificato consente un rigido controllo su ogni passaggio del processo di ottimizzazione Definizione del codice robot L ultimo passo del metodo sviluppato affronta la generazione dei moduli di programma necessari all istruzione del robot Questa fase assume caratteristiche anche profondamente diverse in dipendenza del linguaggio di programmazione e de
240. ella sperimentale Questa scelta congiuntamente alla strategia di scalatura della massa ha consentito di ridurre 1 tempi di analisi metodo esplicito pur senza pregiudicare i risultati Dalle analisi si ricavato il carico di reazione della struttura in relazione all abbassamento della sezione di mezzeria fino al suo cedimento I modelli computazionali sono stati sviluppati per tutte le configurazioni esaminate sperimentalmente e sono stati implementati mediante il solutore esplicito del software agli elementi finiti ABAQUS 6 8 23 Tutte le analisi sono state risolte mediante un calcolatore Dual Core Xeon 3 2GHz con 4GB di memoria RAM 3 RISULTATI Prove sperimentali Lo spessore dello strato di adesivo misurato al termine dell esecuzione delle giunzioni risultato uniforme per tutte le configurazioni e mediamente pari a 0 05 mm I diagrammi di Figura 4 mostrano mediante le linee continue nere le curve forza spostamento ottenute sperimentalmente per le 4 configurazioni strutturali caratterizzate dalla presenza di due lamierini di giunzione rispettivamente sopra e sotto Fig 4a c e laterali Fig 4b d Analogamente la Figura 5 mostra le medesime curve per le configurazioni strutturali caratterizzate da 4 lamierini di giunzione Fig 5a c e per 1 due tubi quadri integri Fig Sb d In Tabella 2 si presentano per tutte le configurazioni esaminate sperimentalmente le rigidezze misurate nel tratto elastico della curva forza spostamen
241. elle cappe e dei rotori ivi inseriti Particolare attenzione deve essere rivolta alle caratteristiche dimensionali oltre che ai materiali impiegati Alle turbine a gas e vapore sono abitualmente accoppiati mediante giunto flangiato generatori trifase bipolari in grado di erogare una potenza di 250 MW Si tratta di macchine molto grandi con un ingombro medio di 5 m di lunghezza e di 1 5 m in altezza Il rotore Fig 1 posto in rotazione ad una velocit a regime pari a 3000 rpm maggiorata del 20 fino a 3600 rpm in sede di collaudo presenta un diametro di 1 2 m con una lunghezza di 4 5 m La Figura 1 mostra anche 1l dettaglio degli avvolgimenti in rame che emergono in superficie nella porzione terminale per permettere la chiusura delle spire La cappa Fig 2 visibile anche in Fig 1 presenta uno spessore di 80 mm una lunghezza di 880 mm ed una tipica forma ad anello Ad un estremit realizzata un opportuna dentatura che impegnandosi nella sede del rotore evidenziata in Fig 2 va a realizzare la locking key La Figura 3 mostra infine il complessivo di accoppiamento fra rotore cappa ed anello di centraggio ed uno schema del montaggio con evidenziazione delle zone maggiormente critiche I materiali sono 26 NiCrMoV14 5 3 5 NiCrMoV ASTM A470 per il rotore e 18Mn18Cr per la cappa che come visto al paragrafo precedente sono quelli con i maggiori esempi di impiego in simili applicazioni e con le migliori caratteristich
242. eni di attrito ed usura alla multi scala 1 rivestimenti e trattamenti superficiali alla micro nano scala l ingegnerizzazione di rivestimenti alla macro micro scala A garanzia dell imparzialit del laboratorio nei confronti del mercato nessuna azienda stata volutamente ammessa all interno dell aggregazione sebbene siano presenti all interno del management figure aziendali di consulenza ed indirizzo delle attivit Il forte supporto aziendale comunque dimostrato dalle numerose attivit realizzate in collaborazione con aziende del territorio operanti nei pi svariati settori industriali connessi con la Meccanica Avanzata 2 STRUTTURE Il Tecnopolo modenese coinvolge oltre all Universit di Modena e Reggio Emilia che funge da centro delle attivit di ricerca diverse amministrazioni locali del territorio modenese Provincia di Modena Comune di Modena Comuni di Spilamberto Vignola e Savignano sul Panaro ed importanti partner sostenitori e finanziatori come la Camera di Commercio Industria Artigianato e Agricoltura di Modena il centro servizi Democenter Sipe S c r l l Ordine degli Ingegneri e l Ordine degli Architetti di Modena La localizzazione del Tecnopolo modenese si articola su un area principale adiacente alle Facolt Tecnico Scientifiche e al Policlinico di Modena e su due nodi esterni Il primo di questi riguarda il prolungamento verso Sud del Tecnopolo realizzato attraverso il consolidamento e l
243. ent in the distance from the pen end points to the eye bolts and more slowly if it involves an approach of the extremities to the eye bolts Both the Feriba3 and the Piroga5 were not specifically conceived for rehabilitation pur poses and were used for laboratory test both in the field of haptic teleoperation and in the simulation of virtual environments In these applications the haptic display acts as a black box which sends position data to a remote host receiving back the force to be exerted on the end effector From this point of view both devices could be employed for rehabilitation purposes by implementing a proper virtual environment in the remote host The NeReBot NEuro REhabilitation roBOT As soon as we started designing the first robot for upper limb rehabilitation one natural choice for us was to use a cable driven system to sustain and move the forearm of the patient during the rehabilitation treatment As a result we obtained a transportable machine which is a good compromise between robot simplicity and range of motion This device called the NeReBot can be used to produce an assisted motion of the patient s upper limb in a reason ably wide three dimensional working space abduction adduction pronation supination and elbow flexion exercises can be implemented The NeReBot is shown in Fig 7 The robot is composed of a wheeled base and a manually adjustable overhead structure from which the wires originate Three drive
244. entale per la Ricerca Applicata e 1 Servizi nel Settore della Meccanica Avanzata e della Motoristica in breve centro InterMech MO RE struttura di durata triennale promossa dai Dipartimenti di Ingegneria Meccanica e Civile progetto SIMECH di Ingegneria dei Materiali progetto MatMech di Ingegneria dell Informazione progetto Softech di Scienze e Metodi dell Ingegneria progetto MECTRON di Fisica progetto SUP amp RMAN 5 Il Centro con sede legale presso il Dipartimento di Ingegneria Meccanica e Civile di Modena diretto da un Consiglio composto da un rappresentante professore di ruolo o ricercatore per ciascuno dei Dipartimenti che afferiscono al Centro stesso e da un rappresentante del personale tecnico amministrativo eletto tra il personale assegnato al Centro All interno del Consiglio viene nominato con carica triennale un Direttore con compiti di rappresentanza di presidenza del Consiglio e di cura dell esecuzione dei deliberati Attraverso l azione del Comitato Scientifico composto da tutti 1 professori di ruolo o ricercatori a tempo pieno sia a tempo determinato aderenti al Centro a vario titolo il InterMech MO RE ha il compito di promuovere e coordinare studi e ricerche intersettoriali nel campo della Meccanica Avanzata e della Motoristica e armonizzare le attivit di ricerca correlate anche nei settori ICT Materiali e Superfici Meccatronica Come interlocutore degli Enti Pubblici il Centr
245. ente labile fino alla configurazione non operativa con facilit e in modo perfettamente reversibile nel senso di preciso funzionale e sicuro indipendentemente dal numero delle operazioni e dalla situazione ambientale Robust Design In pratica il prodotto progettato come un cinematismo con due configurazioni di riferimento quella operativa fruibile operativamente per le attivit funzionali e quella non operativa destinata alle situazioni di trasporto e magazzinaggio La ripiegabilit pu essere riferita alla compattazione del manufatto ottenuta con movimenti delle parti della struttura di per s labile e resa rigida da elementi di blocco che ne minimizzano il volume per l accostamento dei componenti e g ombrello oppure pu riguardare effettive operazioni di piegatura di componenti che in servizio sono configurati rigidamente e g letto ripiegabile folding stock per fucile d assalto La progettazione comprende quindi l individuazione della configurazione ripiegata che si deve potere ottenere senza un numero eccessivo di piegature movimenti il posizionamento delle linee di piegatura la scelta e dimensionamento degli elementi cerniera e degli elementi di blocco per strutture pesanti o ingombranti pu essere necessario inserire attuatori per aiutare la variazione di configurazione con adeguati accorgimenti per garantire la sicurezza degli operatori troppi incidenti anche mortali avvengono durante queste operazioni G
246. ente lavoro di ricerca tratta la generazione automatica real time di un percorso utensile per ogni feature rilevante del grezzo in lavorazione da ottenere mediante l impiego di sistemi di visione artificiale allo stato dell arte in modo da minimizzare l intervento dell operatore e contenere 1 costi Tale progetto stato realizzato in collaborazione con SIR SpA azienda italiana leader nello sviluppo di soluzioni robotizzate per l industria manifatturiera e l assemblaggio in ambito automotive 2 DEFINIZIONE E SVILUPPO DEL METODO Il lavoro si pone dunque l obiettivo di sviluppare un metodo per l acquisizione automatica dei profili delle feature rilevanti di ogni componente e di generare 1 percorsi utensile attraverso l impiego di tecniche di elaborazione d immagine basate su fotocamere ad alta risoluzione Tale strategia operativa mira a creare in tempo reale quei moduli del programma robot necessari all esecuzione delle lavorazioni da parte del robot garantendo l adattamento del codice alle peculiarit geometriche di ogni singolo elemento Tale approccio implica innanzitutto la costruzione di un architettura modulare per il programma robot che contenga blocchi adattabili alle variazioni geometriche e 67 dimensionali rilevate sugli elementi grezzi e che siano parametrizzati in funzione dell impiego di utensili e parametri di lavoro definibili dall operatore L applicazione industriale di tale metodo impone per
247. ente mantenere inalterato il profilo originale della camma ed agire sulla velocit angolare determinandone l andamento che genera la legge di moto y t in grado di annullare le oscillazioni del sistema 0 025 y 0 02 T YS 0 015 y yS 0 0015 5 S gt 0 01 0 005 0 0 01 0 02 0 03 0 04 0 05 Tempo t s Figura 8 Legge di moto originale y legge di moto compressa ys 56 0 03 0 04 Tempo t S Figura 9 Accelerazione del cedente profilo normale xpp profilo modificato Xppconv xp m s X Poo nv 0 2 0 0 01 0 02 0 03 0 04 0 05 Tempo t s Figura 10 Velocit del cedente profilo normale xp profilo profilo modificato Xpconv 0 02 0 015 E Xx 0 01 gt Cc O O x 0 005 0 0 0 01 0 02 0 03 0 04 0 05 Tempo t s Figura 11 Spostamento del cedente profilo normale x profilo modificato Xconv 57 Il procedimento seguito si sviluppa per passi successivi calcolando la velocit angolare Q a partire dal valore iniziale Q Q in corrispondenza dell istante iniziale 4 0 e in dell angolo di rotazione iniziale 0 e determinando negli istanti successivi t t_ dt 10 il valore dell angolo B ba tQdt 11 e della velocit geom
248. ento degli attuatori a memoria di forma Per meglio illustrare 1 vantaggi legati all introduzione di un sistema di compensazione si riporta in Fig 1 la caratteristica forza spostamento di un attuatore SMA per vari tipi di elemento antagonista Per tutti 1 4 casi si ipotizzato lo stesso elemento attivo la stessa deformazione massima imposta a freddo e la stessa forza F da vincere durante il moto nei due versi Inoltre per semplicit si considerato un comportamento elastico lineare del materiale sia nello stato martensitico che nello stato austenitico Il grafico di Fig 1a relativo al caso di contrasto con una molla tradizionale Dal punto di vista della corsa ottenibile dal dispositivo questo caso il peggiore in assoluto In Fig 1b invece riportato il caso di contrasto con un grave come si pu osservare la corsa otteni bile da questo sistema a parit di ogni altra condizione forza utile deformazione massima sensibilmente maggiore rispetto al caso precedente In Fig 1c si riporta invece il caso del contrasto con un secondo elemento SMA identico al primo In generale rispetto al caso di contrasto con peso l utilizzo di due elementi SMA contrapposti attivati alternativamente sempre migliorativo seppur a scapito di un maggior costo per via del doppio elemento a memoria di forma I due casi danno luogo alla medesima corsa solo nel caso in cui la forza F da vincere sia pari a 0 dispositivo posizionatore e i du
249. ents brick 20 nodes shell elements 4 nodes Figure 7 Finite element model using 3D elements and real specimen with the solid block 150 Type H FA on N Shell element y W UN ee di model _ TE 44 i a Thom solid element model ii oeh HUAN ana p s pa Distance mong wie toe Am Figure 8 Normalized structural stresses along the weld toes of type H weld configurations The structural stress including the bending and the membrane components are normalized by the nominal stress in the section Ojom F A F applied force A cross section area of the base plate are shown in Fig 8 for the two types of finite element models The graph shows the complex evolution along the weld toe that surrounds the H profile The stress variations in Fig 8 are quite similar and independent of type of finite element chosen The peak stresses are achieved at the center of the transverse plates and insensitive to the plate length possibly because the difference is small The shell element model shows stress oscillation at weld corners The normalized peak structural stress values are quite similar close to 1 4 in both cases and independent of element type used for modeling Fatigue Life Predictive Accuracy The experimental results on H and T type specimens tested in fatigue are plotted in the into the 2007 ASME Div 2 Master curve of Fig 9 where N is the number of cycles to fracture and the equivalent
250. eometria della matrice L origine ottica del difetto Come riportato in precedenza la visibilit delle striature pu essere correlato alla differenza in intensit e diffusione della luce riflessa Zhang et al 3 riportano la condizione di Rayleigh per superfici lisce A 8 COS I h lt 1 dove h il parametro di rugosit Fig 2 A la lunghezza d onda della luce 0 38 0 78um per il campo visibile e i l angolo di riflessione Per un angolo di 60 si ottiene h lt 0 2um ossia per cambiamenti di rugosit maggiori di 0 2um associato un effetto visibile E importante ricordare che la superficie riflettente in un profilo anodizzato quella dell interfaccia metallo ossido poich l ossido di alluminio risulta trasparente Cambiamenti nella rugosit maggiori di 0 2um generati prima o dopo l anodizzazione possono quindi indurre una difetto visibile E altres evidente come questo tipo di difetto non possa essere recuperato dopo l anodizzazione 249 Figura 2 Diagramma di una superficie anodizzata superficie riflettente parametro di rugosit h angolo 1 Il ciclo metallurgico della billetta Procedendo ancora pi a ritroso nel processo di formazione del difetto risulta evidente come per scoprire le cause di una eterogeneit microstrutturale sia necessario considerare tutto il ciclo di produzione della billetta dalla fusione all anodizzazione finale del profilo In Fig 3 seguito viene descritto il ciclo term
251. er lo studio e la gestione delle complesse dinamiche di collaborazione con clienti e fornitori tipiche delle moderne virtual enterprises supplier and customer relations per la razionalizzazione e l ottimizzazione delle attivit di configurazione prodotto Marketing e infine per il perfezionamento della fase di studio estetico dei prodotti Styling in un ottica di effettiva riduzione del time to market e di efficace integrazione con ambienti di sviluppo gi diffusi a livello aziendale quali sistemi 3D CAD CAE CAM ed architetture PLM Ringraziamenti Gli autori vogliono ringraziare la struttura del laboratorio INTERMECH del Distretto per l Alta Meccanica della regione Emilia Romagna per il supporto alle attivit di ricerca e ASTER Associazione Scienza e Tecnologia Emilia Romagna per il coordinamento della HTN High Tecnology Network e della Piattaforma Meccanica BIBLIOGRAFIA 1 Misc A 2009 Bando POR FESR 2007 2013 Asse 1 Ricerca industriale e trasferimento tecnologico I 1 1 Creazione di tecnopoli per la ricerca industriale e il trasferimento tecnologico Manifestazione di interesse del 19 maggio 2008 Manifestazione di Interesse per il Tecnopolo di Modena Regione Emilia Romagna 17 2 Misc A 2008 Programma Regionale per la Ricerca Industriale l Innovazione e il Trasferimento Tecnologico Misura 4 Sviluppo di rete Azione A Laboratori di ricerca e trasferimento tecnologico Bando del 26 novem
252. ercando cio la soluzione del sistema in Eq 1 1 Ae _ AG 40 2 2E 2K Kr ASY E 1 Ao A AO AE Va tuttavia osservato come nel caso di organi non desanventiani quali la cappa od il rotore non pu essere correttamente definito il coefficiente di concentrazione degli sforzi Kr n si pu parlare di range di tensione nominale AS A questo si pu comunque ovviare ricavando in ogni punto di interesse lo stato tensionale deformativo in campo elastico I range di tensione e deformazione locali Ac e A nel punto in esame possono essere facilmente determinati con un modello agli elementi finiti in campo elastico Questi due valori individuano la coordinata di un punto appartenente all iperbole di Neuber che quindi definisce la sua equazione Operando in questo modo si pu instaurare una procedura di calcolo che culmina nella determinazione dei cicli di isteresi stabilizzati e dei cicli stimati di vita nei punti d interesse gi implementata per analisi preliminari in 24 Dalla valutazione puntuale dei range di tensione e deformazione in campo elastico possono inoltre prendere il via procedure analitico numeriche alternative basate su modelli 124 differenti da quello dell iperbole di Neuber Fra questi ad esempio quello di Glinka basato sulla costanza della densit dell energia di deformazione in campo elastico ed elasto plastico riportato in 25 27 3 PROGETTO DELL ATTREZZATURA SPERIMENTALE
253. erence frame Oxyz that has its xy plane parallel to the platform s plane of motion see Fig 1 Vectors 0 P dE and n which are parallel to the platform s plane of motion have a null third component Instead of dealing with such vectors as they are it will be sometimes advantageous to handle their two component counterparts obtained from the original vectors by suppressing their null third component A two component vector derived in such a way from a three component vector v will be denoted by v The three equations epitomized by Eqn 3 can be collectively re written as follows dE dL J En 4 where J is the ensuing 3X3 matrix n O E xn k J n7 Q E xn k 5 ny O E xn k In Eqn 4 dL is a three component column vector whose i th component is dL whereas matrix J is right multiplied by a three component column vector formed by the two component column vector dE and scalar quantity d In a similar way the i th row of matrix J see Eqn 5 is obtained by appending the scalar quantity O E xn k to the two component row vector ni Matrix J defined by Eqn 5 is the Jacobian matrix of the considered 3 dof planar fully parallel manipulator It depends in addition to other factors on the choice of the reference point F on the platform as well as on the orientation of reference frame Oxyz with respect to the manipulator base 357 The Jacobian The Jacobian 1 e the determinant of the Ja
254. erference fit and adhesively bonded by applying anaerobic adhesive before the assembly operation 18 This allows the reduction of the amount of interference Z 0 02 0 05mm and therefore the tensile field on the components by taking advantage of the adhesive strength In fact referring to the whole coupling surface the dry interference carries out about 20 30 of contact surfaces whereas the anaerobic adhesive is able to fill the voids increasing the actual contact surface up to 100 19 The strength of hybrid joints is affected by various factors such as for example the coupling pressure the type and the way of assembling the type of materials in contact the curing time and the curing methodology the operating temperature and the loading type 20 21 experimental tests have been performed in order to obtain the actual mechanical performances of the joint The total axial decoupling force Fp can be evaluated as the addition of the interference contribution Fy with the adhesive contribution F 4 Eq 15 Fot Fy t Pag Bn Pr A Tag A 15 where Taq is the adhesive static shear strength Eq 15 is effective if also Taq is accurately evaluated Thus a set of coupling and decoupling tests have been carried out the shaft and the hub fitted and adhesively bonded have been cured for 48 hours at 40 C The static strength of the adhesive F and its shear stress Tag have been derived by Eq 16 in which the interference contribution Fy
255. erno del proprio apparato organizzativo anche una serie di strutture e di servizi che possano completare l offerta di carattere tecnico scientifico dei Dipartimenti e possano garantire il diretto interfacciamento con il sistema economico e produttivo nella sua accezione pi ampia Tale visione comporta la necessit di disporre di una serie di strumenti che consentano di rendere tangibili e visibili le potenzialit relative alle conoscenze maturate e disponibili all interno ed all esterno del Tecnopolo L obiettivo quello di offrire visioni e servizi che permettano da un lato di valorizzare 1 risultati della ricerca ed individuare nuove risorse per l Ateneo e dall altro di migliorare la comunicazione con le imprese sia in termini di individuazione di bisogni sia negli aspetti di identificazione delle soluzioni di ricerca e di ingegnerizzazione Questa interpretazione nata dalla considerazione che nell attuale quadro competitivo occorre affiancare alle tradizionali strutture di ricerca altre strutture od organismi specializzati che abbiano il ruolo di svolgere compiti pi vicini al mercato porta all abbandono degli schemi organizzativi tradizionali presenti all interno dell Ateneo in favore di soluzioni quali l Ufficio ILO e i Centri di Innovazione e di Trasferimento Tecnologico incaricati di intervenire nel difficile momento di incontro tra risultati della ricerca e valorizzazione di mercato All interno del Tecn
256. erved that the character of the strain tr is completely different from the actual dominant strain t This alteration of the shear strain field is the price to pay to reduce a three dimensional problem to a two dimensional modelling From the following section 3 it emerges that the influence function of the male component is described in terms of the Green function valid for a disk compressed by two antipodal radial point forces Fig 2a A drawback of this modelling is that the frictionless contact pressure acts radially and therefore its resultant force passes through the centre of the male component In other words this modelling does not directly mimic the transmission of a torque between male and female components a fact that constitutes a severe drawback of the idealisation favoured in this study On the other hand this approach 137 does not give rise to unrealistic shear strains t connected to the angular distortions between circumferential and radial directions a merit that counterbalances the above signalled drawback 3 ADDITIONAL SIMPLIFYING ASSUMPTIONS The deformability of the male and female components should be described in terms of the elastic response of a polygonal shape subjected to transverse boundary point forces acting along each side of the polygon supplemented by an equilibrating torque applied at the polygon centre Since this study addresses a hexagonal profile the angular extent of its sides 1s 60 s
257. es timento stesso Sono state tentate con discreto successo soluzioni basate sull impiego di strati in spugna di elastomero Fig 6 ricoperte con pellicole superficiali di materiali flessibili ma si sono rivelate ardue dal punto di vista della realizzazione tecnologica e poco controllabili dal punto di vista del progetto a rigidezza La soluzione qui proposta chiamata dagli autori Differentiated Layer Design DLD pro pone l impiego di un unico materiale elastico per l intero rivestimento che risulta costituito da uno strato esterno continuo e da uno strato interno discontinuo opportunamente strut turato per modificarne la rigidezza apparente mediante l inserimento di cavit di geometria e distribuzione opportunamente prescelte Il materiale stato scelto in base a caratteristiche compatibili da un lato con le sollecitazioni dello strato superficiale dall altro con esigenze di fattibilit tecnologica In particolare vista l elevata complessit morfologica richiesta si pensato alla Prototipazione Rapida Stereolitografia come tecnologia base per applicare il 346 Figure 6 Prototipi di polpastrelli in spugna a diversi livelli di porosit Strato intermedio Strato superficiale ny i _ T Figure 7 Rivestimento a strati differenziati a provini a DLD b concetto di DLD Il materiale impiegato un elastomero a polimerizzazione fotoaccelerata noto commercialmente come Jango Plus In Fig 7a si rip
258. es of the weld line The resulting line forces and moments are continuous along the weld toe lines and so is the structural stress The detailed procedure is described in several publications for example 9 10 Even 1f these concepts can be applied to solid elements 2D and 3D the approach is particularly suited for shell elements that are often the preferred choice for modeling the structural response of thin walled welded structures 1 e Fig 3a for example truck frames ships cranes bridges etc a b Figure 3 a Tubular connection T joint modeled with shell elements b fillet welds with partial and complete penetration 146 The fatigue assessment of the welded joints becomes an additional outcome of the standard elastic stress analysis of the entire structure The only specific requirement concerns the modeling of the welds because the fillets must be explicitly included to correctly represent the stiffness of the joints Figure 3a shows an example of a T joint connection between two tubular parts using inclined elements For the fillet weld of Fig 3a both two toe lines in red have to be analyzed since a priori it is not known which one is the most prone to fatigue and where Modeling strategies for partial and complete penetration seam welds are presented in Fig 3b 4 THE MASTER S N CURVE OF THE ASME CODE After the structural stress analysis is carried out according to the method described in the previous
259. esenting the ligaments 13 15 Also equivalent mechanisms have been proposed for modeling the knee joint equivalent spatial parallel mechanisms with one DoF for modeling the knee joint in passive motion in which rigid bodies represented the bones and the isometric ligaments fibres 326 are reported in 16 21 A 2D model of patellofemoral and tibiofemoral joints has been developed for simulating the static behaviour of the knee considering three bones patella tibia and femur ligaments and tendons as rigid bodies 22 Many models of the knee joint with different complexity proposed in literature use the finite element method to analyze for instance the humana patella biomechanics during knee passive flexion 23 or to study how the variables associated with a meniscal replacement affect the tibio femoral contact 24 The same kind of investigations can be found in many papers on the human ankle joint Several 2D ankle models analyse the static or dynamic behavior of the joint only in the sag gital plane the ankle is represented as a hinge that links together two rigid segments one representing the foot and the other one the leg For example a 2D biomechanical inverted pendulum model for sway in saggital plane has been developed in 25 26 for studying the ankle strategy employed in balance control this model of ankle joint has been used to better evaluate postural sway to better understand the role of the ankle torque in postural control
260. essi principi della progettazione per il DFA tenendo per conto del fatto che la sequenza di smontaggio pu essere diversa da quella di montaggio in ragione delle diverse esigenze finali e anche dei diversi costi delle singole operazioni Infatti non sempre lo smontaggio simmetrico rispetto al montaggio inoltre se nella maggior parte dei casi quest ultimo pi complesso in altri pu accadere l inverso Anche in questo caso conviene costruire grafi che rappresentano le sequenze di smontaggio alternative e determinare il costo totale presunto con l uso delle matrici di costo delle singole operazioni 3 PRODOTTI COMMERCIALIZZATI SMONTATI In linea di principio quanto in precedenza riportato riferito a situazioni industriali convenzionali vale a dire ad un prodotto montato in configurazione definitiva in fabbrica o presso il cliente da montatori gestiti o controllati dal produttore appositamente addestrati e specializzati per il quale non si prevedono frequenti smontaggi rimontaggi per servizio se non quelli per la manutenzione e la dismissione finale Vi sono per situazioni diverse di servizio o di fornitura del manufatto che richiedono un attenzione particolare nella progettazione riguardo al montaggio e allo smontaggio e design drivers alternativi e o aggiuntivi rispetto a quelli gi presentati In questa sede si prendono in considerazione 1 manufatti 1 cui componenti sono forniti dal produttore pronti per
261. essiva elaborazione Decisamente pi importante stato il ruolo di tali programmi nella conduzione delle prove di fatica Oltre a permettere 1l monitoraggio ed il salvataggio in tempo reale cos da prevenire eventuali malfunzionamenti improvvisi delle grandezze prima citate questi hanno fornito inoltre un forte supporto nell esecuzione della prova Sono principalmente due i rilievi che sono essenziali per poter pervenire a risultati attendibili e tra loro coerenti Prima di tutto occorre comprendere quando il ciclo di isteresi si stabilizza ossia quando idealmente le cuspidi superiori e inferiori di cicli consecutivi coincidono Successivamente per poter arrestare al momento giusto la prova e rilevare quindi correttamente il numero dei cicli di vita occorre individuare la condizione di formazione del primo difetto 131 J SALSO Ai oe Aa 5 a 30 60 res ia E oe Bim si ii ein oat Jagg m j m n T Bi i AD i J cme big Oe oa n x s aa Sit So Lek ie se Gp O ei ne nel cia ed n s tajl di 2000 vito et ao io 1000 dokta Ww cd foi Bit i on ao abi J a no i LI j i i j OUTPUT THS SI am teapa 107 T asa at I les gt 3 a I ray pros ir ite dun mk Ti mo PITVITI a ii inin d dh oA LS i on nm A n a ide ph Ei vi ee ee mlt miari Ayan thabdo jeien fate ag pic J ook m range fe path WF Prog marl Musca Lat apart
262. ether with the trunk and the pelvis The passive reflective markers are small plastic spheres of about one centimetre of diameter completely covered with reflective material and with an adhesive base A picture of a standard marker is shown in Fig 1 The markers are placed on the skin of the patient sometimes also on shoes or clothes in correspondence of specific landmarks of the body given by the protocol adopted by the laboratory 3 The laboratory LAMBDA of Reggio Emilia adopts the T3Dgait Total 3D gait 2 protocol which suggests the attachment of 22 skin markers the calibration by a pointer or markers of 6 anatomical landmarks during a static acquisition and the identification of the hip joint centre by a pre diction approach Anatomical reference frames and joint rotations are defined according to current recommendations Infrared Video Camera The infrared camera has two main functions lighting the reflective markers thanks to a series of infrared frequencies leds and recording the image of the lighted markers A picture of a infrared camera is shown in Fig 1 where the annular series of leds are evident The aim of 302 Figure 2 Scheme of the forces acting on the platform the visual recognition of the markers is the computation of their position in the space domain The measure of a single marker position is possible with at least two cameras Since the position of both cameras in the lab are known and the volume of part
263. etrica Yeon t COnv I 12 Lain B Q Il nuovo valore della velocit angolare dato da i dant a La Fig 12 mostra l andamento della velocit angolare ricavato per una legge di moto ad accelerazione costante La Fig 13 mostra per lo stesso caso l andamento dell accelerazione angolare Le discontinuit presenti nell andamento della velocit angolare sono dovute al procedimento numerico utilizzato Per ovviare a questo inconveniente si possono applicare procedimenti di smoothing pi o meno accentuati verificandone l effetto finale sul com 250 1 i 250 m 95 kg m 5kg k 20000000 N m k 20000000 N m 200 k 400000 N m 200 k 400000 N m 0 1 0 1 W 150 legge rettangolare W 150 legge rettangolare o o _ o O o o o G B 40 p 20 p 40 B 40 B 20 p 40 a H 0 02m H 0 02m DI 100 n 500 giri min on 100 n 500 giri min 0 0 01 0 02 0 03 0 04 0 05 0 50 100 150 Tempo t s Angolo p gradi a b Figura 12 Andamento della velocit angolare modificata 2 angolo di accelerazione positiva angolo di accelerazione nulla angolo di accelerazione negativa a in funzione del tempo b in funzione dell angolo di rotazione della camma 58 x 10 6Q at rad s7 0 0 01 0 02 0 03 0 04 0 05 Tempo tis Figura 13 Accelerazione angolare modificata portamento vibratorio del cedente Si consideri ad esempio la curv
264. ezzatura di carico stato sviluppata inizialmente per via concettuale per ricercare la soluzione che minimizzasse 1 fenomeni di disassamento e quindi le sollecitazioni flessionali in prove nominalmente a sola trazione e compressione La soluzione scelta e realizzata si caratterizza per la presenza di un cuscinetto assiale con ralla sferica con uno degli anelli posto capovolto per permettere un auto allineamento del provino compensando gli eventuali disassamenti in termini di spostamenti e rotazioni Opportune prove di validazione hanno dato esito confortante permettendo di stimare uno spostamento traversale fra le estremit del provino di appena due centesimi di mm ed una rotazione relativa di meno di un decimo di grado Il rapporto fra la massima deformazione dovuta alla flessione e la massima deformazione dovuta al carico nominale tende a valori del 5 7 ed 139 appare accettabile anche sulla base di precedenti per quanto datati studi in letteratura Tutte le prove di caratterizzazione sono state eseguite con acquisizione dei dati assistita da programmi LabView V8 0 realizzati espressamente Durante le prove di fatica effettuate a deformazione imposta sino alla formazione di un primo difetto ingegneristicamente visibile tali programmi hanno avuto un ruolo chiave nel monitoraggio della fase stabile del ciclo e successivamente di quella di enucleazione del difetto Le prove di caratterizzazione hanno riguardato sia il materi
265. f is mounted on the base of the end effector by means of a ball bearing in such a way that no moment can be transmitted to the patients hand along the vertical axis 295 DoF ROBOTIC ARM Figure 8 The MariBot rehabilitation robot This machine exploits the same design prin ciples of the NeReBot except from the fact that the overhead structure supporting the wires has two controlled rotational joints which allow the control system to adapt the configuration of the wires during the exercise Figure 9 The Sophia 4 rehabilitation robot The simple cost effective planar design was chosen to convey robot aided rehabilitation to chronic patients inside decentralized rehabili tation units 296 A real time high level controller manages the type of assistance to be given 19 while a low level controller is responsible for kinematics force distribution algorithms and surveil lance routines The Human Machine Interface HMI runs on a separate standard PC allow ing the therapist to set the type of exercise and its parameters and providing the patient with visual and acoustic feedback Each exercise is composed by a sequence of point to point reaching tasks The target point of each portion of the exercise is calculated by the HMI and transmitted to the controller that is programmed to implement single reaching tasks 3 DISCUSSION The research developed so far at the Rehabrobotics Lab of DIMEG yielded several positive results
266. fit couplings tensile state definition The design of the fork steering shaft coupling is uncertain mainly because of the poor knowledge about the static friction coefficient uy as well as of the mean coupling pressure pr The axial releasing force Fy urpr A which is the fundamental design parameter depends on the two aforementioned factors usually unknown and on the coupling surface A usually known Because of the increase in power and in weight of the motorbikes the axial releasing force Fy has also been much increased in the recent years in order to guarantee the driver s safety For this reason the amount of interference U which is proportional to the coupling pressure pr is a strategic design parameter because it must be high enough to exceed the releasing tests but not too much to overcome the Yielding of the components Thus it was decided to develop a generalized methodology useful to calculate accurately 4 and pr parameters The static friction coefficient uy was determined by applying the Design of Experiment DOE method in order to maximize the information about the experimental data 5 6 three different combinations of coupled materials steel steel steel aluminium and aluminium aluminium have been investigated as shown in the next paragraph The main issue is that the geometry of the fork is not axially symmetric as shown in Fig 2 the stiffness changes with the coordinate around the central bush For this reason the co
267. freddato molto velocemente Invecchiamento L obiettivo del trattamento ottenere una precipitazione controllata della SSSS cos da avere al termine precipitati Mg2S1 finemente dispersi Le tipologie di precipitati GP B B e le distanze sono fortemente dipendenti dalla temperatura e dalla durata del processo Una distribuzione ottimale con precipitati fini ed uniformemente dispersi inibisce lo spostamento di dislocazioni fornendo cos il miglior effetto di indurimento 251 Tipologie di striature Nel tentativo di focalizzare 11 problema industriale in oggetto all interno della grande variet di tipi di striature viene riportata una breve classificazione delle stesse Riferendoci alla Fig 4 le striature possono essere classificate in base alla loro causa in quattro categorie principali struttura della billetta parametri e processo di estrusione design matrice performance matrice Le striature dovute alla struttura della billeta sorgono in conseguenza ad un cattiva qualit intrinseca alla stessa condizioni di fusione Questo include segregazione disomogeneit della pelle della billetta intermetallici eccessivamente aggregati e porosit Le striature da processo e parametri di estrusione si formano come risultato di errate condizioni di estrusione queste non sono solo la velocit del pistone o la temperatura ma tutte le condizioni al contorno sia dirette come la lubrificazione che indirette come l usura o i deposit
268. fully parallel manipulators The interpretation of the Jacobian of the planar manipulators is formally different from though substantially equivalent to the 366 one available in the literature whereas no previous characterization existed for the Jacobian of spherical manipulators The similarities of the two proposed characterizations have been pointed out and justified The presented result can find application in the dimensional synthesis of 3 dof planar and spherical fully parallel manipulators whenever the magnitude of their Jacobian has to be maximized in the neighborhood of a given end effector position Acknowledgement Professor Vincenzo Parenti Castelli s mention of a contribution pivotal to the ensuing references list is gratefully acknowledged REFERENCES 1 Ma O and Angeles J 1991 Architecture Singularities of Platform Manipulators Proc of the 1991 IEEE Int Conference on Robotics and Automation Sacramento CA pp 1542 1547 2 Merlet J P 1992 Singular Configurations of Parallel Manipulators and Grassmann Geometry The Int Journal of Robotics Research 8 5 pp 45 56 3 Mohammadi Daniali H R Zsombor Murray P J and Angeles J 1995 Singularity Analysis of Planar Parallel Manipulators Mechanism and Machine Theory 30 5 pp 665 678 4 Lee J Duffy J and Keler M 1996 The Optimum Quality Index for the Stability of In Parallel Planar Platform Devices Proc of the 1996 ASM
269. funzionali e di sicurezza che il montatore deve eseguire sul prodotto a fine montaggio prima dell uso in Servizio a piena funzionalita 3 iil 16x Figura 1 Esempio di istruzioni per il montaggio immagine concessa da erasmuskit wordpress com 86 E buona regola infine predisporre corsi di addestramento e di aggiornamento per gli installatori autorizzati e per 1 montatori dei casi cl e c2 quando 1 prodotti da montare siano di una certa complessit e o possano presentare rischi negli eventuali malfunzionamenti e g condizionatori cucine a gas impianti termici efc Categorie particolari e molto importanti sono quelle dei pezzi componenti di ricambio detti anche ricambi per parti soggette a consumo degrado obsolescenza e degli accessori after market per un certo manufatto prodotti dalla stessa ditta 0 pi spesso da ditte diverse per il miglioramento qualitativo potenziamento quantitativo o l aggiornamento tecnico upgrade In questi casi la ditta proprietaria deve adottare le tecniche della Progettazione Modulare e della Progettazione per la Disponibilit riguardo ai propri ricambi o accessori per l upgrade o per la personalizzazione Una problematica progettuale molto pi complessa affrontata dagli altri produttori che devono rendere il pezzo di ricambio o accessorio perfettamente adattabile ad un prodotto 0 a pi prodotti se il pezzo di ricambio o accessorio progettato come unive
270. g both the coupling and the decoupling phase in order to calculate also the sliding friction coefficient url besides the static friction coefficient ull for each of the three types of materials in contact Thus a total of six DOE and six mathematical models were determined for each different friction coefficient which has been calculated by applying Eq 11 Foal Fall r r 11 Hi o E NI PF actual A PF actual 7 Dp Lp Lr is the coupling length while F and Fy are the axial forces given by the standing press during the coupling and decoupling phase respectively The actual pressure value has been calculated by applying the previous expression Eq 9 and it has also been checked by means of a strain gauge applied on the external surface of the fork Fig 6 which is able to read the mono axial hoop deformation on the external surface the radial stress is equal to zero this methodology results very accurate as well demonstrated in 14 16 An example of the coupling and decoupling run r r within 0 Z is reported in Fig 7 The axial coupling force F results always lower than the axial releasing force Fy because the sliding friction coefficient u which governs the coupling phase is lower than the static friction coefficient uy which influences the peak releasing force Once the 144 experimental tests 3x2 x6 have been performed all the calculated friction coefficient have been analyzed by applying the ANalysis
271. g for fast computational methods This paper is aimed at investigating the possibility of adopting a set of eigenfunctions evaluated from a simple stucture as a general basis for the analysis of arbitrary shaped plates with general boundary conditions in the Rayleigh Ritz condensation method The proposed technique is applied to skew plates plates with curved edges sector circular plates and annular elliptic plates in conjunction with non standard boundary conditions The results are compared to those available in the literature and using finite element analysis Keywords vibrating plates spectral methods coordinate mapping 1 INTRODUCTION In the recent decades lightweight plate structures have been widely used in many engineering and practical applications Analysis and design of such structures call for efficient computational tools since exact analytical solutions for vibrating plates are currently known only for certain elementary shapes in conjunction with a few basic boundary conditions 1 For the analysis of plates of arbitrary shape or with general boundary conditions numerical methods such as the finite difference method the finite element method or the finite strip method are usually applied to the problem Vibration analyses of plates of different shapes have been carried out extensively by several researches Durvasula 2 computed the natural frequencies of clamped skew plates Babu and Reddy 3 studied skew orthotropic pla
272. ggetto risulta pari a 17 35mm La molla convenzionale di contrasto invece caratterizzata da una rigidezza k2 di 2 18N mm e la sua deflessione risulta 16 44mm Il prestiramento p da imporre al sistema risulta pari a 28 79mm Seguendo il procedimento proposto in 1 la forza utile erogata dall attuatore non compensato nello stato attivato e dis attivato pu essere calcolata tramite le seguenti due espressioni kise s1 r k2 p x se Attivato kise k2 p x se Disattivato la cui rappresentazione grafica visibile in Fig 8a Passiamo ora a dimensionare secondo la metodologia precedentemente esposta l attuatore compensato a singolo SMA che rispetti le medesime caratteristiche nominali Ovviamente utilizziamo la stessa lega e lo stesso tipo di modellazione per il materiale a memoria di forma Volendo modellare il materiale allo stato martensitico come perfettamente elastico fissi amo i parametri Sm sg secondo quanto prescritto dalla 9 Dovendo l attuatore erogare una forza di 5N in entrambe le direzioni di moto i dati di progetto Fon Forr valgono Fon DN Forr 5N Per dimensionare l attuatore compensato a singolo SMA necessario fissare il rap porto di efficienza di ingombro y Per questo esempio applicativo e di comparazione con le prestazione degli attuatori non compensati si deciso di fissare il valore di questo parametro affinch si ottenga per l elemento a memoria di forma la stessa
273. gnals have been acquired from the gearbox case Experimental results and discussion Concerning fault detection two statistical parameters 1 e root mean square RMS and Kurtosis extracted from faulty and sound TSA vibration signals have been evaluated in order to asses a reliable quality control strategy The experimental apparatus see Fig 9 a consists of a base including two induction motors controlled by inverters and a gear unit The driving induction motor is controlled in feedback speed loop whilst the loading motor is controlled in feedback torque loop The gear unit contains two spur gear pairs one having 18 and 71 teeth the other one 12 and 55 teeth giving a global speed reduction ratio of 18 1 More details concerning the test bench design can be found in 11 Three kinds of test are performed v Test 1 all gears in sound condition v Test 2 the first stage gearbox pinion 18 teeth exhibiting several oxide residuals on tooth faces so poor tooth surface quality distributed fault v Test 3 the first stage gearbox wheel 71 teeth showing tooth face bumps localized fault The results presented in this work have been obtained with a nominal driving motor speed of 3000 rpm 50 Hz and a output shaft nominal torque of 36 6 Nm The vibration signal is captured from the gearbox case by means of a Briiel amp Kj r piezoelectric accelerometer mounted close to the bearing support of the first stage pinion in the radial d
274. goni Dipartimento di Scienze e Metodi dell Ingegneria University of Modena and Reggio Emilia Italy E mail eugenio dragoni unimore it Sommario Gli attuatori a memoria di forma rappresentano una classe di attuatori molto interessante grazie all elevato rapporto potenza peso alla possibilit di lavorare in ambiente ostili e alla semplicit costruttiva Per contro i difetti principali di questa tecnologia sono la difficolt di realizzare corse elevate e la loro sfavorevole curva caratteristica ossia il fatto che la forza generata dipende linearmente dalla posizione dell attuatore Obiettivo del lavoro quello di mitigare questi due difetti introducendo un sistema passivo di compensazione elastica Il lavoro presenta una metodologia integrata di progettazione degli elementi attivi e del sistema di compensazione che consente di proporzionare attuatori contraddistinti dalla forza e dalla corsa desiderate Si presentano due possibili meccanismi di compensazione elastica idonei a realizzare le leggi richieste e si forniscono le espressioni per il loro dimensionamento cinematico Infine in appendice 1 si propone un esempio di proporzionamento di una attuatore SMA compensato a singolo elemento attivo e si valutano i benefici introdotti della compensazione elastica mediante confronto con un attuatore non compensato capace delle stesse prestazioni Parole Chiave attuatori a memoria di forma compensazione elastica meccanismi bistabili 1 INT
275. has been applied to the TSA signal in the angle domain obtaining a representation in the angle order domain instead of the genuine time frequency domain Figure 7 reports the CWT maps for all the defects at the best test condition low speed and high load The impulsive event A1 i e the contact between the faulty zone of the wheel and the drum determines high amplitude in the Wavelet Transform around the 16th 18th wheel orders On the other hand for defect A2 high amplitude values appear in the order range 13th 15th whilst for defect A3 high amplitude values are around the 14th 16th wheel 42 WHEEL PROFILE LOAD 4 INCREASE DRUM PROFILE 2 LOAD j INCREASE 5 acceleratian ampli ude m s 240 angle deg b Figure 5 a Sketch of the variation of contact area with the load increase b TSA of the acceleration signal for defect A2 at different loads low medium high and low speed in the angle range 120 240 orders Defect A4 is characterized by a more localized order angle range with respect to the other defects at the 13th 14th wheel orders Therefore the angle order plots are able to show the order content during the impulse between wheel and drum giving information about the differences between the four types of defect In order to better understand these results and to confirm them for all the wheels an order analysis has been carried out too The goal of this analysis
276. he two contacting bodies separate Fig 1b In fact the male female contact does not extend over the whole length of the hexagonal profile but separation occurs along a sizeable portion of each side and this portion is unknown a priori 1 In Fig 3 reference is made to a single side of the hexagonal profile since the remaining sides will behave analogously If a relative rotation is imposed between male and female components both assumed as rigid a physically unrealistic overlapping occurs between the two surfaces along a part of the hexagonal side whereas a realistic separation takes place along the remaining side portion The correct contact pressure must push the two overlapping profiles aside thus contrasting the unphysical superposition and it must vanish exactly where the mutual contact ends 160 overlapping separation rotated Figure 3 The definition of the gap between the two engaging profiles With respect to the angular coordinate 0 the superposition or gap 6 may be approximated by the following expression s Ra 0 5 ROO 3 where R may be assumed as the radius of the disk describing the Green function and where a positive negative value of 6 denotes overlapping gap This contact problem may therefore be described in terms of pure tilting e g 21 22 The formulation of the integral equation The contact pressure p between male and female components is interpreted as a sequence of infinite
277. hesion in adhesively bonded assemblies Engng Fracture Mechanics 73 18 pp 2274 2801 Goglio L et al 2008 Design of adhesive joints based on peak elastic stresses Int J Adhes Adhes 28 pp 427 435 Bigwood D A Crocombe A D 1989 Elastic analysis and engineering design formulae for bonded joints Int J of Adhesion and Adhesives 9 4 pp 229 242 Pirondi A Fersini D Perotti E and Moroni F 2007 Applicabilita del modello di zona coesiva in simulazioni della frattura per diverse geometrie di giunti incollati Atti del 19 Congresso IGF Milano 2 4 luglio 2007 206 22 23 24 25 26 Loctite Hysol 9466 2007 Technical Data Sheet ABAQUS 6 8 2008 Users Manual HKS Inc Goland M and Reissner E 1944 The stresses in cemented joints J of Applied Mechanics 11 pp 17 27 Adams R D Comyn J and Wake W C 1984 Structural adhesive joints in engineering Elsevier London Feodosyev V I 1977 Selected problems and questions in strength of materials Mir Publishers Moscow 207 208 RECENT IMPROVEMENTS AND DESIGN FORMULAE APPLIED TO FRONT MOTORBIKE SUSPENSIONS Dario Croccolo DIEM Department of Mechanical and Aeronautical Engineering University of Bologna Italy E mail dario croccolo unibo it Massimiliano De A gostinis DIEM Department of Mechanical and Aeronautical Engineering University of Bologna Italy E mail m d
278. his is not a coincidence since a planar mechanism 1s a special case of a spherical mechanism A quick check of the correctness of this supposition can be carried out by noting that the spherical manipulator shown in Fig 4 tends to a planar manipulator of the type shown in Fig 1 if points P and O i 1 2 3 are clustered on an infinitesimal portion of the unit radius sphere If such a nearly planar manipulator is far from a singular configuration the spherical triangle V V V3 has infinitesimal sides too together with infinitesimal area and circumscribed circle Since the sine and tangent functions are approximated by the identity function if their arguments in radians are infinitesimal the right hand side of Eqn 36 reduces to the right hand side of Eqn 13 A more in depth comparison of the Jacobian of planar and spherical fully parallel manipulators should address the different meaning of the Jacobian matrices of the two considered types of mechanisms on the left hand side of Eqn 4 there is a vector of lengths whereas on the left hand side of Eqn 20 there is a vector of angles Moreover some components of the vector that right multiplies matrix J in Eqn 4 are lengths whereas vector d in Eqn 20 consists of angles only The details of such a comparative analysis are left to the reader 5 CONCLUSIONS The paper has proposed new characterizations for the determinant of the Jacobian matrix of 3 dof planar and spherical
279. hods are using structural or notch stresses and latest developments are dealing with nodal forces 2 After a brief review of some well established techniques a recent finite element based approach to the fatigue assessment of welded joints is described in this contribution Finite element modelling difficulties 1 e mesh sensitivity of stress results and element type selection for weld representation are relaxed An original postprocessor that combines the new modelling approach with the master S N curve included recently in the ASME code is presented and applied to different welded configurations The predictive capability of the developed tool is verified by correlation to published results and a parallel experimental program 2 METHODS FOR FATIGUE ASSESSMENT OF WELDED JOINTS The methods for the fatigue assessment of welded joints are commonly classified into global and local families 1 2 5 The former method consists of the traditional nominal stress approach see Fig 1 1 which 1s still the most used for its simplicity and is the basis of all standards and design codes With the nominal stress approach no attempt is made of taking into account the stress concentrations due to macro and micro geometric effects of the joints It employs several empirical S N curves that are associated with detail categories and on corrective factors 3 4 The selection of a detail class for a welded joint type and loading mode is often
280. human operator 12 291 y mm y mm x mm Figure 3 Contour plot of ir N Figure 4 Contour plot of m Nmm Figure 2 depicts an operator using the Piroga5 for the haptic rendering of a three di mensional environment which is represented as a variable stiffness NURBS surface Non Uniform Rational Bi Spline The kinetostatic properties of cable driven devices are strictly related the unilateral actua tion that is cables can only exert positive tension forces Because of this distinctive feature most of the analysis tools employed in robotics are inapplicable Hence a set of three per formance indices was first developed to assess the force capabilities of completely restrained planar devices and then applied to the Feriba3 10 More recently the same indices have been generalized to comply with all completely restrained devices and were employed in the analysis of the PirogaS 15 For a given pose of the end effector tr is defined as the magnitude of the maximum attainable isotropic force and m is defined as the magnitude of the maximum momentum available along any allowable direction The third index iz was introduced to describe the system aptitude to independently generate forces and moments All those indices depend both on cable configuration i e the pose of the end effector and on the performances of the pulley block motors which define the wire tension upper limit i max Figures 3 and 4 show the
281. i D Castagnetti Concentrazioni di tensione negli intaglio periodici analisi critica del metodo di Neuber A Segatori L Donati L Tomesani M Rompato La formazione di striature sui profili estrusi G Scire Mammano E Dragoni Compensazione elastica di attuatori lineari a memoria di forma per aumentare la forza e la corsa A Rossi D Zanotto G Rosati Cable based robotic system for post stroke neurorehabilitation M Cocconcelli R Rubini A Ferrari S Costi Detection of the centre of pressure for the double contact problem between feet and platform in gait analysis G Berselli R Vertechy G Vassura V Parenti Castelli Valutazione sperimentale di un attuatore conico ad elastomeri dielettrici B Baldisserri V Parenti Castelli A preliminary study for a kinematic model of the complex tibia fibula talus calcaneus G Berselli M Piccini M Brandi G Vassura Realizzazione di una mano robotica antropomorfa rivestita di materiale soffice C Innocenti A geometric characterization of the Jacobian for planar and spherical fully parallel manipulators Indice degli autori 171 193 209 235 247 263 289 299 311 325 341 355 369 PREFAZIONE La prima Giornata di studio Ettore Funaioli del 18 luglio 2007 stata illustrata da 13 memorie la Seconda del 18 luglio 2008 e la Terza del 16 luglio 2009 entrambe da 24 memorie Ai Ricercatori di Meccanica dell Emilia Romagna si sono aggi
282. i a telaio prestirati in modo che attivando il generico filo a memoria di forma si produrr un accorciamento del filo stesso L attuatore cos costituito equipaggiato inoltre con un sim 265 Filo i OK Filo OFF Filo 1 OFF Filo 2 OFF Filo 2 ON Filo 2 OFF FAO F F FILISMA e x x F SISTEMA COMPENSAZIONE iy F SISTEMA COMPLESSIVO x a b Figura 2 Principio di funzionamento del sistema di compensazione elastica a Schema di attuatore a fili SMA contrapposti compensato con molla di compressione b Caratteristica forza spostamento bolico sistema di compensazione elastica formato da una molla tradizionale di compressione precaricata ed un carrello verticale entrambi vincolati agli estremi dei due fili a memoria di forma Analizziamo ora la forza netta F generata globalmente dai due fili a memoria di forma con la convenzione che la forza sia positiva se diretta verso sinistra al variare della po sizione del carrello per tre casi di attivazione filo 1 attivato e filo 2 disattivato prima colonna dei grafici di Fig 2b filo 1 disattivato e filo 2 attivato seconda colonna dei grafici di Fig 2b entrambi 1 fili disattivi terza colonna dei grafici di Fig 2b L andamento della forza netta dei due fili SMA visibile nella prima riga dei grafici di Fig 2b per tutti e tre 1 casi lineare con la differenza che nel caso del solo filo 1 attivato la forza sempre positiva al contrario nel caso del solo f
283. i compilazione Come precedentemente sottolineato tale 73 scelta giustificabile in funzione della semplicit sintattica del linguaggio RAPID non limita di fatto la gamma di robot industriali che possono essere utilizzati Un sistema di visione Cognex Corp basato su libreria Vision Pro stato adottato per l elaborazione delle immagini La libreria molto robusta e diffusa in ambito industriale permette una rapida implementazione in applicazioni robotiche Inoltre la condivisione della tecnologia NET la rende facilmente integrabile all interno dell applicativo Strumenti di validazione sperimentale Il metodo stato sviluppato e testato grazie alla collaborazione tra il Laboratorio di Progettazione Integrata e Simulazione di Sistemi Robotici Universit degli Studi di Modena e Reggio Emilia e la divisione di Ricerca amp Sviluppo di SIR SpA I test sono stati eseguiti utilizzando una fotocamera monocromatica con una risoluzione di 1024x768 e un frame rate di 29 fotogrammi al secondo Sony HR70 Il sistema stato dotato di un illuminatore a LED di forma anulare Durante la fase di debug dell applicativo entrambi i dispositivi sono stati montati su una base meccanica dotata di un interfaccia per l innesto rapido sul polso di un robot industriale ABB IRB 140 caratterizzato da un ingombro ridotto payload di 5kg reach di 810mm e una ripetibilit di 0 03mm risultati test ISO dotato di mandrino pneumatico a compensaz
284. i con buone propriet di tenacit e resistenza statica e dinamica ma inferiori rispetto a quelle degli acciai per cappe In 10 riportata l analisi strutturale ed descritta la sperimentazione di un volano per un rotore di un alternatore Altri esempi di applicazioni su rotori sono riportati in 11 15 In tutte queste applicazioni si fa riferimento all acciaio 26 NiCrMoV14 5 anche noto come 3 SNICrMoV o ASTM A470 che soddisfa i principali requisiti per un applicazione di questo tipo per le sue buone propriet statiche e dinamiche di resistenza alla corrosione di tenacit a frattura La progettazione di cappe e rotori per turboalternatori coinvolge chiaramente grosse problematiche di sicurezza in 16 18 si riportano diversi esempi di incidenti occorsi per il cedimento principalmente della cappa In tale eventualit si pu verificare l esplosione della cappa con conseguente incendio anche a seguito del sezionamento delle condotte del lubrificante con esiti molto seri 119 I lavori presenti in letteratura riguardano prettamente le caratteristiche dei materiali che sono spesso legate alle influenze dei singoli elementi leganti ma risultano mancanti dei parametri che caratterizzano il comportamento a fatica oligociclica quali i coefficienti di plasticit di resistenza e di duttilit a fatica gli indici di incrudimento e gli esponenti di fatica Inoltre le analisi strutturali e le stime sulla vita residua non sono solitamen
285. i contrasto all elemento SMA indispensabile per deformarlo allo stato disattivato Nel caso invece di attuatore ad elementi contrapposti si verifica il passaggio del punto di equilibrio instabile in prossimit della meta della corsa dell attuatore in questo modo il meccanismo coadiuva per met corsa il primo elemento attivo e per l altra met il secondo Nell ipotesi che il valore assoluto assunto dall angolo 8 sia piccolo ossia se risulta veri ficato che l r a d lt lt c 38 possibile scrivere le seguenti espressioni tutte approssimate E lo zx a d C p z 39 Trad at b 40 276 4 ae a b So Traa kirad rali lorrad 42 bFrrad X Foomp 2 Errate 43 OF Com HOF Pred ae Ox a b c dai dove con FTraa Si indicata la forza erogata della molla convenzionale Mettendo a sistema l espressione 43 calcolata a x min con l espressione 44 si ricavano le espressioni di a e di Lorrad che determinano il corretto dimensionamento del si stema di compensazione una volta fissati a piacere 1 parametri geometrici b c d e la rigidezza della molla tradizionale kTad Koomp A b d lo Feomplanin Kamp 7 B loTrad 45 B Koorn Fognak a Ag Pun 46 Kory 1 A s 7 47 Y B b krrad Y koomp d lo A S Boroli 48 dove A e B sono i due raggruppamenti presenti nell equazioni 45 e 46 In queste espressioni occorre sostituire al termine
286. i controllo che permettono di utilizzare proficuamente questo tipo di comportamento vengono discusse in 23 Il provino P5 mostra la rigidezza maggiore se guito da P2 P1 P3 e P4 rispettivamente Commenti all analisi sperimentale Le prove sperimentali riportate nel precedente paragrafo dimostrano come il DLD sia un metodo efficiente e relativamente semplice per modificare il comportamento a deformazione di rivestimenti soffici per organi robotici ed in particolari polpastrelli soffici per MRA Com era prevedibile un incremento della percentuale di vuoti nello strato intermedio in 349 Grafico B Grafico A Datisperimentali gg nu Carico normale N Carico Normale N 1 0 1 5 2 0 Spostamento mm Figure 10 Curve CS per provini a DLD per provino uniforme per polpastrello umano HU 15 crementa la cedevolezza del fingertip rendendo il suo comportamento molto simile a quello del polpastrello umano Come mostrato in 17 la risposta di provini emisferici omogenei contenenti un anima rigida pu essere riprodotta utilizzando un modello a parametri concen trati noto da letteratura e proposto per la prima volta da Li e Kao 22 legge di potenza o power law In accordo con tale modello la relazione tra il carico normale N e lo sposta mento data da N a 1 dove a e p sono costanti dipendenti da materiale e geometria del provino Un analisi dei dati riportati in Fig 10 mo
287. i di impurezze nel contenitore L aspetto finale del prodotto fortemente dipendente da tutti 1 parametri sopraccitati La temperatura cui esce l estruso legata al logaritmo della velocit di processo e pu arrivare a superare la temperatura di solidus Prima ancora per del conseguente speed cracking il profilo risulta inaccettabile a causa della comparsa di difetti di pick up sulla superficie La stessa velocit di uscita pero data dalla distribuzione dei precipitati risulta quindi evidente come questo parametro sia legato anche alla struttura della billetta soprattutto al processo di omogeneizzazione ed ad altri fattori dando un esempio della complessa rete di interazioni tra i parametri La composizione chimica del materiale pu essere inquinata dal lubrificante da ossidi ed elementi della pelle che trascinati nel profilo durante l estrusione creeranno a prescindere dall effetto sulle caratteristiche meccaniche eterogeneit localizzate e conseguente difetti nel caso emergessero in superficie Le striature da design matrice sono correlate alle scelte di progettazione della matrice stessa profili con incroci a T o spessori variabili sullo stesso profilo o saldature longitudinali sono tutti fattori che possono essere cause di un flusso non uniforme del materiale ma sono imposti al progettista mentre le scelte di progettazione quali altezza delle camere forma delle razze dimensione degli alimentatori influenzano l evoluzione dei p
288. i e trasversali sono due tra 1 maggiori fattori di difetto Pur inducendo la medesima tipologia di effetto esse hanno origini differenti ragione per cui vengono distinte in saldature da cambio billetta e saldature provocate dalla razza del mandrino Le saldature longitudinali o provocate dalle razze si verificano a causa dell incontro dei flussi di materiale uscenti dalle diverse alimentazioni del mandrino sono perci presenti quasi esclusivamente in profili cavi e si estendono per l intera lunghezza del profilo Fig 5 Prescindendo dall effetto sulle propriet meccaniche importante evidenziare come tali saldature implichino un alterazione nel flusso del materiale nella deformazione nella velocit di deformazione e nella temperatura Nel caso vi siano differenze seppur minime in velocit o direzione dei flussi che si uniscono tali effetti sono moltiplicati Tutte le alterazioni descritte si traducono in una struttura metallurgica differente dal resto del profilo A seconda dell entit della disomogeneit microstrutturale la striatura pu essere pi o meno visibile il difetto difatti sempre presente seppur non visibile 253 Figura 5 Flusso di materiale attraverso le bocche e sviluppo della saldatura longitudinale new bilbeal old billet Figura 7 Sviluppo del flusso di materiale di una nuova billetta in un profilo cavo 254 Le saldature trasversali o da cambio billetta si verificano nell unione de
289. i protocolli di comunicazione che ogni produttore di robot sviluppa Il codice almeno dal punto di vista generale contiene la dichiarazione di variabili persistenti utilizzate per memorizzare tutti 1 punti che compongono il percorso utensile e una semplice procedura per richiamare le istruzioni usate del robot durante l esecuzione delle lavorazioni La tipologia di moto lineare o circolare del robot associata alle singole istruzioni di movimento o a gruppi di esse pu essere definita dall utente o scelta in automatico dal sistema in funzione delle caratteristiche del profilo stesso Anche la velocit l accelerazione ed 1 parametri di accuratezza del robot rispetto al passaggio per il punto nominale possono essere gestiti e modificati in tale fase di lavoro a seconda della strategia adottata Il modulo creato include l utilizzo di un protocollo FTP per la connessione diretta tra il sistema di visione e il robot in modo che non siano necessarie successive operazioni iz Implementazione del metodo Il metodo sviluppato implementato all interno di un architettura software da impiegare in ambito industriale L applicativo che ne deriva guida l operatore lungo il processo di generazione di un percorso utensile parametrizzato che una volta completamente definito si adatta automaticamente alle variazioni di geometria e dimensioni dei singoli pezzi analizzati generando opportunamente il codice robot e trasferendolo al sistema di
290. i realizzare un rivestimento soffice il cui comportamento a deformazione similare a quello umano In Figura 11 visibile 350 Figure 11 UBHy y MRA sviluppata nell abito del progetto Dexmart Si notano l endoscheletro in materiale plastico di colore giallo l attuazione tendinea e il rivestimento soffice di colore nero progettato secondo la filosofia DLD un prototipo parziale della U BH yy attualmente in fase di collaudo nell ambito del progetto Dexmart La progettazione di palmo e dorso Fig 1 tuttora in corso 5 CONCLUSIONI In questa memoria sono state sintetizzate le linee guida relative allo sviluppo di una mano robotica antropomorfa denominata UB Hand IV Dopo una breve descrizione della struttura del sistema di trasmissione tendineo della morfologia dei giunti e delle tipologie di sensori utilizzate tuttora stato presentata una metodologia per modificare il comportamento a defor mazione dei rivestimenti soffici della mano Questa metodologia denominata Differentiated Layer Design DLD consiste nello sviluppare un rivestimento multistrato composto da uno spessore esterno continuo e da uno spessore interno discontinuo caratterizzato da spazi oppor tunamente dimensionati e distanziati Sono state presentate alcune tipologie di rivestimento dalla morfologia semplificata e ne stato esaminato il comportamento in condizione di con tatto con una superficie rigida L interpretazione dei dati raccolti ha confermato la validi
291. i siano definiti anche con riferimento alle esigenze di montaggio smontaggio applicando 1 principi Poka Yoke a questo proposito Gli elementi di collegamento tra 1 moduli obbligatoriamente del tipo scioglibile per le parti soggette a smontaggio devono presentare elevata affidabilit rigidezza e resistenza sotto 1 ripetuti montaggi e smontaggi che danneggiano sempre sia pure in quantit ridotte la precisione di posizionamento e la tenuta Il produttore deve comunque eseguire collaudi del prodotto e prove di smontaggio rimontaggio per ogni esemplare se i prodotti componenti sono di sicurezza o vitali ovvero sono molto costosi e almeno a campione per prodotti componenti di tipo essenziale o secondario Queste prove devono accertare sia la gestibilit delle operazioni di montaggio smontaggio sia il livello della riduzione d efficienza funzionalit 84 dei collegamenti e le conseguenze su funzionalit e sicurezza del manufatto a fronte di ripetuti montaggi smontaggi Soluzioni particolari per casi specifici fanno riferimento alla ripiegabilit come alternativa alla scomposizione in parti separate take down per ottenere configurazioni pi compatte e pi maneggiabili per il trasporto Un manufatto ripiegabile dotato di elementi cerniera a soluzione generalmente di tipo cinematico che aggiungono 1 desiderati gradi di libert alla struttura in specifici nodi della struttura rendendola deformabile rigidam
292. iCrMoV turbine steels in high temperature water Corrosion Science 50 pp 2239 2250 12 K J Nix T C Lindley 1988 The influence of relative slip range and contact material on the fretting fatigue properties of 3 5NiCrMoV rotor steel Wear 125 1 2 pp 147 162 13 V P Swaminathan T T Shih A Saxena 1982 Low frequency fatigue crack growth behavior of A470 class 8 rotor steel at 538 C 1000 F Engineering Fracture Mechanics 16 6 pp 827 836 14 S A Bashu 1990 Impact energy specimen thickness relationship for two turbine steels Journal of Testing and Evaluation 18 5 pp 363 368 15 V P Swaminathan H G Pennick M J Jirinec J Madia 1991 Remaining life assessment of the East River 7 high pressure rotor In Proceedings of the 1991 International Joint Power Generation Conference San Diego CA USA Vol 15 of American Society of Mechanical Engineers Power Division Publication PWR ASME New York NY USA pp 69 78 16 V V Skorchelletty E P Silina V A Zaytsev V V Maslov T D Lubeznova 1981 Stress corrosion cracking of turbogenerators rotors retaining rings Elektrychiskie stantsii 12 pp 40 42 17 M O Speidel 1981 Nichtmagnetisierbare stahle fur generator kappenringe ihr widerstand gegen korrosionermundung VGB Kraftwerkstechnik 61 5 pp 1048 1053 18 N L Kilpatrick M I Schneider 1990 Update on experience with in service examination
293. iber of the ligament CaFiL All the points are the centres of the spherical pairs that connect ligaments with bone segments Six points of contact between bones are represented with the remaining six rods In particular dots in Fig 5 represent the higherpairs between bone segments one is between fibula and tibia segments in the upper extremity two are between fibula and talocalcaneus segments and three are between tibia and talocalcaneus segments However it is more convenient mantaining the same number of bone contact points in the ankle joint as the one DoF parallel mechanism presented in 33 because this solution led to an equivalent mechanism that showed both to be very efficient to simulate the ankle passive motion and to fit well the ankle s main anatomical structures This consideration justifies the search for a new mechanism called M3 and presented in the next session 4 THE MODEL M3 The new mechanism M3 comprises respectively two sphere on sphere higher pairs that rep resent the contact between tibia and talus the internal region of the inferior surface of the distal tibia articulate with the talus surface and the medial malleolus and one sphere on sphere higher pair that represents the contact between fibula and talus the lateral malleolus as in 33 ankle model points A4 and As B4 and Bs and Dg Co represent the centers of the mating spherical surfaces fixed to the tibia talus calcaneus and fibula respectively Six r
294. ica e meccanica Ringraziamenti Gli autori vogliono ringraziare il presidente ing Luciano Passoni ed il direttore generale Lino Ferrari dell azienda SIR SpA per il sostegno al presente progetto e vogliono sottolineare il fondamentale ed originale contributo tecnico dato al presente lavoro dagli ingg Davide Passoni Marco Suaci e Jacopo Canese Nobili Spinetti Infine gli autori ringraziano la struttura del laboratorio SIMECH INTERMECH per la Progettazione Integrata e la Simulazione del Distretto per l Alta Meccanica della regione Emilia Romagna per il prezioso supporto alle attivit di ricerca BIBLIOGRAFIA 1 In book Hagele M Nilsson K Pires J N 2008 Industrial Robotics In Springer handbook of robotics Siciliano B Khatib O ed Springer Verlag Berlin Heidelberg p 963 986 2 In Proceedings Andrisano A O et al 2006 Digital engineering methods for enhanced flexibility of robofacturing robotic manufacturing applications In International Conference on Automation Control and Instrumentation IADAT aci2006 Valencia Spain 5 7 July 3 Steger C Ulrich M Wiedemann C 2008 Machine Vision Algorithms and Applications Wiley VCH p 370 ISBN 9783527407347 4 Shafi A 2004 Machine vision in automotive manufacturing Sensor Review vol 24 n 4 p 337 342 5 Scott C 2002 Vision guided robotics is revolutionizing automotive manufacturing competiveness Technical Pape
295. icerca industriale del territorio organizzate all interno del Tecnopolo modenese stato creato gi a fine 2008 InterMech Interlaboratorio per la Meccanica Avanzata della Regione Emilia Romagna 2 Il laboratorio ha sede presso il Dipartimento di Ingegneria Meccanica e Civile dell Universit di Modena e Reggio Emilia ed nato dall aggregazione dei laboratori regionali LAV acustica e vibrazioni MECTRON meccatronica SIMECH simulazione meccanica e progettazione integrata SUP amp RMAN superfici e dei centri servizi CITTAMEC Democentersipe e REI Reggio Emilia Innovazione a seguito del processo di aggregazione in Associazione Temporanea di Scopo a scadenza met 2010 di una serie di strutture di ricerca industriale 3 I laboratori regionali avevano iniziato ad operare attraverso una struttura a rete nel 2005 grazie all impegno organizzativo ed economico dei Dipartimenti dell Ateneo di Modena e Reggio Emilia e della Regione Emilia Romagna 4 e hanno dimostrato nel tempo la propria solidit strutturale e l efficacia delle proprie azioni in termini di risultati ottenuti e capacit di interagire con il territorio Alla scadenza del periodo di finanziamento regionale apparsa prioritaria ai coordinatori dei laboratori e dei centri coinvolti la necessit di consolidare la rete attraverso la costituzione di un polo regionale della Meccanica che grazie ad una struttura a rete ed una massa critica adeguata potesse
296. ici a resistenza per ricavare dati sulle componenti flessionali in esercizio L entit di queste stata stabilita anche alla luce del confronto con le componenti nominali dovute al carico assiale applicato dalla succitata macchina di prova Questa verifica preliminare servita per saggiare il corretto funzionamento dell attrezzatura sperimentale precedentemente descritta ed ha rappresentato un passo essenziale prima di intraprendere le prove di caratterizzazione vere e proprie Queste ultime inquadrate nella seconda fase delle campagna di prova saranno descritte nel successivo Par 5 Valutazione dell entit delle inflessioni sulla nuova attrezzatura di carico Un provino del materiale del rotore nella versione lunga stato strumentato con due coppie di estensimetri elettrici a resistenza modello 1 LY11 0 6 120 Hottinger Baldwin Messtechnik Darmstadt Germania Questi sono stati a due a due collegati a formare due mezzi ponti di Wheatstone cos da rilevare le sole componenti flessionali cancellando quelle dovute agli sforzi assiali come mostrato in Fig 8 Il provino stato montato sull attrezzatura prima descritta con leggera lubrificazione a olio all interfaccia fra ralla e superficie sferica dell anello inferiore del cuscinetto Le prove sono state condotte sulla stessa macchina INSTRON 8032 prima citata in controllo di carico con applicazione statica di forze nel campo da 25 compressione a 25 KN trazione con
297. iciente correttivo della profondit sia calcolato con la nuova funzione 10 sostitutiva della funzione originaria 1 di Neuber Ky 3 0 i _ b Neuber Eq 1 Equazione 10 ret 55 O Risultati num 6 a Soluzione esatta 11 0 0 Figura 12 Confronto tra risultati numerici Figura 13 Confronto tra risultati esatti a e e nuova interpolazione yda Eq 10 per la previsioni b c per la concentrazione di concentrazione di tensioni nella barra tesa tensioni nel piano in trazione recante una con intagli profondi a U schiera infinita di fori uguali equidistanziati 244 5 CONCLUSIONI Il lavoro riassume le ricerche degli autori sulle concentrazioni di tensione prodotte dagli intagli periodici in solidi elastici variamente caricati Viene esaminato il criterio di Neuber che riconduce gli effetti dell intaglio periodico a quello dell intaglio singolo di ugual profilo ma meno profondo Il criterio poggia sul concetto di coefficiente correttivo della profondit y funzione del solo rapporto tra profondit originaria t e passo P della schiera di intagli Per il coefficiente y Neuber propone l espressione y P xt Tgh xt P limite analitico ricavato per intagli acuti raggio di fondo molto inferiore alla profondit superficiali profondit molto inferiore alla dimensione del solido soggetti a tensioni tangenziali Elaborando 1 risultati ottenuti numericamente per intagli periodici in b
298. ico teorico con 1 relativi cambiamenti microstrutturali 4 casting homogeniz extrusion soak ageing temperature time SSS super satured solution Well distrib refined Rsn V precipitates AMA Rsn A HB v Figura 3 Billet methallurgical hitory 250 La fusione Le billette per estrusione sono ottenute per colata continua il materiale viene portato in fase liquida e poi raffreddato in maniera rapida all interno della lingottiera partendo dalla superficie della billetta con questa tecnologia possibile produrre billette molto lunghe ma le velocit di raffreddamento rimangono comunque insufficienti ad impedire fenomeni di segregazione o la formazione di precipitati ed intermetallici grossolani o di forma allungata La presenza di tali strutture limita fortemente infatti l estrudibilit della lega Omogeneizzazione E un trattamento termico ad alte temperature entro la zona di fase a 500 550 C per la lega AA6060 successivo alla fusione al fine di rimuovere fenomeni di micro segregazione e ottenere una composizione chimica maggiormente omogenea consente di rimuovere alcuni difetti di fusione e dovrebbe permettere la dissoluzione di precipitati Mg S1 e intermetallici Al FeMn Si Tutti gli alliganti Mg Si e impurit come Fe e Mn dovrebbero essere a fine trattamento in fase a supersaturated solid solution SSSS Temperatura di processo e tempo di permanenza influenzano la completa soluzione degli alliganti
299. iendali pi intraprendenti e attente allo sviluppo tecnologico verso la creazione di innovazione Per perseguire tali obiettivi InterMech riunisce come mostrato in Fig 2 15 enti di ricerca dipartimenti universitari e centri di ricerca pubblici o privati organizzati su 6 linee progettuali tra cui la gestione organizzativa del laboratorio e la valorizzazione dei risultati RETE ALTA TECNOLOGIA DELL EMILIA ROMAGNA InterMech 01 DIMeC MO 02 Consorzio CINECA BO 03 DemoCenter Sipe MO 04 DIEM BO 05 DII PR 06 DIMA MO 0 7 DISMI RE 08 EnDIF FE 09 FisBO BO 10 FisMORE MO 11 IED PR 12 IMAMOTER CNR FE 13 ISMN CNR BO 14 INFM 53 CNR MO 15 REI RE Figura 2 La composizione del laboratorio per la Meccanica Avanzata InterMech Dal punto di vista della ricerca attraverso l azione di un Comitato Tecnico Scientifico il laboratorio indaga problematiche connesse con la diagnostica e l ottimizzazione vibro acustica il controllo attivo di rumore e vibrazioni con le tecnologie oleodinamiche per la meccatronica le tecnologie meccatroniche by wire 1 fattori umani i materiali ed 1 dispositivi per la meccatronica la diagnostica e la manutenzione in meccatronica con 1 metodi avanzati per la progettazione la modellazione e l ottimizzazione di prodotti e processi industriali con particolare riferimento al Sistema Veicolo con l analisi delle propriet meccaniche dei materiali e dei fenom
300. iferimento al materiale dei giunti utile sottolineare che l ottenimento di defor mazioni elevate senza superare il limite di snervamento del materiale S richiede un ma teriale con alto rapporto S E 11 Come mostrato in Tab 3 alcune plastiche come polipropilene o Teflon PTFE offrono interessanti propriet in questo senso Tuttavia i giunti in plastica soffrono ben noti problemi di durata bassa resistenza a fatica e fenomeni tempo dipendenti come creep o stress relaxation Per questi motivi al fine di validare sperimental mente la soluzione proposta sono stati utilizzati dei giunti metallici Selezionando 11 Sandvik 321 Table 3 Propriet dei materiali in termini di S E Material E MPa MPa S E x 1000 Teflon PTFE 345 23 66 7 Polypropylene 1400 34 24 3 Delrin 3100 69 44 9 Steel Sandvik 11R15 180000 1950 10 5 Aluminum 7075 heat treated 71100 503 Tl Corsa mm Attuatore ON 5kV ui eee Attuatore OFF ie i Forza ED ON SkV V SkV Forza ED OFF e Spinta utile F N Lunghezza dell attuatore mm Figure 10 Curve FL di film di ED e attuatore 11R15 quale materiale per la realizzazione dei giunti e conformando ogni giunto come una trave snella ottenuta da lamine di acciaio di spessore desiderato il modello sopradescritto permette di selezionare le dimensioni di giunto I valori finali di tali dimensioni sono ripor tati in Tab 4 La risposta della SDS stata valuta
301. il montaggio senza necessit di ulteriori lavorazioni a parte eventuali verniciature o aggiustaggi specifici per situazioni inconsuete In casi molto particolari ma tuttavia non trascurabili sia qualitativamente sia quantitativamente dal punto di vista delle richieste di mercato il cliente costruisce manufatti da componenti materie prime o da semilavorati forniti dal produttore o reperiti sul mercato I casi principali sono tre a manufatti consegnati smontati semi montati o montati all utente finale destinati ad un uso che richiede frequenti montaggi e smontaggi completi o parziali da parte di personale specializzato o almeno addestrato esempi classici sono impalcature gru da edilizia edifici etc b manufatti consegnati montati o semi montati all utente finale che nella vita di servizio saranno soggetti a parziali smontaggi e rimontaggi pi o meno frequenti da parte di personale specializzato o non specializzato in occasione di trasporto o riposizionamento aggiunta di accessori e upgrading esempi classici sono mobili attrezzature varie e strumenti take down c prodotti venduti completamente o parzialmente smontati a vari livelli della catena commerciale che devono essere montati per la messa in servizio prodotto in scatola di montaggio o assembly kit questi manufatti sono generalmente di non elevata complessit ma sono disponibili sul mercato anche complete case per abitazione e non sempre sono soggetti a freq
302. ilo 2 attivato la forza sempre negativa infine nel caso di nessun filo attivato la forza cambia di verso passando dalla posizione x 0 e risulta sem pre opposta al moto La forza necessaria all equilibrio del solo sistema di compensazione visibile nella seconda riga dei grafici di Fig 2b cala all aumentare della deformazione x divenendo sempre pi negativa L andamento di tipo non lineare in quanto dipende dal seno dell angolo d inclinazione della molla Sovrapponendo 1 due effetti possibile ottenere la forza di equilibrio risultante terza riga dei grafici di Fig 2b Come si pu notare per 1 due casi di filo attivato la forza risultante pressoch costante su tutta la corsa dell attuatore Poich normalmente necessario garantire una forza minima su tutta la corsa l aver unifor mato la forza erogata consente di aumentare la capacit di corsa del dispositivo senza aumen tarne l ingombro Nel caso invece di entrambi 1 fili disattivati evidente come l attuatore con compensatore non abbia pi nessun punto di equilibrio stabile la posizione x 0 infatti ora di equilibrio instabile Questo fenomeno obbliga ad inserire dei finecorsa mec canici per prevenire sovra deformazioni degli elementi a memoria di forma indispensabili 266 1200 1000 60 800 A Austenite ci i 600 40 __ _____rt____ Lt 5 Martensa ti Martensite Sperimentale 400 20 7 i prossi
303. implementation and clinical tests of a wire based robot for neurorehabilitation JEEE Transactions on Neural Systems and Rehabilitation Engineering 15 4 pp 560 569 Rosati G Secoli R Zanotto D Rossi A and Boschetti G 2008 Planar robotic systems for upper limb post stroke rehabilitation In Proceedings of the ASME International Mechanical Engineering Congress amp Exposition IMECE 2008 Rosati G Zanotto D Secoli R and Rossi A 2009 Design and control of two planar cable driven robots for upper limb neurorehabilitation In Proceedings of the IEEE 11th International Conference on Rehabilitation Robotics ICORR2009 pp 560 565 Gallina P Rosati G and Rossi A 2001 3 d o f wire driven planar haptic interface Journal of Intelligent and Robotic Systems 32 1 pp 23 36 Gallina P and Rosati G 2002 Manipulability of a planar wire driven haptic device Mecha nism and Machine Theory 37 2 pp 215 228 Lawrence D Pao L Y Salada M A and Dougherty A M 1996 Quantitative experimental analysis of transparency and stability in haptic interfaces In In Proceedings of the 1996 ASME International Mechanical Engineering Congress and Exhibition pp 441 449 Boschetti G Rosati G and Rossi A 2005 A haptic system for robotic assisted spine surgery In Proceedings of the IEEE Conference on Control Applications CCA05 pp 19 24 Invited Paper Caracc
304. in the case of fork pin couplings Eq 1 leads to wrong results because of the asymmetry of the fork Therefore it is necessary to correct the congruence and equilibrium equations by applying accurately the coefficients in order to evaluate the actual mean tensile state The theoretical formulas 4 have been rewritten according to 12 in order to obtain the formulae reported in Eq 9 215 Table 2 p and p mathematical expressions Fork ID B Dis s A Dif 8 1 067 0 006 D 0 008s 1 044 0 001 D s 0 055s Ba A 4 E 955 0 005 B 0 0685 3 1505 0 004D 0 046 098940001 DB 0 0035 _ 4 1492 00018D 0 048s 0 977 0 002 D 000s 5 1 174 0 074D 0 018s 1 028 0 001 D 0 005s 6 2 090 0 007 Dy 0 5035 7 15000005 D 0 078s eee I a sn 0 ie od PB i de 2 640 0 009 D 0 1225 2 732 0 001 D 0 1255s 2 468 0 005 D 0 1085 2 647 0 002 D 0 134s 2 016 0 009 D 0 093s 3 102 0 010 D 0 1465 0 798 0 006 D 0 010s 1 2 3 4 5 7 10 11 12 13 14 5 D 25 ae pep ge 7 L 2 Li B 2 001 0 002 D 0 071 s 0 037 j 0 460 k 8 PF actual O actual PF _ actual 9 1 p 1 0 EI O Pi PF 9 Pi PF actul py gt A Pr 1 0 In detail it is possible to calculate the actual mean coupling pressure pr gewa by taking into account the asymmetric shape of the hub the shaft is always axially symmetric besides it is possible to calc
305. indi il comportamento meccanico della cappa Le indagini sulla distribuzione degli sforzi sono effettuate tramite modellazione agli elementi finiti in campo statico Le principali propriet che sono richieste ai materiali per cappe possono essere cos riassunte innanzitutto la cappa deve essere amagnetica per ridurre il pi possibile le perdite di efficienza inoltre sono auspicabili elevati coefficienti di conducibilit elettrica e termica per permettere lo smaltimento calorico e ridurre i rischi di surriscaldamento Anche un alto coefficiente di dilatazione termica raccomandato in tale caso essendo l accoppiamento fra rotore e cappa eseguito a caldo possibile ridurre la temperatura nominale di esecuzione Una minore temperatura ha l importante vantaggio di contenere l eventuale danneggiamento degli avvolgimenti di rame e degli isolanti nel riscaldamento Dal punto di vista strettamente meccanico le principali propriet riguardano l elevata resistenza statica limite allo snervamento superiore a 1000 MPa l elevata resistenza dinamica e la buona tenacit a frattura 2 Diversi studi si sono concentrati sull influenza degli ambienti corrosivi nello sviluppo e nella propagazione di cricche sui turbogeneratori con particolare riferimento a quelli 118 raffreddati ad idrogeno In 3 viene osservato che l azione combinata dell idrogeno e dell umidit pu comportare il danneggiamento e l infragilimento anche di materi
306. industriali per il settore meccanico e dell automazione per l ispezione visiva ed il controllo di produzione nel mondo manifatturiero come nel farmaceutico ceramico e biomedicale per l interfaccia robotica e la navigazione mobile per la gestione di dati visuali di telemetria e provenienti dal mondo automotive Un secondo importante tema di ricerca riguarder lo sviluppo di reti di broker per l ottimizzazione logistica in ambito industriale La ricerca in servizi software per la logistica nasce nell ambito di collaborazione con progetti di rilevanza internazionale e particolarmente della Comunit Europea L attivita ha per obiettivo la costituzione di una rete Europea di broker della logistica ognuno dei quali sar messo nelle condizioni di offrire alle aziende locali un approccio razionale alla gestione dei trasporti di breve raggio e in collaborazione con gli altri broker soluzioni ottimizzate sul medio lungo raggio Si indagheranno inoltre aspetti legati allo sviluppo di sistemi ERP Enterprise Resource Planning open source per piccole imprese dedicati alla gestione aziendale completamente basati su ambienti open source con immediati vantaggi in termini di 15 abbattimento dei costi di licenza e di sviluppo distribuito basato su comunit di migliaia di tecnici interessati a far progredire il progetto Infine si tratteranno temi legati con lo sviluppo di sistemi di video sorveglianza e reti di sensori per la sicurezza I
307. ineers Part C Journal of Mechanical Engineering Science 223 10 2231 2239 5 Poles S 2006 Design of experiments Newsletter Engine Soft 4 22 25 6 Montgomery D C 2001 Design and Analysis of Experiment Sth ed Wiley New York 7 DIN 7190 2001 Interference fit calculation and design rules 8 UNI EN ISO 4287 2002 Geometrical product specifications GPS Surface texture Profile method Terms definitions and surface texture parameters 9 NF E22 620 1984 Assemblage frettes sur portee cylindrique fortion realisation calcul AFNOR Paris la defense 10 Yang G M Coquille J C Fontaine J F Lambertin M 2001 Influence of roughness on characteristics of tight interference fit of a shaft and a hub International Journal of Solids and Structures 38 7691 7701 11 Yang G M Coquille J C Fontaine J F Lambertin M 2002 Contact pressure between two rough surfaces of a cylindrical fit Journal of Materials Processing Technology 123 490 497 12 Croccolo D Cuppini R Vincenzi N 2007 The design and optimization of fork pin compression coupling in front motorbike suspension Finite Elements in Analysis and Design 43 977 988 13 Croccolo D Reggiani S 2002 Modello matematico del coefficiente di attrito in accoppiamenti stabili Tecniche Nuove 1 45 55 14 Croccolo D Cuppini R Vincenzi N 2008 Friction coefficient definition in compression fit
308. ing have attracted comparatively higher attention from the researchers In particular in 3 a plane analysis of the contact forces and a modelling in terms of beam of the female component are carried out and the deflections and internal forces and moments are determined In 4 on the basis of engineering judgment it is assumed that one half of the length of each side of the polygonal profile is in contact whereas separation takes place in the remaining side portion In addition the contact pressure profile is assumed as triangular In 5 plane photoelastic and FE studies are carried out and it is confirmed that the contact pressure concentrates over a limited portion of each side of the polygonal profile In 2 a 3D FE study is worked out and the sensitivity of the mechanical response to the coefficient of friction is explored The work of 2 is revisited in 1 by using 3D BEM and an accurate evaluation of both stress field and contacting zones is achieved In particular the side portions are evidenced where separation occurs between the two mating profiles This paper reconsiders a plane modelling of the polygonal coupling by developing an approximate analytical solution of this contact problem a result that justifies this return to a classical problem Some FE results are also presented Two are the main analytical approaches to contact problems According to the first method a Fourier type expansion of the contact pressure is adopted
309. ing models into the multibody system and the implementation of flexible models for the connecting rods and mainly for the engine block in this case the described model reduction and modal selection procedures might lead to significant benefits in terms of result accuracy versus computational cost Nonlinear dynamic simulations of the resulting model will definitely allow a more accurate constraint reaction prediction which will constitute the basis for the subsequent stress evaluation and design optimization process Acknowledgements The research has been performed in the framework of the FIRB project N RBIPO68WAA titled Definition of an integrated platform for the design of engine components of motorvehicles characterized by a low weight power ratio and reduced environmental impact by means of novel modelling methods and by carrying out research on innovative materials and process technologies also transferable to other vehicle components The support of the Italian Ministry of Education University and Research is gratefully acknowledged REFERENCES 1 Du H Y I 1999 Simulation of flexible rotating crankshaft with flexible engine block and hydrodynamic bearings for a V6 engine SAE 1999 01 1752 2 Mayer L Zeischka J Scherens M and Maessen F 1995 Analysis of flexible rotating crankshaft with flexible engine block using MSC NASTRAN and DADS In Proceedings of 1995 MSC World User s Conference Univers
310. ingolo effetto 8 o bidirezionale attua tore a doppio effetto 9 in quanto la rigidezza della SDS pu essere utilizzata per fornire una forza di ritorno che riporta l attuatore ad una posizione iniziale quando l ED disattivato Inoltre particolari SDS possono essere utilizzate per ottenere una spinta utile costante su un determinato intervallo di corsa L obiettivo di questo lavoro di progettare un attuatore lineare ad ED in grado di fornire una forza costante su un dato intervallo di corsa qualora attivato ed in grado di ritornare ad una posizione iniziale di riposo presentando un comportamento simile ad una molla lineare monodimensionale qualora disattivato Soluzioni progettuali per ottenere attuatori ad ED a forza costante sono state proposte in 6 8 e riguardano film di ED a forma di rombo ed a forma rettangolare Gli stessi autori hanno messo in evidenza sia 1 vantaggi che gli aspetti critici di tali design Questo lavoro analizza una soluzione differente se comparata ai lavori sopracitati Il de sign proposto consiste in un film di forma conica simile a quello riportato da Plante et al 10 Tuttavia l attuatore presentato in 10 fornisce una spinta utile che varia fortemente lungo la corsa Questo comportamento viene qui modificato accoppiando il film di ED conico con una SDS progettata come meccanismo parallelo sovra vincolato avente tre gambe uguali artico late attraverso tre coppie rotoidali aventi assi paralleli La vista C
311. io ad alcune decine di migliaia Nella determinazione della curva l ampiezza totale di deformazione Ae 2 stata decomposta nella sua componente elastica e nel restante residuo plastico 134 S 1 E 01 5 1 E 02 D Aeg Of b_ 887 _0 043 7 AE pl _0 55 ho 4 d I 2N 2N 1 E 01 Pl _ e an 015 2NY 1 E 00 a ON ra N o 31 NY 015 2N 5 1 E 00 O 2x O N le gt 10 1E 01 A N 2 1 E 02 2 1 E 02 si lt x 1 E 00 1 E 01 1 E 02 1 E 03 1 E 04 1 E 05 1 6406 lt 1 E 00 1 E 01 1 E 02 1 E 03 1 E 04 1 E 05 1 E 06 a Semi Cicli 2N b Semi Cicli 2N 1 E 02 7 i Ae Aeg Ed Si 2 2 2 E 1 E 01 887 _ 193 800 1 E 00 N ON 4015 0ON e 1 E 01 Ampiezza deformazione 1 E 02 1 E 00 1 E 01 1 E 02 1 E 03 1 E 04 1 E 05 1 E 06 Semi Cicli 2N Figura 13 Curva di fatica 26NiCrMoV 14 5 e relative regressioni lineari O _ In riferimento ai due addendi dell Eq 4 si sono quindi ricavate le relative linee di regressione in campo logaritmico unitamente ai coefficienti di caratterizzazione Fig 13 a b La curva di fatica data dalla combinazione delle succitate due componenti rappresentata nella Fig 13 c Al termine di tale procedura si sono pertanto ricavati i seguenti parametri coefficiente di resistenza a fatica 6 387 MPa coefficiente di duttilit a fatica 0 15 e degli esponenti di fatica b 0 043 c 0 55 Eq 4 AE o de _ AE pri 2f QN
312. io periodico K Eq 2 al fattore di concentrazione delle tensioni per l intaglio singolo superficiale di ugual profilo K Quest ultimo stato calcolato con la seguente formula empirica ma accurata presa dalla letteratura 10 Ks Ki p 1 p gt 3 L esame di Fig 4 rivela innanzi tutto che 1 risultati normalizzati tendono all unit al tendere a zero dell ascissa P nel qual caso l intaglio periodico tende alla configurazione di intaglio singolo Poich la base 3 adottata nella normalizzazione proviene da fonte indipendente questo risultato indice di buona qualit delle analisi computazionali Un altro aspetto notevole che risalta dalla Fig 4 la sostanziale indipendenza della distribuzione normalizzata dal rapporto p t Ammettendo che l influenza di questo parametro sia nulla anche al di fuori del campo di valori 0 2 1 esaminato si pu scrivere si 4 ts dove f la funzione descritta implicitamente dalla catena di punti in Fig 4 In base al criterio di Neuber illustrato simbolicamente in Fig 1 il fattore di concentrazione delle tensioni per l intaglio periodico superficiale si ottiene dalla 3 sostituendo cont yt 0 556 Ky Ky t p 1 yt p 5 L inserimento di 3 e 5 nella 4 conduce all espressione 0 556 de nali P 6 238 0 0 0 2 0 4 06 0 8 1 0 1 2 1 4 1 6 18 2 0 tiP Figura 5 Confronto tra risultati numerici Figura 6 Profilo longi
313. iolo R Boschetti G Rossi N D Rosati G and Trevisani A 2006 A master slave robotic system for haptic teleoperation In Proceedings of the 8th Biennial ASME Conference on Engineering Systems Design and Analysis ESDA2006 95474 Rosati G Zanotto D and Rossi A 2008 Performance assessment of a 3D cable driven haptic device In Proceedings of the ASME International Mechanical Engineering Congress amp Exposition IMECE 2008 Fanin C Gallina P Rossi A Zanatta U and Masiero S April 2003 Nerebot a wire based robot for neurorehabilitation In In Proceedings of the 8th International Conference on Rehabilitation Robotics Rosati G Gallina P Masiero S and Rossi A 2005 Design of a new 5 d o f wire based robot for rehabilitation In Proceedings of the IEEE 9th International Conference on Rehabilitation Robotics ICORR2005 pp 430 433 Dempster W T July 1955 Space requirements of the seated operator geometrical kinematic and mechanical aspects of the body with special reference to the limbs Tech rep Defense Technical Information Center U S Rosati G Bobrow J E and Reinkensmeyer D J 2008 Compliant control of post stroke rehabilitation robots using movement specific models to improve controller performance In Proceedings of the ASME International Mechanical Engineering Congress amp Exposition IMECE 2008 Secoli R Rosati G and Reinkensmeyer D
314. ione radiale La validazione industriale del metodo stata realizzata procedendo alla finitura eliminazione degli spigoli del profilo esterno superiore di una serie di testate in lega d alluminio per un motore ad alte prestazioni impiegando un robot ABB IRB 4400 payload 60kg reach 1950mm e ripetibilit 0 19mm ISO test e un elettromandrino a compensazione radiale equipaggiato con una fresa conica a 45 con un diametro massimo di 4mm e dotato di interfaccia per l innesto rapido sull asse finale del robot al fine di garantire un ottimale copertura del campo di lavoro e una maggiore potenza di taglio rispetto alla soluzione con ABB IRB 140 e mandrino pneumatico In generale 11 metodo ben si adatta all esecuzione di operazioni di finitura e sbavature in ambito meccanico dove 1 percorsi hanno generalmente uno sviluppo planare Tali applicazioni risultano particolarmente critiche in termini di tolleranze con specifiche sulla dimensione orizzontale della traccia di finitura dell ordine di 0 1mm I parametri di lavoro sono stati forniti dal produttore del motore e non sono stati oggetto di studio Anche l applicativo derivante dall applicazione del metodo stato sottoposto ad una severa attivit di validazione mirata a verificare il corretto funzionamento di ciascun componente grafico e degli algoritmi di elaborazione attraverso intense sessioni di prove di interfacciamento con il robot 4 RISULTATI Il processo di esecuzione
315. ionless frequency parameters are computed according to the above described technique The natural frequencies are then given by 2 D 2 a Pr 17 where a is a reference length parameter The shape functions are selected in the form of products of beam eigenfunctions free free clamped clamped clamped free and simply supported at both ends 12 Skew plates A skew plate as represented in Fig 2 is considered with b a and different angles For a plate with straight edges the interpolation functions can be defined in the form 6 m 1 651 7 m 4 i 1 2 3 4 18 in which and 77 are the natural coordinates of the i th corner as shown in Fig 1 Introducing the coordinates of points to 4 in Eqn 18 yields the coordinate mapping Pe 1 7 2 19 y cosa 1 7 2 In this case the determinant of the Jacobian matrix J is constant Example 1 A skew plate clamped on all edges is considered as first example note that in this case the solution does not depend on the Poisson s ratio v In Tab 1 the dimensionless frequencies computed using 6x6 clamped clamped beam eigenfunctions NxN 36 global dofs are compared with those reported in Refs 2 and 7 Shapes of modes 1 and 5 are plotted in Fig 3 Fig 2 Skew plate left and skew plate with annular support right 24 Fig 3 Clamped skew plate a 7 4 a 1 modes 1 left and 5 right Table 1 Example
316. ipulators Which Generate SX YS ZS Structures Mechanism and Machine Theory 40 pp 600 612 14 Ben Horin P and Shoham M 2006 Singularity Analysis of a Class of Parallel Robots Based on Grassmann Cayley Algebra Mechanism and Machine Theory 41 pp 958 970 367 15 Karger A 2007 Architecturally Singular Non Planar Parallel Manipulators Mechanism and Machine Theory 43 pp 335 346 16 Todhunter I 1886 Spherical Trigonometry Sth ed Macmillan and Co 368 INDICE DEGLI AUTORI Allotta Benedetto Andrisano Angelo Oreste Baldini Andrea Baldisserri Benedetta Brandi Marco Berselli Giovanni Campioni Eleonora Castagnetti Davide Catania Giuseppe Cavallari Marco Cocconcelli Marco Costi Stefania Croccolo Dario Dalpiaz Giorgio De Agostinis Massimiliano D Elia Gianluca Delvecchio Simone Donati Lorenzo Dragoni Eugenio Faretra Marco Ferrari Alberto Freddi Alessandro Gherardini Francesco Giacopini Matteo Innocenti Carlo Leali Francesco Maggiore Alberto Malago Marco Malvezzi Monica Marin Tito Medri Gianluca Meneghetti Umberto Mucchi Emiliano Nicoletto Gianni Olmi Giorgio Parenti Castelli Vincenzo Pellicciari Marcello Piccini Marco 369 171 1 65 155 325 341 311 341 155 193 235 19 37 299 101 247 193 235 263 65 299 117 65 155 355 1 65 SI 37 171 143 SI SI 37 143 117 311 325 1 65 341 Pini Fabio Pugi Luca Radi Enrico Reggiani Bar
317. irection The sample frequency was 32800 Hz whilst the acquisition time was 60 s In all the tests the TSA vibration signal is calculated over 80 revolutions for both first stage pinion and wheel obtaining both pinion TSA and wheel TSA Figure 10 a and Figure 10 b plot the TSA of the first stage pinion and wheel for Test 1 which can be taken as a reference for the detection procedure In particular it is possible to notice that the main signal component is the meshing frequency and no signal alteration can be observed Figure 10 c shows the TSA of the first stage pinion for Test 2 concerning poor tooth surface quality Comparing Figure 10 a and Fig 10 c it is possible to notice that this type of fault gives rise to an increase of the mean amplitude vibration level without any local alteration Therefore by the visual inspection of the TSA this type of fault can not be surely identified and so further analyses have to be performed 1 e evaluation of statistical parameters of the TSA signal Concerning Test 3 the TSA of the first stage wheel is depicted in Fig 10 d It is possible to notice a clear local alteration of the vibration signal at about 230 degrees due to the engagement of the faulted tooth with bumps Here it is clearly evident that the TSA seems a pivotal tool in revealing local alterations i e localized fault in gear nevertheless this techniques is not enough to reveal distributed faults 46 Table 3 RMS and Kurto
318. is computation is based on the Griibler formula Five of the 11 rods could be the same of the model presented in 33 for the modeling of the ankle joint more precisely two rods represent the isometric fibers of CaFiL and TiCaL other two rods can represent the contact points between tibia and talus and the last one represents the point of contact between fibula and talus Another rod is used to model the contact between tibia and fibula in the proximal end and at least one rod represents the interosseus membrane fibers between tibia and fibula The mechanism needs other four rods to be a one DoF mechanism These considerations have been the starting point for the development of different spatial mechanisms to simulate the passive motion of the TFC complex The 11 rods and the three rigid bodies can be arranged to form different mechanisms In M2_1 mechanism Fig 4 six ligament isometric fibers are modeled with six rods points A and B i 1 2 3 represent the insertion points respectively on tibia and fibula seg ments of the isometric fibers of the three interosseus membrane fibers points A and Ci 332 Tibia a segment t gt Bi el 9A RS i BE Lt E Bilal segment I a5 Bler As i hp h le pe A SIA a d i f k ME O j ji Ce b j Va Ca Talocalcaneal segment Figure 4 The M2_1 mechanism for the TFC complex Tibia ooo segment f 1 Bla elloA
319. istributed stiffness In Eqn 9 y can refer to surfaces lines and separate points Terms AV with rotational stiffness may be included as well for modelling rotational constraints The out of plane displacement w is expressed by means of a linear combination of shape functions 8 9 If external constraints do not explicitly appear in the functional of Eqn 5 i e AV 0 then each of these functions must respect the essential conditions at the boundary of the plate also known as principal or kinematic conditions In the present study the shape functions are selected as products of homogeneous uniform prismatic beam eigenfunctions In natural coordinates they can be expressed as w Y SOOO 10 where Nz and N are the number of beam eigenfunctions in the and 7 parametric directions respectively If an integer n is assigned at any combination i j then the flexural displacement Eqn 10 can be rewritten as w 24 9 6 7 gt w dq 11 where N NxN and q is the generalized coordinate vector Introducing the displacement expansion Eqn 11 in the quadratic functional Eqn 5 and imposing the stationarity of the potential energy 13 or 0 12 22 yields the approximate natural eigenfrequencies of the plate by solving the algebraic eigenproblem Mq K AK q 0 13 where M 9 69 ds K Dige o b 1 99 2A1 0 97 14S 14 AK ds are the mass matrix and stiffness matrix computed ac
320. iti EF per l analisi a collasso statico di strutture incollate complesse in parete sottile Il modello applicato ad una struttura tubolare incollata ottenuta per sovrapposizione di lamierini e caricata a flessione su tre punti fino a collasso Caratteristiche peculiari del modello proposto sono la descrizione degli aderendi mediante piastre o gusci e dell adesivo mediante un singolo strato di elementi coesivi che sfruttano il modello di zona coesiva per descrivere le propriet dell adesivo La continuit strutturale tra le piastre degli aderendi e gli elementi dell adesivo realizzata mediante semplici vincoli cinematici interni tra le mesh delle parti corrispondenti Si presenta il confronto tra le curve forza spostamento numeriche e quelle sperimentali ottenute da una campagna sistematica Si osserva un buon accordo tra le previsioni computazionali e gli andamenti sperimentali in termini di rigidezza nella fase elastica errore medio inferiore al 15 e di forza massima errore medio inferiore al 10 mentre la previsione dell energia di deformazione meno accurata errore medio di circa il 20 L andamento del carico di collasso in funzione della dimensione del tubo incollato interpretato semi quantitativamente con un semplice modello analitico che spiega 1 modi di rottura trovati sperimentalmente e numericamente La buona precisione del modello numerico ed il ridotto peso computazionale rendono il metodo proposto particolarmente a
321. ity City CA pp 1 15 3 Ma Z D and Perkins N C 2003 An efficient multibody dynamics model for internal combustion engine systems Multibody System Dynamics 10 4 November pp 363 391 4 Mourelatos Z P 2001 A crankshaft system model for structural dynamic analysis of internal combustion engines Computers amp Structures 79 20 21 August pp 2009 2027 5 Shabana A A 2005 Dynamics of multibody systems 3rd ed Cambridge University Press New York 6 Craig R R and Bampton M C C 1968 Coupling of substructures for dynamic analyses AIAA Journal 6 7 July pp 1313 1319 7 MacNeal R H 1971 A hybrid method of component mode synthesis Computers amp Structures 1 4 December pp 581 601 8 Rubin S 1975 Improved component mode representation for structural dynamic analysis AIAA Journal 13 8 August pp 995 1006 9 Craig R R 2000 Coupling of substructures for dynamic analysis an overview In Proceedings of 41st AIAA ASMA ASCE AHS ASC Structures Structural Dynamics and Material Conference Atlanta AIAA 2000 1573 99 10 Spanos J T and Tsuha W S 1991 Selection of component modes for flexible multibody simulation AIAA Journal of Guidance Control and Dynamics 14 2 March April pp 278 286 11 Kammer D C and Triller M J 1994 Ranking the dynamic importance of fixed interface modes using a generalization of effect
322. ive mass International Journal of Analytical and Experimental Modal Analysis 9 2 April pp 77 98 12 Kammer D C and Triller M J 1996 Selection of component modes for Craig Bampton substructure representations ASME Journal of Vibration and Acoustics 118 2 April pp 264 270 13 Bocchi G 1987 Motori a quattro tempi Hoepli Milano in Italian 100 PRELIMINARY INVESTIGATION ON CREEP FATIGUE REGIME IN EXTRUSION DIES Barbara Reggiani Department of Mechanical and Aeronautical Engineering University of Bologna Italy E mail barbara reggiani mail ing unibo it Lorenzo Donati Department of Mechanical and Aeronautical Engineering University of Bologna Italy E mail l donati unibo it Jie Zhou Department of Materials Science and Engineering 2Delft University of Technology Delft The Netherlands E mail dzhou tudelft nl Luca Tomesani Department of Mechanical and Aeronautical Engineering University of Bologna Italy E mail luca tomesani unibo it Abstract Aim of this work was to investigate the effect of process parameters on the creep fatigue behaviour of a hot work tool steel for aluminium extrusion die To this aim a technological test in which the specimen geometry resembled the mandrel of a hollow extrusion die was developed Tests were performed on a Gleeble thermomechanical simulator by heating up the specimen using joule s effect and by applying cyclic loading up to 6 30 h or till s
323. ivono la struttura del sistema di trasmissione tendineo la morfologia dei giunti e le tipologie di sensori utilizzate tuttora In seguito si mostra come l applicazione di una copertura in materiale soffice omo geneo e di spessore compatibile con i vincoli dell applicazione generi un comportamento a deformazione piuttosto lontano da quello riscontrabile nei polpastrelli umani Si propone quindi di modificare la rigidezza complessiva del rivestimento differenziandone la struttura formata ancora da un unico materiale ma divisa in uno strato esterno continuo ed uno interno discontinuo il cui comportamento pu essere progettato mediante opportuno disegno delle cavit in esso distribuite Risultati numerici e sperimentali confermano l efficacia della soluzione proposta Si mostra infine il primo prototipo di mano Parole chiave mano robotica rivestimento soffice materiali iperelastici 341 1 INTRODUZIONE Il costante interesse da parte della comunit scientifica e del mondo dell industria verso dispos itivi di presa ad elevata destrezza sottolineato dalla continua proposta di nuovi prototipi 1 3 In particolare grande rilievo assume la ricerca rivolta alla realizzazione di Mani Robotiche Antropomorfe MRA simili alla mano umana in termini di dimensioni e funzionalit Gli es empi di progetto noti dalla letteratura sono numerosi basati su approcci progettuali differenti e non sempre pienamente riusciti Da un analisi sistematica dello
324. izia e sistema moda L intersezione fra industrie trainanti e territorio evidenzia e conferma la tendenza alla concentrazione settoriale meccanica a Modena ceramica a Sassuolo biomedicale a Mirandola sistema moda a Carpi agroalimentare e meccanica a Vignola la dislocazione delle nuove attivit di servizi avanzati all impresa e dell ICT si sviluppano principalmente su Modena e con dimensioni minori sui Comuni di Carpi Mirandola Sassuolo e Vignola La struttura produttiva della provincia dunque porta alla progettazione di un Tecnopolo da configurarsi come un polo di eccellenza per la conoscenza tecnica tecnologica industriale dell innovazione attraverso una serie di interventi destinati a potenziare la capacit di offerta di trasferimento tecnologico dell Universit e delle altre strutture orientate alla conoscenza radicandole e valorizzandole non solo come strutture di servizio ma anche come componenti fondamentali del territorio della provincia modenese 1 Data la natura policentrica del tessuto economico modenese per cui le filiere produttive si concentrano prevalentemente su alcuni territori piuttosto che su altri una struttura efficace di ricerca industriale non pu prescindere dalla realizzazione di nodi terminali di interfaccia fra mondo della ricerca e mondo delle imprese da collocare in ciascun nodo territoriale dove si concentra la filiera come mostrato in Fig 1 A sostegno delle attivit di r
325. knee for the study of joint forces in gait Gait amp Posture 5 pp 108 115 Parenti Castelli V and Di Gregorio R 2000 Parallel mechanisms applied to the human knee passive motion simulation Kluwer Academic Publishers Pirano Portoroz Slovenia June pp 333 344 Di Gregorio R and Parenti Castelli V 2003 A spatial mechanism with higher pairs for mod elling the human knee joint Journal of Biomechanical Engineering 125 pp 232 237 Sancisi N and Parenti Castelli V 2007 A 1 dof parallel spherical wrist for the modelling of the knee passive motion In Proceedings of IFTOMM 2007 20th World Congress in Mechanism and Machine Science pp 1 1 6 Paper no A94 Sancisi N and Parenti Castelli V 2007 A new 3d kinematic model of the patello femoral joint during knee passive motion In Proceedings of AIMeTA 2007 pp 1 12 Paper no MA 5 1 337 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 Sancisi N and Parenti Castelli V 2008 A novel 3d parallel mechanism for the passive mo tion simulation of the patella femur tibia complex In Proceedings of the Second International Workshop on Fundamental Issues and Future Research Directions for Parallel Mechanisms and Manipulators Heegaard J Leyvraz P Curnier A Rakotomananaa L and Huiskes R 1995 The biome chanics of the human patella during pas
326. kopie are ET abe WEA TEY Carnera pres at spl I n rara j T deta fe path EC Frog anna acari ni uani Aniana ci Lahir CATO Ar A eh BI data z S Tratto Zona stabile Decadimento 50 inizi ale difetto O 45 D 40 O O 35 D O 30 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 Ciclo Figura 10 Pannello Frontale del programma di acquisizione LabView e dettaglio della curva di decadimento della cuspide superiore prova su provino in 18Mn18Cr In letteratura non esiste alcun lavoro che affronti le due tematiche succitate per quanto 1 risultati quantitativi delle prove siano indubbiamente influenzati da tali aspetti Nel presente caso il programma LabView dedicato alle prove di fatica monitora il livello di carico della cuspide superiore del ciclo di isteresi durante l intera prova Tale diagramma visibile sul Pannello Frontale del programma permette all utente di individuare quando la cuspide superiore presenta variazioni poco significative potendosi quindi ritenere convenzionalmente che il ciclo risulti stabile Operando in questa maniera sulla scorta dei rilievi sperimentali a diverse ampiezze di deformazione si anche potuto elaborare un semplice algoritmo implementato dallo stesso programma LabView per verificare la condizione di ciclo stabile Un ciclo pu essere considerato tale se la variazione percentuale della cuspide superiore corrente rispetto a quella de
327. l data obtained from the rig For the definition of scale factors different choices are possible 4 5 6 The scale factor calculated with the scaling procedures presented in the literature are summarized in Tab 1 For the developed test rig the scaling factors proposed by Iwnicki and described in 5 have been adopted The scaling factor of a certain parameter is defined as the ratio between the real value of such parameter and the scaled one The principle on which the adopted scaling method is based is to maintain the same time and frequency behavior between the real system and the scaled one This result is obtained simply imposing a unitary scale factor for the time Since the material adopted to realize the scaled system is the same of the real one steel also the parameters relative to the material properties density Young modulus Poisson modulus friction coefficient etc are unitary The drawbacks of this approach is that the gravity 174 Figure 4 Examples of existing scaled test rigs a Politecnico di Torino b DLR c Manch ester RTU 175 si Roller motion Control Figure 5 Roller rig block diagram and consequently the weight cannot be correctly scaled Furthermore the contact forces are not correctly scaled on the rig In 5 the problems related to the scaling of contact areas and forces are detailed For the geometric scale length scale a factor equal to 5 has been adopted In the following list the index
328. l that increases both of them whereas the interaction time oil influence only the static friction coefficient by increasing it Finally in case of the aluminium aluminium couplings the friction coefficients values calculated by applying Eqs 14 are influenced only by the main effect oil that reduces both of them This occurrence may be explained considering the corrosion resistance of the pins made of aluminium For further details see Ref 14 Friction coefficients in case of dry or lubricated surfaces resting time greater than 72h and rust absence are reported in Tab 3 the values of the sliding friction coefficients are lower than the values of the static friction coefficients their ratio is about 0 75 for dry surfaces as widely demonstrated in literature and particularly in Refs 2 15 Interference fit couplings recent improvements The standard procedure to assembly the steering shaft and the fork is provided by a press fit with a standing press In order to guarantee the axial releasing force high interferences are used up to Z 0 1mm with coupling diameters D 30mm This assembly condition could produce a dangerous tensile state on the components in particular referring to the fatigue behaviour the interference fit operation results in a stress concentration factor both on the 219 shaft and on the hub according to 15 17 For these reasons the authors have evaluated the possibility of realizing a hybrid Joint int
329. l caso di elemento ON 285 T comp Pisati Lom Fon FONI Fonz FOFF FSMA1_ON EsmA2 0N EsMA_ON EsSMA1_OFF FSMA2_OFF FSMA_OFF FTraad g ka kA Forza erogata dal sistema di compensazione elastica Forza erogata attuatore SMA sia singolo SMA che contrapposti nello stato OFF Forza dell elemento SMA disattivato a deformazione nulla nel modello lineare con offset Forza di progetto richiesta all attuatore singolo SMA nello stato attivato Forza di progetto richiesta all attuatore SMA contrapposti con elemento 1 attivato Forza di progetto richiesta all attuatore SMA contrapposti con elemento 2 attivato Forza di progetto richiesta all attuatore singolo SMA nello stato disattivato Forza erogata dall elemento SMA attivato per attuatore a SMA contrapposti Forza erogata dall elemento SMA2 attivato per attuatore a SMA contrapposti Forza erogata dall elemento SMA attivato per attuatore a singolo SMA Forza erogata dall elemento SMA disattivato per attuatore a SMA contrapposti Forza erogata dall elemento SMA2 disattivato per attuatore a SMA contrapposti Forza erogata dall elemento SMA disattivato per attuatore a singolo SMA Forza della molla convenzionale del compensatore a bilanciere Distanza fra le cerniere F G del quadrilatero II del compensatore a doppio quadrilatero articolato Rigidezza elemento a memoria di forma nello stato attivo Rigidezza della molla tradizionale A del quadrilatero I del
330. l ciclo precedente inferiore o uguale dello 0 15 In maniera analoga stata affrontata la seconda questione 132 prima prospettata ossia come individuare la formazione di un difetto Questo non sempre pu essere visto ad occhio nudo soprattutto in condizioni di provino scarico o soggetto a carico affaticante continuamente variabile Dal punto di vista strutturale in presenza di una cricca diminuisce la rigidezza del provino pertanto a parit di deformazione massima imposta diminuisce anche la massima forza di trazione che deve essere esplicata dalla machina Di conseguenza dopo il tratto di stabilizzazione la cuspide superiore tende a decadere sensibilmente un tale andamento pu essere interpretato come un chiaro segno della presenza di un difetto Lo stesso diagramma prima citato permette di rendersi conto della fine della zona di stabilizzazione e dell inizio del decadimento della cuspide Anche in questo caso si potuto elaborare un semplice algoritmo che prevede di interrompere la prova quando il valore del carico massimo del ciclo diminuisce del 10 rispetto a quello rilevato in corrispondenza della condizione di ciclo stabilizzato La Fig 10 mostra il Pannello Frontale del programma LabView al termine di una prova Il diagramma in alto a destra illustra il monitoraggio della cuspide superiore mostrato in basso in dettaglio Si pu osservare come questo presenti un andamento caratteristico inizialmente si ha un rapido c
331. l fabbricante o del rivenditore in presenza di errori di montaggio a volte riportate nei MIM scarso anche in presenza di un eventuale accettazione scritta da parte del cliente che peraltro in sede legale potrebbe essere facilmente impugnata per disinformazione subornazione incomprensione mentre assolutamente nullo quello etico Inoltre la mancata evidenziazione nel MIM MUM di tutte le situazioni pericolose sia nel montaggio smontaggio sia nel funzionamento che possano verificarsi per effetto di manovre errate durante il montaggio smontaggio pu assumere la veste giuridica del dolo eventuale BIBLIOGRAFIA 1 Medri G 2008 Cenni di Progettazione di Prodotto Liguori Ed Napoli 88 DEVELOPMENT OF A FLEXIBLE MULTIBODY MODEL OF A MOTORCYCLE ENGINE CRANKTRAIN Stefano Ricci Department of Mechanical and Aeronautical Engineering University of Bologna Italy E mail s ricci unibo it Marco Troncossi Department of Mechanical and Aeronautical Engineering University of Bologna Italy E mail marco troncossi unibo it Alessandro Rivola Department of Mechanical and Aeronautical Engineering University of Bologna Italy E mail alessandro rivola unibo it Abstract This paper addresses the development of an elastodynamic model of a motorcycle engine cranktrain aimed at accurately evaluating the interactions between the crankshaft and the engine block thus allowing an improved structural design Starting from the
332. l sistema non smorzato c 2m il fattore di smorzamento e y1 6 la pulsazione del sistema L andamento di i i i 20 i i x t rappresentato con tratto continuo nella Fig 6 Indicato con T il periodo S dell oscillazione a partire dall istante f 0 5 T 7 0 si applica al sistema un secondo impulso di ampiezza A tale da annullare la vibrazione del sistema v Fig 6 Imponendo la condizione arbitraria che la somma degli impulsi sia uguale ad 1 condizione necessaria per escludere la soluzione ovvia con ampiezze A A 0 si ottiene A A 6 Cn l con Q e Il treno di impulsi pu essere rappresentato come i t i 1 i 1 A46 0 A4 60 0 5T 7 54 0 0 002 0 004 0 006 0 008 0 01 Tempo i s Figura 6 Risposta del sistema alla sequenza di impulsi avendo indicato con t t la funzione delta di Dirac diversa da zero per t t Pertanto la convoluzione tra i t e y t data da Yeon t A f 6 0 y t 2 dz A f sG 0 57 y dr Ay t A y t 9 57 8 ossia la somma di due versioni scalate della legge di moto la seconda delle quali traslata di 0 57 v Fig 7 La convoluzione y 1 definita in un intervallo di tempo che supera di 0 57 secondi quello relativo alla legge di moto originale Pertanto volendo rispettare il tempo di salita necessario partire da una
333. la corretta trasmissione del carico senza ripresa dei giochi al cambio di segno della sollecitazione Si indica con F la sotto funzione di bloccaggio di un estremit del provino con F quella di bloccaggio e di aggiustamento per compensare eventuali disassamenti all altra estremit e con F quella di precompressione assiale delle teste per impedire la ripresa dei giochi La matrice morfologica in Fig 6 illustra le soluzioni concettuali prese in considerazione Le soluzioni per la sotto funzione F tengono conto delle diverse tipologie di provino 22 a teste filettate o a fungo Pi complessa la realizzazione della sotto funzione F da cui fortemente dipende il soddisfacimento dei requisiti tecnici Una prima opzione potrebbe essere quella di utilizzare una cerniera sferica 29 dotando il provino di un collare emisferico Tale soluzione se da un lato permette di eliminare del tutto la flessione richiede per un attenta lubrificazione rigature o ammaccature sulla sede durante l esercizio potrebbero compromettere il regolare funzionamento e non adatta per la trasmissione della compressione La soluzione successiva permette di ovviare a quest ultimo inconveniente La cerniera sferica realizzata mediante due cuscinetti orientabili a rulli tra loro contrapposti e precaricabili In tale caso tuttavia piccole imprecisioni al montaggio dei cuscinetti potrebbero causare la non coincidenza o il non allineamento con l asse del p
334. la forza massima Fmax sopportata dalla giunzione con lamierini sulle basi e caricata a flessione su tre punti sia in prima approssimazione direttamente proporzionale al lato del tubo quadro L Modello a taglio Lo stato di sollecitazione che nasce nella configurazione con lamierini laterali pu essere valutato riconducendosi al semplice modello di due piastre incollate per sovrapposizione e caricate globalmente a torsione Fig 6b In base a quanto proposto da Feodosyev 26 per questo specifico caso le espressioni delle componenti di tensione tangenziale valgono rispettivamente _M w STO n alti POF 3 DA a Dove M rappresenta il momento torcente originato nel baricentro della sezione incollata dalle caratteristiche di sollecitazione agenti sulla sezione BB del lamierino J rappresenta il momento polare d inerzia ed A l area della sezione incollata Infine T rappresenta la caratteristica di sollecitazione di taglio applicata sulla sezione BB di Fig 6b L assenza di concentrazioni di tensione nella giunzione in virt delle condizioni di carico e vincolo cui sottoposta rende queste espressioni una stima attendibile dello stato tensionale La tensione massima agente sullo strato adesivo si ottiene combinando le due sollecitazioni secondo la seguente espressione Tmax VT tT 3 204 Analizzando le espressioni 1 e 2 si pu osservare che in termini qualitativi si hanno le seguenti dipendenze T lt P 4 l
335. la riproduzione di modelli biologici 9 10 pu presentare difficolt rilevanti ma al contempo pu fornire dei contributi fortemente innovativi In particolare la realizzazione di mani biomorfe certamente complicata dalle inadeguatezza di molte tecnologie disponibili ma tale limite non appare una motivazione sufficiente per bypassare 1 problemi utilizzando soluzioni facilmente disponibili ma non coerenti con la direzione progettuale prescelta Un semplice esempio pu servire a chiarire chiarire questo punto ben noto che l utilizzo di pulegge e cuscinetti a rotolamento riduce notevolmente le problematiche di attrito e quindi di controllo nei meccanismi in cui si utilizza una trasmissione a tendini Tuttavia una soluzione di questo tipo non congruente con la linea di ricerca prescelta Alla luce delle suddette considerazioni l obiettivo di questa memoria quello di pre sentare 1 principali aspetti relativi allo sviluppo di un prototipo di MRA denominata UB Hand IV UBHrv LaUBHry si conforma alle seguenti linee guida progettuali Struttura endoscheletrica modulare con strati soffici esterni a simulare epidermide ed ipo derma di dita e palmo Fig 1 Utilizzo di attuazione remota posta nell avambraccio e trasmissione a tendini avvolti su percorsi circolari ricavati direttamente nelle falangi Fig 1 La problematica dell attuazione non sar discussa in questa sede Integrazione di un adeguato sistema sensoriale i e sensori di forza
336. lato risulta T orna kA lo z T T kcloc 53 Uguagliando le Eqn 52 e 53 rispettivamente ai valori di rigidezza e di forza nella po sizione di minima escursione individuati con la procedura di dimensionamento dell attuatore compensato possibile determinare il corretto dimensionamento del compensatore a doppio quadrilatero Il corretto dimensionamento del compensatore impone che la rigidezza della molla A sia pari al modulo della rigidezza voluta per il sistema di compensazione Grazie a questa relazione dall Egn 53 possibile determinare il corretto prodotto fra la rigidezza e la lunghezza libera della molla C kc loc Pomp _ kA lo a Calo 54 Dall imposizione dell Eqn 50 consegue che la molla B e la molla C dovranno avere la stessa rigidezza e che la lunghezza libera della molla B dovr essere pari a g Risulta allora conveniente fissare al valore g anche la lunghezza libera della molla C in modo da avere nel quadrilatero II due molle identiche lop loc 9 55 Inserendo la relazione 55 nella Egn 54 possibile determinare univocamente la rigidezza della molla C F omp kA lo iin g ko 56 4 DISCUSSIONE Proporzionamento generale dell attuatore compensato Per il dimensionamento di un attuatore a memoria di forma compensato elasticamente occorre innanzitutto definire il tipo di lega che si vuole utilizzare il che presuppone la conoscenza dei parametri caratteristici 51 Sm
337. lavorazione alle macchine utensili l esecuzione di controlli non distruttivi E stata quindi eseguita la tempra con mantenimento a 1040 C per otto ore e raffreddamento in acqua cui sono seguiti l espansione a freddo wedge method e il rinvenimento di distensione a 350 C con raffreddamento in aria 21 Dopo l esecuzione delle ultime lavorazioni sono stati asportati dei prolungamenti alle due estremit della cappa dai quali sono stati poi ricavati i provini nelle direzioni tangenziali e radiale na ei Figura 4 Provini nelle versioni lunga fibre in direzione tangenziale e corta direzione radiale 123 La Figura 4 mostra i disegni dei provini realizzati nella direzione tangenziale e radiale nel primo caso stato possibile progettare e costruire provini conformi a 22 questi hanno sviluppo assialsimmetrico con sezione circolare costante diametro 8 mm nel tratto utile Nel secondo caso invece il ridotto spessore della cappa ha impedito la realizzazione di provini conformi che nel rispetto delle prescritte proporzioni sarebbero risultati eccessivamente esili Si pertanto optato per una versione pi corta con geometria a clessidra e diametro nella sezione centrale di 8 mm con lunghezza di appena 55 mm Per permettere la confrontabilit dei risultati si inoltre preferito mantenere la stessa geometria e le stesse dimensioni non solo per i provini ricavati dalla cappa ma anche per quelli ricavati dal rotore seb
338. leg hindfoot forefoot and hallux segments to investigate the influence of an active ankle foot orthosis in the initial contact dynamics 40 41 presents a multibody methodology for systematic construction of a two dimensional biomechanical model of a hu man body aimed at the effective determination of the muscle forces and joint reaction forces in the lower extremity during saggital plane movements This paper will focus on the modeling of the articulation that involves the four bones tibia fibula talus and calcaneus henceforth the whole articulation 1s call TFC for brevity In the literature there is only a few studies that examine the kinematic behavior of the human tibio talar joint investigating also the motion of the fibula bone although the fibula kinematic behavior is directly involved in the ankle kinematic analysis An exception is the new com putational model of the lower limb presented in 42 and developed to study the effects of a syndesmotic injury on the relative motion between tibia and fibula and the ankle inver sion stability the anatomical elements modelled in this study are several bones the tibia and fibula talus and calcaneus navicular cuneiform and metatarsal bones several ligaments and the interosseus membrane The modeling of the TFC complex is believed to represent a useful tool for studying the fibula role during the ankle motion both in passive condition and in response to external load thus for a better kn
339. legge di moto compressa nel tempo cos da risultare accorciata di 0 57 secondi v Fig 8 0 025 ee0000bee 0 0 01 0 02 0 03 0 04 0 05 Tempo t S Figura 7 Convoluzione della legge di moto originale con la sequenza di impulsi 55 Se si suppone di mantenere costante la velocit angolare della camma dall Eq 8 si ricava il profilo della stessa in funzione dell angolo di rotazione La legge di moto modificata y 7 determina un moto del cedente privo di vibrazioni come si pu vedere dalle figure 9 10 e 11 che mostrano gli andamenti di accelerazione velocit e spostamento del cedente ottenuti con profilo originale e con profilo modificato 3 LA VELOCIT ANGOLARE MODIFICATA La legge di moto modificata y 7 ottenuta supponendo che la velocit angolare resti costante richiede che il profilo della camma venga modificato in modo tale che sia verificata la relazione Jaa Yeon PB gt 9 dove y f la velocit geometrica del cedente e Q la velocit angolare costante della camma Dall Eq 9 appare evidente che il profilo della camma deve essere modificato sia se varia la velocit angolare sia se variano le caratteristiche dinamiche del sistema camma cedente Ci richiede l esecuzione di una nuova camma ogni volta che 1 due fattori sopra indicati vengono modificati Pu essere allora pi conveni
340. li elementi di blocco di tipo scioglibile e che partecipano anche al posizionamento sono quelli necessari per stabilizzare il prodotto ripiegato fissare la configurazione di servizio le due categorie di elementi di blocco non sono coincidenti in linea di principio ma una progettazione ottimizzata tende ad unificare il pi possibile le due funzioni in un unico elemento per ogni nodo Principio di Semplicit o addirittura per ogni linea di piegatura Per ottenere un elevata sicurezza di funzionamento gli elementi di blocco dovrebbero basarsi sul principio del bloccaggio di forma essere a bloccaggio automatico e sbloccaggio comandato Quando il numero prevedibile di ripiegamenti sia ridotto e o a piccolo angolo si pu ricorrere ad elementi nodali che sfruttano la deformabilit di elementi elastici il prodotto cambia configurazione mantenendo rigide le parti strutturali principali e deformando punti critici della struttura In questa situazione nella progettazione si devono affrontare severi problemi di Fatica e Meccanica della Frattura dei Materiali oltre alla necessit di avere materiali a bassa isteresi In queste soluzioni tecniche cambia la prospettiva riguardo agli elementi di blocco che in generale devono farsi carico completamente della funzione di posizionamento Infine soluzioni interessanti per la compattazione di manufatti in condizione non operativa in sostituzione del take down si possono ottenere im
341. lia Italia E mail francesco leah unimore it Alberto Vergnano Dipartimento di Ingegneria Meccanica e Civile Universita di Modena e Reggio Emilia Italia E mail alberto vergnano unimore it Fabio Pini Dipartimento di Ingegneria Meccanica e Civile Universit di Modena e Reggio Emilia Italia E mail fabio pini unimore it Francesco Gherardini Dipartimento di Ingegneria Meccanica e Civile Universit di Modena e Reggio Emilia Italia E mail francesco gherardii unimore it Marco Faretra Dipartimento di Ingegneria Meccanica e Civile Universit di Modena e Reggio Emilia Italia E mail marco faretra unimore it Sommario Il presente articolo descrive un nuovo approccio di programmazione e guida robot capace di generare automaticamente e in tempo reale percorsi di lavorazione ottimizzati in finzione di singoli componenti Tale metodo stato validato sperimentalmente applicandolo al processo di sbavatura di una piccola serie di testate per motori a elevate prestazioni Infatti i moderni sistemi robotizzati di produzione sono spesso impiegati in operazioni complesse su componenti che sono caratterizzati specialmente nel 65 settore automotive da profili e geometrie multiformi che variano radicalmente da un lotto produttivo a un altro e nel caso di tecnologie che generano bave e difetti superficiali anche all interno di uno stesso lotto Per ottenere l elevata qualit richiesta dall Industria tali sistemi m
342. lidity limits of the analytical approach and in particular of the Green function adopted and it spurs possible improvements to the analytical approach presented in Section 7 2 LIMITS OF A PLANE MODELLING The polygonal joint constitutes a fully three dimensional problem Fig 1a However this contact problem may tentatively be split into two sub problems the first one dealing with the torque distribution in the axial direction of the polygonal shaft and the second one addressing the contact aspects in a plane perpendicular to the axial direction of the polygonal shaft Fig 1b Torque is transmitted between two adjacent slices cut perpendicular to the polygonal shaft axis Fig 1c through a shear strain distributed over the slice faces this shear strain quantifies the angular distortions occurring between the axial and circumferential directions By referring to the female component the corresponding shear stress is denoted by tac in Fig 1c In a plane modelling such shearing strains cannot exist consequently it is unavoidable to equilibrate the torque imparted on the female component by the contact pressure with the male shaft by applying a fictitious distributed shear force t possibly along the outer border of the female component Fig 1b The corresponding shearing strains describe the angular distortions between radial and circumferential directions and the related shear stress is denoted by t in Fig 1c It is obs
343. lisi delle tensioni nell intaglio 6 utilizza il codice commerciale BEASY fondato sulla tecnica degli elementi al contorno Sfruttando le simmetrie geometriche e di carico nonch la ciclicit dell intaglio ogni analisi riguarda 11 modello ridotto abcde area tratteggiata in Fig 10 delimitato da un piano o asse di simmetria verticale e da due piani orizzontali Il modello vincolato fissandone la base inferiore e caricato assegnando uno spostamento unitario alla sua base superiore Attraverso un codice appositamente sviluppato la risposta in tensione fornita da BEASY stata poi elaborata per calcolare il fattore di concentrazione delle tensioni K secondo la definizione seguente O max K 9 t p O n 242 dove Ona la tensione massima registrata alla base dell intaglio e o la tensione media calcolata sulla sezione netta del solido Risultati e discussione Il diagramma prospettico di Fig 11a riporta il fattore di concentrazione delle tensioni per il caso pi significativo di intaglio periodico superficiale t d 0 con profilo ad U 0 confrontando 1 valori numerici di 6 con le previsioni originali di Neuber Per effettuare la previsione la profondit dell intaglio periodico stata dapprima corretta con il coefficiente y dato dalla 1 In base alla nuova profondit t yt il fattore di concentrazione delle tensioni stato poi calcolato usando le espressioni accurate fornite da Kat
344. litude m s LOW SPEED HIGH SPEED 20 120 150 180 210 240 angle deg Figure 4 TSA of the acceleration signal for defect A2 at high load and two different speeds in the angle range 120 240 Furthermore when the load increases the beginning of the transient event is anticipated while its ending is postponed Moreover Fig 5 b shows that the peak amplitude becomes higher as the load increases while the peak distance is not significantly influenced by the load Finally it is interesting to analyse the influence of the defect dimension on the TSA Figure 6 shows the signal for defects Al and A2 measured at the same test condition The two horizontal segments A and B in the figure defining the distance between the peaks emphasize that such a distance increases with the fault dimensions in particular line B defect A2 assumes a wider extension than line A defect Al Moreover the signals related to larger defect dimensions present peaks of higher amplitude and involve wider angle extension with respect to defects of smaller dimensions So it can be concluded that test conditions deeply influence the signal behaviour in particular the amplitude and the extension in terms of wheel angle but they do not significantly change the distance between peaks that essentially depends on the defect type In order to get some diagnostic information concerning the tested faulty conditions the Continuous Wavelet Transform CWT 8
345. lla nuova billetta con la vecchia la saldatura inizialmente una superficie piana ma a causa dell attrito col contenitore che genera velocit maggiori nel centro della billetta tale superficie si deforma longitudinalmente Una rappresentazione schematica riportata in Fig 6 dove sono rappresentati 3 istanti successivi Il materiale fluendo molto pi velocemente al cuore deforma tale superficie di interfaccia al punto da estrudere il profilo anche per lunghezze rilevanti prima che non siano pi presenti tracce della vecchia billetta Nel caso di profili cavi lo stesso fenomeno produce una superficie di saldatura pi complessa poich questa viene trascinata attraverso ogni canale di alimentazione Fig 7 Nella vista in sezione l evoluzione della superficie si manifesta come linee separate per ogni bocca che si espandono verso la superficie del profilo e contemporaneamente verso le linee di saldatura longitudinali questo comportamento porta ad una triplice linea di saldatura longitudinale per ogni razza Il difetto associato alla saldatura trasversale ha un altro importante parametro da tenere in considerazione ovvero la storia metallurgica e composizione del fondello della billetta precedente Non considerando al momento il lubrificante e l usura della billetta il fondello la zona dove si concentra la maggior parte della pelle e degli strati superficiali della billetta Anche se gran parte di esso viene rimosso prima dell inserimento
346. lling conditions between the wheel and the rail are simulated locomotive speed and wheel angular velocity are related by the following expression Usim TWsim 3 Combining the above equations the following expression can be written diggita C Rest 4 where Jtot M PEJ is the train total inertia expressed with respect to the wheel rota tion axis 179 1 Figure 9 Belt motion transition from the motor to the bogie wheel When the simulated adhesion conditions between the wheel and the rail are poor and the train is accelerating or braking often pure rolling conditions between the wheel and the rail do not hold anymore and a macroscopic sliding arises In this the simulated absolute sliding is then defined as dy TWsim Da 5 it represents the relative speed between the wheel and the rail in the contact point It can be easily verified that is positive when the wheel is subject to a traction torque and negative when the wheel is braked Scaled vehicle on the roller rig The dynamics of the scaled vehicle on the roller rig is described by the following differential equation dg Li 6 J is the moment of inertia of the scaled vehicle axle ws is angular acceleration of the scaled vehicle axle e C is the torque generated by the scaled vehicle motor e r is the radius of the scaled vehicle 180 Figure 10 The realized scaled roller rig and bogie The dynamics of the roller
347. llo schematico della struttura proposta viene mostrato in Fig 1b Come detto in precedenza il film di ED ha forma conica Per quanto riguarda la realizzazione dell attuatore un film di ED di forma circolare e raggio iniziale y viene dapprima sottoposto ad un pretensionamento equibias 4 i Curva FL 5 A della SDS S3 l p Se viva FL 5 4 A lt del film di ED i A NAA kE a A 7 te ie Na Br t Se A eee DE a F ap ov SONA sa 7 i MN F p B EA ARIN V 5kV on iO N f Z p F PI i 7 7 x Figure 2 Curve FL di ED ed SDS Illustrazione qualitativa dei moduli di F e Fs 315 Piattaforma mobile Asse Pp disco rigido Lunghezza del moto dell attuatore Base fissa Stop anello rigido meccanico Ingombro radiale y Figure 3 Configurazione dell attuatore a voltaggio e carico nulli siale fino al raggiungimento di un raggio finale y Fig 4 Viene poi applicata una forza esterna lungo la direzione z fornita dalla piattaforma della SDS che fa si che lED assuma una forma conica Le fasi concettuali di realizzazione dell attuatore sono mostrate in Fig 4 La posizione di equilibrio dell attuatore nello stato OFF raggiunta quando le manovelle delle gambe compliant della SDS risultano perpendicolari alla direzione del moto della pi attaforma mobile La base fissa fornisce uno stop meccanico che previene il funzionamento dell attuatore in regioni dove l lt l Fig 3
348. lo rappresenta una tematica di vasto interesse e importanza strategica soprattutto se come al giorno d oggi si desiderano prestazioni ottimali ma contemporaneamente si deve ridurre il consumo di combustibile per abbattere le emissioni inquinanti in questo scenario occorre studiare attentamente 1 sistemi idraulici che risultano pi promettenti dal punto di vista del risparmio energetico Le problematiche sono numerose e richiedono un attenta analisi che deve essere svolta tramite la simulazione e la successiva sperimentazione dei sistemi in oggetto in particolare 1 sistemi a bordo veicolo dedicati alla trasmissione del moto dal motore alle ruote sono al centro di importanti innovazioni e continue ricerche Tra 1 sistemi pi promettenti vi sono quelli dotati di componenti di natura idraulica che saranno oggetto di studio attraverso la generazione di modelli a parametri concentrati in opportuni ambienti di sviluppo e di analisi sperimentali attraverso caratterizzazioni che si svolgeranno in un banco appositamente attrezzato da installare e mettere a punto al Dipartimento di Ingegneria Meccanica e Civile Ulteriori obiettivi di ricerca gi in parte affrontati all interno del laboratorio InterMech riguardano lo studio e l analisi dei circuiti di lubrificazione e di raffreddamento del motore e la gestione della frenatura dei veicoli con particolare riferimento all analisi dinamica dei transitori di frenata di ammortizzatori oleo pneumatici
349. ls of the NeReBot were treated at bed side first start ing the rehabilitation treatment at five days from stroke on average The robot aided therapy was then continued with the patient sitting on a wheelchair even after patient transfer from the stroke unit to the rehabilitation center This very early training gave very good clinical results which demonstrate that even a simple low cost transportable machine can be very effective in the rehabilitation of post stroke patients 6 7 Some limitations of the NeReBot came up during first clinical trials Mainly since the To this regard one more consideration must be done During NeReBot assisted therapy the upper limb of the patient is a 5 degrees of freedom dof kinematic chain constrained by three unidirectional actuators only Hence the whole system still have 2 dof 5 This gives a very good sensation to the patient which never feels to be restrained by the machine 294 wires originate from a fixed overhead structure the NeReBot has a good vertical range of motion but less control of movements in the horizontal plane In order to overcome this and other limitations of the first prototype a new machine was developed named MariBot 4 17 The MariBot MARIsa roBOT The MariBot is shown in Fig 8 As it shows the basic principles from which the NeReBot was designed were maintained However the manually adjustable overhead structure was replaced with a controlled 2 dof serial ro
350. ma pone Bilineare 20 4 r l 200 10 4 D T f 6 DO 1 0 2 0 2 0 4 0 Do Sg 10 2 0 4 0 4 0 1 eiS a bi Figura 3 a Diagramma sperimentale di trazione in fase austenitica e martensitica di un filo da 78 m di diametro b Approssimazione bilineare della curva sperimentale o e dello stato martensitico per preservarne la funzionalit Grazie ai finecorsa si realizza di fatto un sistema bistabile con il triplice vantaggio di possedere una posizione stabile in assenza di alimentazione di consentire posizionamenti precisi e di favorire la capacit di controllo Nel caso di attuatore a singolo elemento SMA necessario introdurre un solo finecorsa meccanico per evitare la sovra deformazione dell elemento e l attuatore risulta quindi monostabile In 6 presentato un attuatore a memoria di forma reso bistabile mediante l introduzione di meccanismi cedevoli Nel lavoro citato l introduzione del meccanismo volta alla sola realizzazione della funzione di autoposizionamento e non all incremento delle prestazioni forza e corsa dell attuatore principale obiettivo del presente lavoro Modellazione materiale a memoria di forma Prima di procedere alla progettazione di attuatori a memoria di forma compensati necessario definire una modalit di modellazione del materiale In particolare conveniente considerare la lega nelle due condizioni termiche limite sotto la temperatura My di fine trasformazione auste
351. machina Questo aspetto sta lentamente cambiando l approccio alla progettazione dei grandi turbogeneratori Fino al decennio scorso infatti tali macchine erano concepite per funzionare quasi in continuo limitando gli arresti solo ad irrinunciabili opere di manutenzione programmata o ad eventuali guasti Oggigiorno invece si tende a fare funzionare tali dispositivi in maniera discontinua spesso attivandoli nelle fasce orarie e giornaliere di maggiore richiesta e spegnendoli al calo della stessa Questo fa s che in un anno si abbiano mediamente 200 transitori circa uno ogni due giorni Riportando questo valore alla vita di tali macchine prevista intorno a 50 anni oltre ai quali sopravvengono problemi di obsolescenza che ne consigliano la sostituzione si arriva alla ragguardevole cifra di 10 000 transitori A questi vanno aggiunti quelli dovuti alla manutenzione ed alla revisione degli organi rotanti Tale valore ampiamente entro il campo di azione della fatica oligociclica Per quanto riguarda il terzo contributo prima citato ossia quello degli sforzi generati dallo scaricamento dei carichi assiali sui locking keys un indagine accurata viene condotta in 1 Si evidenzia qui come forti concentrazioni di tensione si vengano a creare in funzione della conformazione del locking key Vengono a proposito presentate configurazioni alternative che permettano di semplificare il processo produttivo e di limitare 1 picchi degli sforzi migliorando qu
352. mente da Neuber stesso 1 e da altri 2 ad intagli qualunque soggetti ad ogni tipo di sollecitazione 235 Tale estensione mira a rendere utilizzabile per l intaglio ripetitivo filettature alberi scanalati gole a labirinto la quantit di informazioni disponibili sull intaglio singolo 3 4 Bench attraente per eleganza generalit e semplicit applicativa la procedura di Neuber delude dal punto di vista quantitativo A dispetto dei riscontri positivi citati in 2 il suo impiego indiscriminato sovrastima spesso e di molto la sollecitazione Ad esempio per il semipiano teso parallelamente al bordo munito di intagli semicircolari distanti tra loro 2 5 volte il raggio la procedura prevede una concentrazione di tensioni pari a 2 7 contro il valore esatto 1 8 reperibile in letteratura 3 5 Muovendo da questo divario gli autori hanno condotto una serie di indagini numeriche 6 8 volte a verificare l attendibilit del metodo di Neuber Il presente lavoro riassume 1 risultati di quelle ricerche e propone correzioni all espressione 1 del coefficiente correttivo di profondit al fine di conservare il concetto di equivalenza proposto da Neuber La presentazione divisa in tre parti relative alla verifica del metodo nei seguenti casi 1 intaglio ideale acuto e superficiale soggetto a tensioni tangenziali caso esaminato da Neuber 2 intaglio reale raccordato e profondo soggetto a tensioni tangenziali 3 intaglio reale
353. meter Eq 23 obtaining a unique expression Therefore two different mathematical models have been determined Eq 24 the first 1s suitable for the M6 bolt type while the second for the M8 The errors between the FEM values of K w and the proposed ones given by Eq 24 are always lower than 10 for all the clamped joints under investigation 23 225 Rini 2 438 0 548 j 1 131 j 0 393 j a K w gt 5ots Mg 4 085 1 590 j 3 308 j 1 024 j The same procedure has been applied also to the three groups of wheel clamp with only one bolt M8 The chosen dimensionless parameters according to Fig 12 are j Eq 22 j4 and js Eq 25 The overall mathematical function for K w in case of clamps with one bolt is reported in Eq 26 A b a T 357 25 K w igon mg 2 982 1 839 j 9 749 j4 1 373 js 26 j4is the ratio between the distance a and the clamp width b while j is the ratio between the spot facing diameter d and the clamp width b The total number of FEM analyses performed in this case is equal to 81 3 as we considered a combination of the three parameters j j4 and js on three levels 3 for the three different clamp groups 3 3 3 Errors between the FEM values of K w and the proposed ones given by Eq 26 are always lower than 5 for all the clamped joints under investigation Thus the maximum stress in wheel clamps 0 4 w can be easily computed by multiplying the De Sai
354. mmerciale BEASY versione 5 0 basato sul metodo degli elementi al contorno 9 e dotato di un modulo specifico per analisi termiche stazionarie Per ragioni di simmetria il modello computazionale si limita al settore Oabc di Fig 3 con condizioni di adiabaticit componente radiale nulla delle tensioni tangenziali sul raggi Oa e Oc e di temperatura nulla sul bordo esterno abc 0 9 0 8 0 7 4 0 6 __ lt 0 5 I o 4 044 0 0 3 LA 0 2 iV 0 1 0 0 0 0 0 2 04 06 08 10 12 14 16 1 8 20 t P Figura 3 Sezione trasversale di barra Figura 4 Risultati numerici per il fattore di scanalata soggetta a torsione concentrazione delle tensioni normalizzato nella barra di Fig 3 257 Le tensioni massime Tmax determinate numericamente sono convertite nel fattore di concentrazione delle tensioni Kp cos definito T max K ip 2 dove 7 la tensione nominale calcolata come rapporto tra la coppia torcente M applicata al solido ed il modulo di resistenza della sezione piena non intagliata di raggio R Risultati e discussione Tutte le analisi effettuate hanno portato al rilevamento del massimo flusso termico massima tensione tangenziale in corrispondenza del fondo dell intaglio punto c in Fig 3 I risultati complessivamente ottenuti sono raccolti in forma normalizzata nel diagramma di Fig 4 La normalizzazione compiuta rapportando il fattore di concentrazione delle tensioni per l intagl
355. mmissibile Zadam Introducendo le espressioni 6 e 7 nell espressione 1 della forza residua Fom si ottiene Low kmasgtadm 1 Sm 8 Nel caso si desideri modellare il materiale a memoria di forma nello stato martensitico come perfettamente elastico sufficiente introdurre nel modello bilineare i seguenti valori per i parametri Sm Sg Spi 1 Sg 0 9 I dati di progetto necessari per il dimensionamento di un attuatore a memoria di forma sono il valore della forza utile minima garantita nei due versi di attivazione Fon Forr nel caso di un solo elemento SMA Fon1 Fone nel caso di due elementi contrapposti il valore della corsa desiderata S e il tipo di lega costituente gli elementi attivi Per limitare l ingombro del dispositivo conveniente porre X max Zadam Fig 4 Inoltre necessario fissare il rapporto y T 10 Tadm fra la corsa e la deflessione massima del dispositivo Pi questo rapporto tende all unit pi l ingombro dell attuatore sar ridotto Per contro l elemento SMA sar sovradimensio nato e la variazione della forza utile lungo la corsa sar grande Nel caso di due elementi attivi Invece sempre possibile oltre che conveniente porre y e conseguentemente Tmax Ladm S P 11 dove con p si indicato il prestiramento totale imposto ai due elementi SMA che risulta quindi pari alla corsa Sia nel caso di attuatore a un elemento SMA che per il caso a SMA cont
356. modulo della forza della SDS F determinato tramite PRBM e 320 Table 2 Parametri progettuali della SDS e mm l mm r2 mm r3 mm ray mm 28 20 20 9 212 12 K Nm rad Ko Nm rad K3 Nm rad Yoo d30 0 0128 0 006 0 0349 42 0 PPA ee 5 5 Forza ED OFF St ofa Forza ED ON 5kV oor Forza SDS PRBM e li 4 5 Forza SDS 7 1 e ee se 22 24 26 28 Lunghezza dell attuatore mm Figure 9 Curve FL di ED Fp sperimentali ed SDS F in modulo teoriche e sperimen tali le forze del film F e F determinate sperimentalmente in funzione della lunghezza dell attuatore Il comportamento della struttura quello atteso 11 modulo della forza della SDS parallelo alla forza del film di ED F lungo una parte rilevante della corsa e coincide con Fp off quando l Dai valori delle K si possono ricavare le dimensioni dei giunti flessibili Supponendo che tali giunti siano realizzati come travi snelle a sezione rettangolare ne consegue che K EI L dove E il modulo di Young del materiale con cui si realizza il giunto L la lunghezza della trave e Ia Bb 12 il momento di inerzia dell area della sezione della trave riferita all asse a h e b indicano rispettivamente lo spessore e la larghezza della trave mentre a l asse baricentrico parallelo direzione della larghezza Con r
357. morfologiche particolare in questa sede si riportano le seguenti quattro morfologie Fig 8 1 Strato intermedio a sporgenze emisferiche equamente distanziate provino P1 Fig 8a 2 Strato intermedio a sporgenze emisferiche equamente distanziate provino P2 Fig 8b 3 Strato intermedio con costole equamente distanziate che connettono la strutture in terna rigida allo strato esterno uniforme Ogni costola risulta inclinata di 45 rispetto alla normale alla superficie esterna in modo tale che carichi normali agenti sulla su perficie di contatto si traducano in carichi flettenti agenti sulle costole provino P3 Fig 8c 4 Strato intermedio con micro travi equamente distanziate che connettono la strutture interna rigida allo strato esterno uniforme Questa morfologia risulta dalla morfolo gia precedente P3 interrompendo la continuit delle costole in senso circonferenziale provino P4 Fig 8d Nel seguito con P5 si indicher un provino a strato uniforme di 3 mm di spessore in cui non sono presenti vuoti Il provino P5 viene preso come riferimento per la cedevolezza ottenibile con dato materiale e quindi durezza e dato spessore Come sopra menzionato il materiale utilizzato Tango Plus un elastomero a polimerizzazione fotoaccelerata le cui propriet meccaniche conosciute in letteratura riguardano a tensione di snervamento 1 50 MPa b allungamento a rottura 218 c durezza 27 Shore A T
358. n particular a force plate measures the reaction of the floor or ground that is the GRF to the force exerted by the foot during a step The device consists of a top plate mounted level with the surrounding floor separated from a bottom frame by force transducers near each corner Any force applied on the top surface is transmitted through the force transducers Force plates enable one to measure not only the vertical and shear forces but also the Center Of Pressure CoP that is the application point of the GRF To obtain the joint moments and joint pow ers the operators have to lead the patients during a spontaneous walking trial to step in the force platform surface but just once This means that 1 the patient is not allowed to look at where he she is stepping in to acquire just spontaneous actions and that 11 the measure fails 300 when the foot of the patient is not fully over the platform surface or when over the platform surface occurs a double contact determined by a contemporary contact of the two feet or of a foot and a stick This task is not to accomplish straightforward also considering that the force platforms have a fixed size usually 40x60cm not fitted for short steps as the ones be longing to patients with relevant motor disabilities Thus many walking trials most of those with a double contact are not available to be inserted in the kinetic report This drawback is the major factor that still makes the routine use of
359. n the patient are usually based also on those parameters Consider a simplified platform with four force sensors at its vertices as drawn in Fig 2 The four vertices are listed alphabetically from A to D the sensors are sketched as springs and a reference system is chosen its x y plane coincides with the platform The CoP is computed by the software solving the equilibrium for the platform In particular consider the equilibrium of the couples with reference to the two principal axis x and y and the equilibrium of the force exerted between the foot and the ground in the z axis direction The equations of equilibrium are reported in Eqn 1 In that case only one component of the three available signals of the force sensor is used that is the z axis component 303 Figure 3 Single a and double b contact between feet and platform FAFEpWd rly lp Fg Fo a Fp axp 1 Fo Fp b Fp yp where xp and yp are the coordinates of the CoP and F p is the force resultant between the foot and platform lighted in red in Fig 2 In case of a single foot contact the platform software returns the correct value of the force intensity and of the coordinates of the CoP Sometimes it happens that the platform is touched with both feet at the same time but in this case the software only returns the resultant of the forces acting on the feet Figure 3 shows the two cases of contact In case b of double contact the gait acquisition is discarde
360. n Design AD ew dat Ceund gaoei Miatenals Saeticial ighne Acme carefree Left in stock before assembly fe 22 here 372 howa Hurricity ia oi priteni Frote Protect ol i Abo prigioni O Prision a Modded heoresesi formula C Unmodiyed theoretical formules dk Cancel En Figure 17 Input windows for interference fit couplings Concerning the clamped joints definition the program provides the maximum actual stress on the clamp the mean coupling pressure between the shaft and the hub and the safety coefficients referred to the yield and ultimate points Front Suspension Design can be successfully used for every type of material combination as the friction coefficient equations are included it is therefore possible to complete the design of the front motorbike suspension in a guided way and in a very short time 230 Front suspontion design Mew design 1i pefWiomeMWocuments Nicolo Wecoppiamanio finn nlororence cond horns nione io the leasing force Coupling mean pressure MPa Raleasng axial force kM Minimum calculated interterenca lm Meena catculaled mbeherence on tha pin um Minium calculated intetlerence on the ork um Steering shaft Upper deviation pm Lower denseton irr Morning external diameter mri Material old siress MF Fe g0 ST Standard 055 Standard shaft Minimum chosen interference pm Si Tolerance type Panioli Front Suspension Design 2
361. n forno elettrico con somministrazione di ossigeno sotto vuoto vacuum oxigen decarburization Successivamente stata operata la forgiatura in due diverse passate per garantire la richiusura delle soffiature al cuore del rotore stesso Sono quindi seguiti 1 trattamenti termici di austenitizzazione ad 840 C tempra in bagno di sale e rinvenimento a 600 C 20 Controlli non distruttivi sono stati attuati mediante la tecnica ultrasonica Infine terminate le lavorazioni alle macchine utensili un prolungamento del forgiato stato asportato per la realizzazione dei provini nelle direzioni tangenziale e radiale Tabella 1 Composizione chimica degli acciai di rotore e cappa N ___ __ __Mo __________VI 0 22 0 32 12 14 3 424 0 2520 45 0 05 0 15 C 7 Cr 26NiCrMoV14 5 rotore ___Mn Mn Si 0 15 0 40 lt 0 30 18Mn18Cr cappa ___Mn __ SL 17 5 20 0 _NI lt 0 60 0 730 78 122 Tabella 2 Pianificazione sperimentale 26NiCrMoV 14 5 rotore 18Mn18Cr cappa Direzione Per quanto concerne la cappa anche in accordo con 4 si operata inizialmente la colata in lingottiera cui seguita la decarburazione ad ossigeno sotto vuoto vacuum oxigen decarburization Successivamente il lingotto stato rifuso in un forno ad arco elettrico sotto scoria elettrofusa processo di electroslag remelting E quindi seguita la forgiatura a caldo 1100 1200 C eseguita alla pressa la
362. n in Fig 13 the presence of a dwell time of 3 min introduced a time dependent effect on the specimen deformation Such a time dependent effect material viscosity produced an increased displacement which could be explained by the additional inelastic strain as described in 8 Indeed the viscoplastic strain had the time to develop resulting in an enlarging hysteresis loop The path of the displacement over the dwell time suggested that a primary as well as a secondary creep phase took place during this time Moreover the stabilization of the creep displacement during the dwell time from the first to 113 the sixtieth cycle as shown in Fig 13 confirmed the presence of slow steady stage of the softening 4 CONCLUSIONS Previous research has shown that creep plays a fundamental role in resulting in deformation even during short cycles Thus hot work steels used for extrusion tools should be evaluated with respect not only to their hot strength but also to their time dependant creep strength The latter is also of importance in the creep fatigue interaction regime With this in mind the present research was performed to investigate the performance of a hot work tool steel H11 under the normal working conditions as applied to hollow extrusion dies in industrial practice The purposely designed specimens were tested under creep fatigue loading e g low cycle fatigue with a dwell time at different levels of stress and at different tempera
363. n questo progetto di ricerca verranno realizzati sistemi hardware e software per applicazioni di sorveglianza biometria e sicurezza attraverso il controllo di zone indoor e outdoor e lo sviluppo di applicazioni software di analisi di video e dati sensoriali con tecniche avanzate di pattern recognition La ricerca nel settore della video sorveglianza sta ottenendo buoni risultati per la possibilit del controllo remoto di scene ed eventi l analisi automatica e la generazione di allarmi UOR 4 UNIMORE DESIGN INDUSTRIALE prof A O Andrisano Dal punto di vista della formazione industriale l obiettivo delle attivit di design industriale quello di creare figure professionali di elevato profilo nel settore della rappresentazione digitale e dello sviluppo di prodotti di stile che oltre a solide basi culturali e tecniche possano vantare una vasta esperienza applicativa ed una ottima confidenza con i pi moderni ed innovativi strumenti informatici di tipo professionale Dal punto di vista scientifico il centro sviluppa tematiche di ricerca applicata nell ambito della progettazione integrata del collaborative design validation del virtual prototyping exploration della simulazione real time e dei concetti di digital mock up applicati allo sviluppo di nuovi prodotti processi principalmente nei settori della Meccanica Avanzata dell automotive del biomedicale e della produzione ceramica di alta e altissima gamm
364. n the bolt pretension load Fy and the maximum bending stress by means of the definition of a theoretical stress concentration factor K which derives from the presence of the bolts holes and spot facings The XK definition was obtained by performing non linear FEM analyses in order to take into account the contact between the external surface of the shaft and the internal surface of the clamp Referring to Fig 12 five types of clamped joints with 2 tightening bolts with the same slot width 2mm and the same slot location e have been investigated Conversely the clamps have spot facings realised with different depth in order to hide partially or fully the bolt head and also different distances v between the bolts axes As deeply demonstrated in Ref 23 the clamp portion between the bolt axis and the G G rectangular bxh cross section according to Fig 12 is loaded by a bending stress The maximum bending value is achieved in correspondence of the G G section Thus in order to reduce the tensile state and so optimize the clamp the section modulus W shall be increased by reducing the e distance The optimal location of the slot axis is when it matches the pin axis because the section modulus W grows up till its maximum convenient value 23 The contour plots of the FEM analyses are reported in Fig 13 where different stress fields of the original and the optimized clamp can be appreciated 223 ie a i Fal i I is i
365. n the vicinity of the male corner indenting the female side shows that this contact is not exactly classifiable as receding In fact as illustrated in Fig 7 the indentation of the edge of the male shaft possesses a moderately progressive character too It is believed that this progressive aspect is a second order effect and it may be neglected in practical computations The Green function for the male component may be improved by still likening the male shaft to a solid disk but by considering forces not passing through the disk centre Fig 2b equilibrated by a central torque 7 e g 16 Alternatively conformal mapping e g 12 p 371 might be used to determine the Green function for a hexagonal profile Fig 2c 8 CONCLUSIONS A hexagonal joint has been mechanically analysed A cross section of the contact between male and female components has been modelled as a plane strain problem and the contact and detachment zones have been investigated with two approaches a an analytical study formulated in terms of an integral equation b a FE analysis Preliminary results refer to the situation of null initial clearance and coefficient of friction For each side of the hexagonal contact the contact zone is about 30 per cent of the length of the hexagonal side whereas separation occurs along the remaining side length Possible improvements to the analytical approach have been discussed progressive contact Figure 7 the ap
366. n this paper have been implemented into an innovative software Front Suspension Design realised in Visual Basic programming language with the aim of designing and verifying the main components and joints of the front motorbike suspension As a matter of fact the software is useful to design or to verify in a guided way the basic elements and the fundamental couplings of the front motorbike suspension in a very short time and without applying FEM analyses or experimental tests anymore The input windows Figs 17 and 19 have to be filled with the geometrical parameters and with the information about the materials the surface finishing and the production assembly conditions The output windows Figs 18 and 20 show all the project parameters calculated and provided by the program In detail concerning the interference fit couplings the program provides the maximum and the minimum value of the interference the maximum and the minimum value of the axial releasing force the ISO Standard suggested coupling the maximum stress in the coupling and safety coefficients referred to the yield and ultimate points at any time it is possible to perform the calculation by applying the proposed mathematical models or the theoretical formulae 228 Frani sisspertion design Mew design Va pafiomeMWocume nesicalo Accoppiamento _PalaliF nni Suxpensian Desipn ADDF dal Cousing geomety Mister Superficial oughners Arrembl condita Nominal coupling
367. n wires are used to sustain a splint on which the forearm of the patient is fastened 7 16 The exercise can be recorded by using a very simple teaching by showing procedure the therapist moves the patient s arm through a set of via points which are recorded by the machine earning phase after this the control system generates joint interpolated trajectories for the three 293 Figure 7 The NeReBot rehabilitation robot Three wires are used to support the patients upper limb In this trial the right forearm of a wheel chaired patient is fastened onto the splint to perform an abduction adduction exercise motors which control the wires As a result a very smooth and comfortable motion of the upper arm is obtained therapy phase The arm trajectories obtained with the NeReBot have been evaluated by developing a simulation tool addressing the static interaction between the human arm and the robot This tool was conceived on the hypothesis that the patient remains completely passive and the motion is suitably slow so that dynamic effects can be neglected In other words the model accounts for the potential energy due to force of gravity and to cable stiffness only By exten sively using this simulation tool a set of optimal configurations of the adjustable overhead structure has been identified In this way machine set up can be optimized according to the specific rehabilitation exercise 5 7 Patients involved in the clinical tria
368. nanti allo scarico e del consumo specifico di combustibile anche mediante il controllo in tempo reale del processo di combustione Sul banco prova dovranno quindi essere installate strumentazioni necessarie e allV analisi entro camera e al controllo in real time del processo di combustione e alla misura dei gas inquinanti ivi comprese le polveri fini che ad oggi contribuiscono in maniera crescente all inquinamento nelle aree urbane e allo sviluppo di strategie di controllo motore ottimizzate mediante l utilizzo di centraline programmabili e l analisi dei segnali L analisi sperimentale delle emissioni inquinanti consentir anche di validare 1 modelli numerici di previsione a calcolo delle emissioni esistenti nonch laddove necessario di realizzare e calibrare modelli previsionali di nuova concezione potendo fornire una buona base per la comprensione dei fenomeni chimico fisici responsabili della formazione dei principali inquinanti ossidi di azoto idrocarburi incombusti particolato ma anche anidride carbonica Nell ambito di questa attivit e in maniera sinergica alle attivit di cui sopra si propone di sviluppare sensori innovativi operanti ad alta temperatura e velocit di risposta per il monitoraggio delle emissioni nei motori a combustione Queste informazioni ottenute in tempo reale permetteranno il controllo retro azionato e l ottimizzazione dei parametri del processo di combustione e il loro adeguamento Que
369. natural frequency and mode shape Krieger Malabar USA 15 Chakraverty S 2009 Vibration of plates CRC Press New York USA 16 Leissa A W 1969 Vibration of Plates Nasa SP 160 U S Government Printing Office Washington D C USA 36 CONDITION MONITORING BY MEANS OF VIBRATION ANALYSIS TECHNIQUES SOME CASE STUDIES Marco Cavallari Engineering Department in Ferrara EnDIF University of Ferrara Italy E mail marco cavallari unife it Gianluca D Elia Engineering Department in Ferrara EnDIF University of Ferrara Italy E mail gianluca delia unife it Simone Delvecchio Engineering Department in Ferrara EnDIF University of Ferrara Italy E mail simone delvecchio unife it Marco Malago Engineering Department in Ferrara EnDIF University of Ferrara Italy E mail marco malago unife it Emiliano Mucchi Engineering Department in Ferrara EnDIF University of Ferrara Italy E mail emiliano mucchi unife it Giorgio Dalpiaz Engineering Department in Ferrara EnDIF University of Ferrara Italy E mail giorgio dalpiaz unife it Abstract This paper evaluates the effectiveness of some vibration processing techniques for quality control at the end of the assembly line in two industrial cases the detection of contamination faults in polyurethane wheels and tooth fault detection in helical gears These applications illustrate the capability of vibration analysis as condition monitoring tool a
370. ncollaggio La Figura 3 mostra l intera famiglia di giunzioni realizzate nella campagna sperimentale Le prove sperimentali sono state svolte ad una velocit costante della traversa di 5 mm min fino al collasso completo del giunto La macchina di prova usata una MTS MINI Bionix 858 servo idraulica con capacita assiale di 25KN La macchina comandata tramite PC mediante software proprietario di gestione ed acquisizione dati Analisi computazionali Lo scopo dell analisi computazionale di ottenere la curva forza spostamento fino al collasso completo permettendo un confronto diretto con 1 risultati sperimentali Il modello computazionale stato sviluppato in forma tridimensionale sia per la struttura tubolare incollata sia per la struttura integra Gli aderendi sono stati descritti mediante elementi semi strutturali di tipo piastra shell collocati sulle superfici medie rispettivamente delle pareti del tubo e dei piatti di collegamento Lo strato adesivo stato descritto mediante un singolo strato di elementi coesivi solidi La modellazione degli aderendi mediante elementi strutturali determina una discontinuit virtuale tra aderendi ed adesivo Per assicurare la continuit strutturale si impiegano vincoli cinematici interni che rendono uguali 1 gradi di libert corrispondenti delle parti vincolate Sia gli aderendi sia l adesivo sono stati modellati per mezzo di elementi lineari ad integrazione ridotta aventi forma quadrata La
371. ndition monitoring in drilling using vibration signature analysis International Journal of Machine Tools and Manufacture 36 6 pp 687 711 6 Jantunen E 2002 A summary of methods applied to tool condition monitoring in drilling International Journal of Machine Tools and Manufacture 42 pp 997 1010 7 Dalpiaz G Rivola A Rubini R 2000 Effectiveness and sensitivity of vibration techniques for local detection in gears Mechanical System and Signal Processing 14 3 pp 387 412 8 Delvecchio S Dalpiaz G Niculita O Rivola A 2007 Condition monitoring in diesel engines for cold test applications Part I vibration analysis for pass fail decision In Proceedings of the 20th International Congress amp Exhibition on Condition Monitoring and Diagnostic Engineering Management Ana C V Veira et al eds Faro Portugal pp 197 206 9 Delvecchio S D Elia G Dalpiaz G 2008 Comparing Wigner Ville Distribution and Wavelet Transform for the vibration diagnosis of assembly faults in diesel engines In Proceedings of the 21st International Congress amp Exhibition on Condition Monitoring and Diagnostic Engineering Management 2008 Prague Czech Republic pp 125 134 10 Malag M Mucchi E Dalpiaz G 2009 Condition monitoring and diagnosis in heavy duty wheels a first experimental approach In Proceedings of the ASME 2009 International Design Engineering Technical Confe
372. ndosi in prospettiva come ponte urbano di collegamento con le previste espansioni del sistema Citt Universit verso l esterno In tale ottica il Campus verr innanzitutto ampliato attraverso l edificazione di una nuova area detta Area Innovazione destinata ad accogliere il management del Tecnopolo l ufficio ILO Industrial Liaison Office dell Universit di Modena e Reggio Emilia Democenter Sipe S c r l l incubatore di primo livello per imprese innovative MoReCube e presumibilmente anche gli Ordini degli Ingegneri e degli Architetti di Modena La costruzione dell edificio deriva principalmente dalla necessit di creare all interno della citt un punto di accesso unico e facilmente raggiungibile per tutte le attivit di supporto e consulenza che da anni agiscono sul territorio per creare l incontro tra Impresa e Mondo della Ricerca Inoltre il progetto Tecnopolo prevede l allargamento dei laboratori meccanici pesanti destinati alle attivit di ricerca dei Dipartimenti di Ingegneria all interno secondo quanto mostrato in Fig 4 LS I Casello Autostradale MO SUD AIN i STRADA DELL INNOVAZIONE ea VIGNOLA Figura 3 La localizzazione del Tecnopolo sul territorio modenese Dipartimento Fisica Area innovazione Figura 4 Il progetto di ampliamento del campus di Ingegneria di Modena 3 ORGANIZZAZIONE Il sistema organizzativo del Tecnopolo basato sul Centro Interdipartim
373. ne in questo modo tiene fortemente conto delle condizioni che possono favorire il montaggio e ridurne 1 costi In questa ottica non si opera una semplice ottimizzazione delle operazioni di montaggio ma una riconversione mirata di parte degli obiettivi della progettazione che arriva alla modifica del prodotto in relazione alla suddivisione in componenti e alla loro configurazione 1 Impiegando strumenti di controllo del costo delle sequenze di montaggio alternative che rappresentano un ulteriore fattore di variabilit delle varianti progettuali si pu ottimizzare il DFA anche dal punto di vista economico A tale scopo si possono costruire grafi delle sequenze e con matrici di costo standard delle singole operazioni si possono ricavare i costi presunti Inoltre occorre ricordare che a qualsiasi livello della progressione del montaggio e dello smontaggio deve essere garantita la stabilit la resistenza strutturale e la sicurezza del manufatto e dei suoi sottogruppi e 82 componenti Simmetricamente si evidenzia la necessit della predisposizione di adeguate soluzioni tecniche per facilitare lo smontaggio del prodotto allo scopo di rendere pi agevole la manutenzione o il trasporto spostamento la dismissione del prodotto e il riciclaggio dei componenti In questo caso le tecniche di ottimizzazione si richiamano ad una progettazione per lo smontaggio Design for Disassembly DFD o DXD In generale queste tecniche impiegano gli st
374. ne Series 6 44 263 pp 1014 1019 10 Bowen L W and Bhateja C P 1980 The hollow roller bearing J Lubrication Technology ASME 102 pp 222 228 11 Ciavarella M Baldini A Barber J R and Strozzi A 2006 Reduced dependence on loading parameters in almost conforming contacts Int J Mech Sciences 48 9 pp 917 925 12 Muskhelishvili N I 1977 Some Basic Problems of the Mathematical Theory of Elasticity Springer 13 Michell J H 1900 Elementary distributions of plane stress Proc London Math Soc 32 pp 35 61 14 Loo T T 1958 Effect of curvature on the Hertz theory for two circular cylinders in contact J Appl Mech 25 pp 122 124 15 Loo T T 1958 Effect of curvature on the Hertz theory for two circular cylinders in contact Discussion J Appl Mech 25 pp 638 639 16 Ng C W 1964 Green s function of radial displacement in a circular disc due to unit normal and tangential loads Wear 7 4 pp 344 353 17 Gladwell G M L 1976 On some unbounded contact problems in plane elasticity theory J Appl Mech 43 2 pp 263 267 18 Teodorescu P P 1961 Probleme Plane in Teoria Elasticitatii Editura Academiei Republicii Socialiste Romania 19 Dragoni E Strozzi A 1989 Theoretical analysis of an unpressurized elastomeric O ring seal inserted into a rectangular groove Wear 130 11 pp 41 51 20 Barber J R
375. ng by means of vibration analysis techniques some case studies A Maggiore U Meneghetti Riduzione delle vibrazioni nei meccanismi con camme mediante correzione della velocit angolare A O Andrisano M Pellicciari F Leali A Vergnano F Pini F Gherardini M Faretra Metodi di visione artificiale in sistemi robotizzati per il settore automotive G Medri Progettazione di prodotti easy assembling S Ricci M Troncossi A Rivola Development of flexible multibody model of a motorcycle engine cranktrain B Reggiani L Donati J Zhou L Tomesani Preliminary investigation on creep fatigue regime in extrusion dies G Olmi A Freddi Fatica oligociclica su cappe e rotori di turboalternatori G Nicoletto T Marin Fatigue assessment of complex welded structure using finite element analysis and ASME Div 2 master curve A Strozzi E Radi A Baldini M Giacopini E Campioni Preliminary plane mechanical modeling of hexagonal contact 19 37 51 65 SI 89 101 117 143 155 P Toni B Allotta L Pugi M Malvezzi Simulation of wheel rail degraded adhesion with 1 5 bogie scaled roller rig D Castagnetti A Spaggiari E Dragoni Verifica sperimentale di modelli efficienti agli elementi finiti per la previsione del collasso statico di strutture incollate complesse D Croccolo M De Agostinis N Vincenzi Recent improvements and design formulae applied to front motorbike suspensions E Dragon
376. nge una posizione di equilibrio instabile quando la manovella perpendicolare alla direzione del moto dello spingitore cio quando V2 3 E noto che i meccanismi con questo comportamento sono caratterizzati da curve FL a pendenza negativa cio rigidezza negativa 7 8 11 Come precedentemente discusso in 7 8 queste tipologie di meccan ismi possono essere realizzate in modo da appiattire la curva FL del film di ED Dunque la metodologia di design composta da due step 1 I valori di K e K sono scelti in modo che e La forza Fg F Fo sia quasi costante nell intervallo di corsa desiderato e Nella posizione iniziale dell attuatore l la forza F13 1 F1 1 Fo l e la forza del film ED nello stato OFF F l 0 abbiano lo stesso modulo Essenzialmente una SDS precompressa avente K 0 e K2 0 utilizzata per modificare la spinta utile dell attuatore senza alterarne la rigidezza 2 Il valore di K3 scelto in modo da appiattire F Vmax lungo l intervallo di corsa desiderato Si noti che in generale tanto pi ampio l intervallo di corsa tanto maggiore sar la deviazione della spinta utile dal valore costante desiderato Le dimensioni caratteristiche della SDS finale sono ricavate mediante una procedura di ot timizzazione ampiamente descritta in 17 18 e basata sul modello analitico qui presentato I valori ottimali delle dimensioni caratteristiche della SDS sono riportati in Tab 2 In Fig 9 vengono tracciati il
377. ngs of the IEEE pp 1717 1726 2 Timmermans A A Seelen H A M Willmann R D and Kingma H 2009 Technology assisted training of arm hand skills in stroke concepts on reacquisition of motor control and therapist guidelines for rehabilitation technology design Journal of NeuroEngineering and Re habilitation 6 1 Mehrholz J Platz T Kugler J and Pohl M 2008 Electromechanical and robot assisted arm training for improving arm function and activities of daily living after stroke Cochrane Database of Systematic Reviews 4 Rosati G Gallina P Rossi A and Masiero S 2006 Wire based robots for upper limb rehabilitation International Journal of Assistive Robotics and Mechatronics 7 2 pp 3 10 Rosati G Andreolli M Biondi A and Gallina P 2007 Performance of cable suspended robots for upper limb rehabilitation In Proceedings of the IEEE 10th International Conference on Rehabilitation Robotics ICORR2007 pp 385 392 Masiero S Celia A Rosati G and Armani M 2007 Robotic assisted rehabilitation of the upper limb after acute stroke Archives of Physical Medicine and Rehabilitation 88 2 pp 142 149 3 4 5 6 297 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 Rosati G Gallina P and Masiero S 2007 Design
378. nite martensite stato OFF o disattivato e sopra la temperatura A di fine trasfor mazione martensite austenite stato ON o attivato In queste due condizioni all interno del materiale a memoria di forma sar presente una sola fase cristallina e quindi le caratteristiche meccaniche saranno quelle proprie della fase Per la progettazione e l utilizzo dei materiali a memoria di forma indispensabile conoscere il diagramma o e di ogni fase cristallina In Fig 3a si riporta il risultato della prova di trazione di un filo SMA da 78um di diametro in campo martensitico linea blu e in campo austenitico linea rossa Le prove sono state eseguite con un dinamometro elettromeccanico Galdabini SUN 500 alla velocit di trazione di Imm min A caldo in stato austenitico il materiale presenta un comportamento lineare caratterizzato da un modulo elastico che definiamo Ea A freddo stato martensitico il materiale ha invece un diagramma o e non lineare Fig 3b Il 267 comportamento pu essere ottimamente interpolato tramite una legge bilineare introducendo un primo tratto avente modulo elastico Ema e un secondo tratto in cui la pendenza pari a Emb Conseguentemente anche gli elementi SMA utilizzati negli attuatori molle o fili avranno un comportamento bilineare quando non attivati Poich il primo tratto elastico molto limitato 0 2 lt eg lt 0 5 e vista la complicazione analitica di una legge di questo tipo co
379. nitial play this contact problem becomes progressive since an increase in the transmitted torque produces an augment in the extent of the contacting zones Consequently in the presence of an initial play this problem becomes nonlinear and nonlinearity generally precludes the possibility of normalising the stresses with respect to the applied loading Finally the polygonal contact is assumed as frictionless Since in practical applications the coefficient of friction rarely exceeds say 0 2 a null coefficient of friction may be assumed as a plausible reference situation In section 6 a limited assessment of the frictional effects 1s carried out 4 THE ANALYTICAL MODELLING This section comprises four parts dedicated respectively to the Green function to the description of the gap between the two mating surfaces to the formulation of this problem in terms of integral equation and to the series solution The Green function The Green function adopted in this study to mimic a hexagonal cross section refers to a solid disk loaded by two antipodal equilibrated point forces In 12 p 324 the displacements for a circular solid disk subjected to two equilibrated concentrated forces acting along a chord are evaluated for a general disk point although the coordinates adopted are complicated In 13 the stress field in a solid disk 1s examined In 14 15 the disk displacements are derived from 12 and the same complicated coordinate system
380. nnected in parallel and fed by a common power drive system for example in the case of induction machines In particular a single drive can be used to control two or four parallel connected motor according different engineering choices Also pneumatic braking effort is applied on the axles For the control of the braking units by the WSP Wheel Slide Protection system many different layouts can be implemented for example pneumatic effort can be regulated independently on a single axle or on a single bogie The scaled test rig has been designed to simulate the behavior of different railway vehi Pew ve TA i br i ra mi Wa i i i P a mo Le pai i a el m 1h T A l h h F a ani peri o E he dk I Preumatic Broking __ A tint Figure 17 an example of locomotive bogie Italian E 402B 187 Pneumatic Traction WSP control control Model Nee torque ref Model of Parallel Connected induction Preumatictorque ret 7 Pneumatic torque re Measurements of wheel speed a b Figure 18 a Traction motors applied on the scaled test rig b Simulation layout cles with a particular attention to degraded adhesion conditions during traction and or braking phases So the scaled traction braking system has to be designed in order to accurately repro duce many different layouts corresponding to different vehicles and conditions The proposed solution is shown in Fig 18
381. nsile necessario che siano rispettate le dimensioni reali dell elemento ovvero che non siano applicate deformazioni causate dall elaborazione quali ad esempio rimozioni prospettiche o omografie Definizione della terna di riferimento Per consentire la sincronizzazione tra le informazioni ottenute dal sistema di visione e il sistema robotizzato ad esse associato l immagine viene riferita ad una terna di coordinate cartesiane che costituiscono un sistema di riferimento coerente con quello del robot La posizione della terna nello spazio immagine dipende dalle effettive caratteristiche geometriche della parte e richiede l intervento dell operatore A seguito di tale imposizione possibile generare una relazione biunivoca tra le coordinate di ciascun punto dell immagine in pixel e le dimensioni della parte data dal processo di calibrazione della telecamera A causa dell impiego di fotocamere tradizionali e dell esigenza di elevata precisione sulla ricostruzione dei profili il presente metodo propone la generazione di percorsi esclusivamente giacenti su superfici planari evidente tuttavia che il metodo pu essere applicabile anche nel caso in cui le feature possano essere descritte attraverso l unione di pi piani o nel caso in cui paini diversi siano tra loro paralleli o inclinati di un angolo costante Il riferimento cartesiano Z pu quindi 69 essere impostato dall operatore e rimane fisso per tutti 1 punti dell
382. nt Venant theoretical stress om Eq 20 by the ad hoc stress concentration factor K w value in order to obtain the design formulae reported in Eq 27 where n 1 or 2 stands for the number of bolts and i 6 or 8 for the bolt diameter n Fy a 6 T 27 Omar WR w_nBoi Mi Oh Kew abo m Finally according to 23 24 the mean coupling pressure pr can be computed by applying Eq 28 based on the cantilever scheme proposed in Fig 14 The first support B is located on the pin apex while the second support 4 is located behind the coupling region where Finite Elements Analyses reveal the stress is equal to zero The support A position can be evaluated considering that the distance between the two supports is always within the range 0 9 D 1 1 D Fy d 1 Fy l Fg h gt F 28 Fg _ FD PF 226 Figure 14 Cantilever scheme to evaluate the mean coupling pressure pr The same methodology was also applied to investigate the clamped joint between forks and the leg outer tube Figs 1 and 15 Six different groups of fork clamps were studied three with one bolt and three with two bolts The chosen dimensionless parameters are in this case j Eq 22 js 77 and js Eq 29 Six groups were therefore created and analyzed every one with three different levels of each parameter to obtain also for these geometries an appropriate stress concentration factor expression Eq 30 a aaa 29 c TOE a
383. ntale dei disassamenti in termini di spostamento nN a e rotazione b e del contributo flessionale c Vista la buona ripetibilit e regolarit dei risultati scostamenti fra le letture degli estensimetri a parit di carico mediamente dell ordine di 5 10 We e visto che nelle prove a fatica oligociclica le punte di carico hanno anche superato i 25 KN 1 risultati sono stati estrapolati fino ad un valore della forza assiale di 40 KN Si osserva come 1 termini di disassamento siano molto bassi e con modeste variazioni al variare del carico dell ordine di 1 2 centesimi di mm per quanto riguarda lo spostamento relativo e minore del decimo di grado per quanto attiene alla rotazione Venendo all indicatore pi efficace dell entit dei contributi flessionali il rapporto esso tende a decrescere all aumentare del carico sia di trazione che di compressione fino a valori dell ordine del 5 7 Nel caso del carico a trazione tale rapporto si stabilizza gi ad un valore della forza intorno ai 15 kN in compressione invece il valore inizialmente pi grande verosimilmente per effetto di deflessioni da carico di punta di tende a diminuire al crescere del carico il termine al denominatore cresce pi velocemente rispetto al modesto incremento del termine al numeratore r Tali risultati appaiono qualitativamente e quantitativamente confrontabili con altri riportati in simili sperimentazioni 31 34 130 5
384. nte che adottando un approccio alla generazione del percorso utensile di tipo tradizionale basato sull autoapprendimento dei punti e privo di qualsiasi possibilit di adattamento automatico alla variazione dimensionale e geometrica degli elementi si ottengono risultati accettabili solo attraverso lunghi tempi di elaborazione e conseguentemente a costi molto elevati senza tra l altro poter garantire una qualit della produzione costante A questo si aggiungono lunghi periodi di fermo macchina necessari per la modifica di ogni percorso utensile che comportano un abbassamento rilevante dell efficienza produttiva Dall analisi della letteratura tecnica e scientifica emergono tuttavia numerose proposte a parziale soluzione di tale problema Alcuni autori ad esempio propongono di generare percorsi utensile robot attraverso simulazioni virtuali in ambiente CAD 3D 12 14 mentre altri preferiscono acquisire forme e feature sfruttando tecniche di visione artificiale per riallineare percorsi gi esistenti 14 altri ancora utilizzano digitalizzatori manuali per generare offline 1 percorsi utensile a partire da pezzi gi lavorati Tali strategie garantiscono buoni risultati soprattutto quando possono essere adottate e integrate con tecnologie e sistemi di compensazione adattativa ma richiedono delicate e onerose operazioni di messa a punto necessarie per allineare il modello matematico del sistema con la struttura reale 13 14 Il pres
385. ntrollo cosi come la realizzazione dei sensori sono reperibili in 11 I sensori di po sizione utilizzati sono delle coppie Led Fotodiodo integrate nelle falangi Fig 4 I sensori di forza utilizzati sono celle di carico estensimetriche appositamente progettate e fabbricate per l applicazione in esame L elettronica per il condizionamento dei segnali in fase di real izzazione posta sul dorso del dito Fig 1b 3 PROGETTAZIONE DEL RIVESTIMENTO SOFFICE LaUBH v caratterizzata dall utilizzo di un rivestimento soffice per falangi dorso e palmo In questa sede ci si concentra sul rivestimento soffice delle falangi Per introdurre gli obiettivi e le motivazioni del lavoro descritto in questa sezione utile esaminare 1 risultati della ricerca ormai consolidati in letteratura relativi da un lato al com portamento di un dito umano sottoposto a deformazione statica dall altro al comportamento 345 Grafico B Grafico A Carico Normale N rod rp III NANSNNNN DOA OW gt O 3 3 gt t 2 0 4 6 Spostamento mm 1 0 1 5 Spostamento mm Figure 5 Curva carico spostamento della prova a compressione dito umano grafico A provini con rivestimento in gomma siliconica di diverso spessore e durezza grafico B equivalente di polpastrelli fingertips robotici realizzati con strati di materiale omogeneo de positato su anime rigide che imitano la struttura interna del dito
386. nts A Bi Cj Dj Ak Ck 2 1 2 5 7 6 7 9 and k 10 and C is the same as in Fig 6 This one DoF mechanism will be considered as the equivalent mechanism of the TFC complex for the passive motion The mechanism M3 is believed to provide good results both to simulate the TFC complex passive motion and to fit the anatomical structures However some limits can be underlined The assumption to consider an isometric fiber for every ligament is not yet justified by ex perimental data except for CaFiL and TiCaL On the other hand representing the ligaments as rigid rods led to good results in previous studies and makes the mechanism less complex If the presented model M3 will fit well the experimental data of the TFC passive motion it will be necessary to prove experimentally the real existence of isometric fibers in the selected ligaments Moreover in the M3 mechanism there is a single DoF between tibia and talus calcaneus it means that the two higher pairs between talus and tibia and the three rigid rods representing the three ligaments TiCaL TaTiL ant and TaTiL post constrain the relative mo tion between tibia and talus calcaneus to one DoF motion Therefore the fibula results to be driven only by this motion 335 Fibula N Tibia segment segment AA co lt e cl W Ay S ca y z x D w Talocalcaneal segment Figure 7 The equivalent M3 mechanism for the TFC complex 5 CONCLUSION A preliminary study for
387. nveniente approssimare la caratteristica forza corsa degli elementi con una relazione del tipo lineare con forza residua Fom a deformazione nulla come visibile in Fig 4 in linea continua blu Il valore della forza a deformazione nulla vale Fom E Koata 1 La forza prodotta dal generico elemento a memoria di forma nello stato attivato auste nite al variare della posizione dell attuatore vale Fsma ON kat 2 mentre allo stato disattivato martensite modellando il materiale con l approssimazione bi lineare la forza erogata risulta essere kias se kmat Rma kro eae Se lt xg 3 PSMA OFF l ss g Se si considera invece la martensite come un materiale perfettamente elastico con forza residua a deformazione nulla Fom la Eqn 3 si riduce a Fsmaorr lom kmb amp 4 Per mantenere generalit sull elemento a memoria di forma conveniente introdurre nella trattazione 1 seguenti coefficienti adimensionali Ea Ra 5 A E rid Bia Emb kb m gt e 6 i Lene Kina E aci 7 Il parametro s il rapporto tra la rigidezza a caldo e quella del tratto elastico a freddo mentre Sm il rapporto fra le due rigidezze a freddo della lega Entrambi sono parametri 268 caratteristici del materiale a memoria di forma Il valore s invece il rapporto fra la defles sione a cui si registra il cambiamento di rigidezza in stato martensitico x e la deflessione massima a
388. nza buona tecnologia e trasferirle efficacemente con specifico riferimento alla Meccanica Avanzata e in particolare attraverso un focus sui ricoprimenti duri ed ultraduri sulla nano tribologia sui trattamenti termici sui sistemi di deposizione misti Infine il laboratorio ha come obiettivo l acquisizione di strumentazione e di personale che consenta di affrontare tematiche innovative ad un livello di eccellenza nazionale ed internazionale Nel contesto del Tecnopolo di Modena gli obiettivi di ricerca riguardano tre temi principali UOR 2 1 Propriet meccaniche dei materiali e fenomeni di attrito ed usura alla multiscala Gli obiettivi sono la comprensione dei regimi di attrito e adesione nei contatti a singola e multi asperit la definizione di modelli predittivi per lo studio delle propriet macroscopiche l analisi degli effetti di scala sulle propriet meccaniche dei materiali il miglioramento della risposta tribologica di superfici attraverso texturing e funzionalizzazione Le attivit di ricerca riguarderanno in primo luogo l implementazione e la specializzazione di codici numerici per contatti a multi asperit ovvero l analisi del comportamento dell attrito in funzione della variazione sistematica dei parametri del modello e la manipolazione AFM controllata di nano oggetti su differenti tipi di substrati in relazione allo studio della meccanica del contatto e della propriet di attrito in funzione di parametri s
389. o 10 per questa tipologia di intagli Con la sola ovvia eccezione rappresentata dall intaglio singolo t P 0 la Figura lla mostra una notevole discordanza tra le previsioni di Neuber ed 1 valori numerici In linea con quanto osservato nell Introduzione il procedimento di Neuber sovrastima sempre la sollecitazione con errori che superano il 100 Un attento esame del diagramma mostra per che per ogni fissato valore di P le previsioni di Neuber ed 1 risultati numerici stanno tra loro all incirca nello stesso rapporto indipendentemente dal valore di p t Ci suggerisce di conservare anche in questo caso il valore concettuale del metodo correggendone l aspetto quantitativo attraverso la ridefinizione del coefficiente di profondit Con una procedura di ottimizzazione simile a quella descritta nelle sezione precedente s1 trova che la seguente espressione del coefficiente correttivo della profondit y P 3xt Teh 3at P 10 Ky rase 6 u aa Neuber Eq 1 aaa Risultati num 6 i Figura 11 Confronto tra risultati numerici 6 e previsioni teoriche per la concentrazione di tensioni nel semipiano con intagli a U in trazione Coefficiente yda Eq 1 caso a e da Eq 10 caso b 243 porta alla incoraggiante correlazione di Fig 11b contraddistinta da errori relativi mai superiori al 5 Precisioni analoghe si ottengono con la medesima formulazione di 7 anche per tutti gli altri casi esaminati
390. o for quality control purposes we can link this achievement to the analysis of statistical parameters of the TSA signal 1 e RMS and Kurtosis 47 As a matter of fact these parameters are of simple interpretation and they are linked to different physical properties of the analyzed signal In particular RMS takes into account the energy conveyed by signals and so it can be considered as a useful tool in order to detect an increase of the mean signal amplitude distributed faults On the other hand Kurtosis is exceedingly sensitive to local signal alteration localized faults Table 3 summarises the RMS and the Kurtosis values for both pinion and wheel TSA of the three different tests It is well known that these statistical parameters evaluated on the TSA signal have to be compared on the basis of the same mechanical component i e pinion or wheel As a matter of fact TSA in practice extracts from the signal the genuine portion containing only the components which are synchronous with the revolution of the specific gear in question Therefore the statistical parameters evaluated on the pinion TSA signal and on the wheel TSA signal differ because they are evaluated on the basis of different signal components As reported in Tab 3 there is an increase of the RMS value of the pinion TSA for Test 2 with respect to Test 1 i e 0 35 g vs 0 21 g whilst the RMS of the wheel TSA does not show remarkable changes Such an increase highlights the
391. o assume la funzione di favorire lo scambio di informazioni ed iniziative scientifiche e formative atte a promuovere collaborazioni interdisciplinari sia a livello regionale sia a livello nazionale ed internazionale con particolare riguardo all Unione Europea Dal punto di vista industriale il Centro si propone come referente di ricerca nei confronti delle Imprese del territorio che necessitano di consulenza servizi e collaborazioni per lo sviluppo di nuovi prodotti e processi e per il miglioramento di prodotti e processi esistenti Per la gestione delle attivit 11 Centro pu inizialmente contare sul finanziamento legato al Programma Operativo Regionale del Fondo Europeo di Sviluppo Regionale 2007 2013 approvato con Decisione C 2007 3875 del 7 agosto 2007 dalla Commissione Europea 6 Lo stesso fondo garantisce il cofinanziamento delle attivit infrastrutturali ed edilizie dell acquisto di nuove attrezzature di ricerca e del reclutamento di personale ricercatore proposte in 1 e negoziate con la Regione Emilia Romagna Successivamente invece il Centro dovr recuperare finanziamenti in modo autonomo attraverso la partecipazione a progetti finanziati con Enti pubblici o privati regionali nazionali o internazionali e soprattutto attraverso l esecuzione di attivit di ricerca applicata e o di consulenza concordate con le Imprese Affinch esista una effettiva ed efficace ricaduta sul territorio il Tecnopolo prevede all int
392. o della camma al fine di ridurre le vibrazioni indotte sul sistema quello che si basa sul cosiddetto input shaping 5 un metodo di controllo ad anello aperto fondato sulla creazione di una sequenza di impulsi che non eccita le vibrazioni del sistema Si consideri un sistema ideale lineare e a parametri costanti di cui sia nota la funzione di risposta all impulso unitario A e la corrispondente funzione di risposta in frequenza H f Indicate con i t e x t la sequenza di impulsi e la risposta del sistema e con If e Xf le rispettive trasformate di Fourier si ha X f If H 0 1 Se y t l eccitazione applicata al sistema nel nostro caso la legge di moto della camma ed Y f la sua trasformata di Fourier la risposta del sistema data da 53 X P V PAY 2 Moltiplicando la trasformata della legge di moto per f per l Eq 1 si ottiene X P VPIO A Y 9 3 Per il Teorema della Convoluzione se l eccitazione la convoluzione di y t i t Yeow 1 V t BIE 4 la Trasformata di Fourier dell eccitazione stessa il prodotto 7 Y f delle due trasformate In questo modo per Eq 3 la risposta vibratoria nulla Consideriamo un sistema camma cedente di tipo elementare come quello rappresentato nella Fig 1 La risposta del sistema ad un impulso di ampiezza A x t MO S e sina t 5 dove k k m la pulsazione propria de
393. o sviluppo del Parco Tecnologico ex Sipe e della Strada dell Innovazione Tale progetto coinvolge 1 comuni di Vignola Spilamberto e Savignano sul Panaro e prevede la realizzazione di nuove strutture da destinarsi all accoglienza degli spin off di secondo livello del Tecnopolo favorendo la crescita di attivit imprenditoriali innovative e ad alto contenuto tecnologico Il secondo nodo esterno prevede la ristrutturazione della storica area urbana sede delle Ex Fonderie con la conseguente riqualificazione di parte della fascia ferroviaria della citt di Modena Rispondendo ad un esplicito bisogno espresso dal territorio modenese tale area destinata ad accogliere 1l centro D A S T Design Arte Scienza Tecnica struttura dedicata ad attivit di ricerca scientifica e formazione sui temi del design industriale e della Realt Virtuale A questi si aggiungono un progetto destinato alla ricerca industriale ed al trasferimento tecnologico per la filiera ceramica sul territorio di Sassuolo e appositi sportelli di supporto al trasferimento tecnologico e di interfaccia con il sistema della ricerca industriale per il biomedicale di Mirandola e il sistema moda di Carpi come mostrato in Fig 3 Il principale intervento strutturale legato alla costituzione del Tecnopolo modenese riguarda l ampliamento del Campus di Ingegneria Il complesso infatti costituisce una sorta di elemento conclusivo del polo universitario gi collegato al Policlinico pone
394. o that the maximum deviation of the normal pressure from the radial direction is 30 Consequently for the purpose of the present paper that 1s to show the feasibility of the modelling of the title problem in terms of an integral equation it seem acceptable to adopt as Green function of the male component the elastic response of a solid circular disk loaded by six angularly equidistant antipodal radial point forces Fig 2a The comparisons presented in section 6 between analytical and FE forecasts clarify the applicability limits of this approximation and suggest possible improvements to this approach To limit undesired stress concentrations the corners of the male cross section are rounded in real components In this preliminary study sharp corners are considered since this assumption simplifies the compatibility condition between the two mating surfaces It is appreciated that the effects of rounded edges may be accounted for in the analytical solution of contact problems e g 8 but at the cost of a substantial increase in the mathematical complexity In real applications the polygonal shaft is often hollow The Green function favoured in this study refers to a solid disk since for hollow disks a closed form solution of the influence function is not available e g 9 Consequently it is not possible to mimic hollow cross sections with closed form Green functions However studies carried out in the field of rollers for roller
395. ocedura a quanto precedentemente decritto si quindi ricavata la curva di fatica secondo Manson Coffin Fig 16 c Anche in questo caso essa descritta su un campo di cicli piuttosto ampio e coerente con la sollecitazione a fatica oligociclica Operando le regressioni lineari su scala logaritmica dei termini elastico e plastico Fig 16 a b si sono quindi determinati i parametri del comportamento a fatica coefficiente di resistenza a fatica 6 1321 MPa coefficiente di duttilit a fatica 0 20 ed esponenti di fatica b 0 063 c 0 47 Eq 7 1321 Ae Ag Ae O 2 Dea Ph LN e N N y S 0 20 02N 7 7 2 2 E 189 000 1 E 01 1 E 02 3 Ata OS gf a AEn lg ow 0 20 02N 3 1 E400 gt a 189 000 ue 5 n 5 1 E 00 ge gt g VEO gt 10 1 E 01 N J N 2 1 E 02 TET TER TET ETE I I fol 1 E 02 mM TTT TT TTT 1 E 00 1 E 01 1 E 02 1 E 03 1 E 04 1 E 05 1 E 06 1 E 00 1 E 01 1 E 02 1 E 03 1 E 04 1 E 05 1 E 06 a Semi Cicli 2N b Semi Cicli 2N 1 E 02 3 Ae AE AE oO 2 sm Me _ 2N E ANY P Eo 2_ 2 2 E o 1 E 0 1321 E N 2N 0 20 2N e 189 000 1 E 00 O e 4E0i N a Q 1 E 02 1 E 00 1 E 01 1 E 02 1 E 03 1 E 04 1 E 05 1 E 06 C Semi Cicli 2N Figura 16 Curva di fatica 18Mn18Cr e relative regressioni lineari 137 Confronto e discussione Dal punto di vista della resistenza statica le propriet meccaniche del m
396. ods represent six ligament isometric fibers that constrain the three rigid bodies representing the fibula tibia and talus calcaneus bones points A and B 1 1 2 3 represent the isertion points respectively on the tibia and talus calcaneus segments of TiCaL ligament anterior tibiotalar ligament TaTiL ant and posterior tibiotalar ligament TaTiL post points C and D 1 6 7 8 represent the isertion points respectively on the fibula and talus calcaneus seg ments of CaFiL ligaments anterior talofibular ligament TaFiL ant and posterior talofibular ligament TaFiL post Based on a careful inspection of the proximal part of tibia and fibula the contact point between the two bones is modeled by a plane on sphere higher pair instead of the sphere on sphere higher pair point C represents the center of the mating spherical surface fixed to the tibia proximal end and in contact with the plane surface fixed to the fibula proximal end The remaining rigid rod essential to develop a one DoF mechanism is used to represent one fiber between fibula and tibia points Ao and Cio represent the isertion points respectively on the tibia and fibula segments of a fiber of the interosseus membrane 334 Tibia segment Fibula segment Talocalcaneal segment Figure 6 The M3 mechanism for the TFC complex The equivalent mechanism M3 shown in Fig 6 can be more synthetically represented by the mechanism shown in Fig 7 Here the meaning of the poi
397. of 12 is adopted In 16 the radial deflection of the disk boundary is expressed in terms of polar coordinates for various loadings including central point forces and couples but the reference point s for the displacements are not clearly stated In 17 see also 7 p 388 the disk edge deflections are presented in open form for two colinear equilibrated edge point forces acting along a disk chord The problem of two aligned loads acting along a disk chord is also treated in 18 p 296 Finally in 19 the disk deflections are employed to mimic an elastomeric O ring seal Since some inconsistencies were noted among the available formulae it was decided to compute again the radial displacements in a disk of radius R in plane strain and loaded by two antipodal radial point forces F per unit thickness with the aid of the Michell series approach e g 20 and to verify the analytical expression with Finite Elements The boundary radial displacement u is measured with respect to the disk centre and the origin of the angular coordinate 0 coincides with the point of application of one of the point forces The radial deflection u is positive if oriented as the force F FR 1 0 an S 4 1 20 7 sin O 2 1 E o 1 Ex 2 2 159 r 2 1 v cos In The boundary radial deflection exhibits the classical og singularity under the applied load Since a hexagonal profile is considered in this paper this profile may be interpret
398. of non magnetic rings on generator rotors In Proceedings of the Third P900 Coloquium VSG Essen Works Essen Germania pp 103 109 19 G Klempner I Kerszenbaum 2004 Operation and maintenance of large turbo generators IEEE Press New York 141 20 D Bokelman K Forch K D Haverkamp 1991 Forging Technique for the Manufacture of a Heavy Flywheel with 108 t Forging Weight In Proceedings of the 11th International Forgemasters Meeting Terni Spoleto Italia 21 M C Sun Y H Sun R K Wang 2004 SOMn18Cr4WN retaining ring macroresidual stress relieving by pulsating oil pressure Materials Letters 58 pp 1340 1343 22 ASTM E606 04 2004 Standard Practice for Strain Controlled Fatigue Testing 23 A Freddi S Curioni G Caligiana 1989 La vita a fatica torsionale negli alberi dei turbo gruppi Report interno Dip DIEM Universit degli Studi di Bologna Italia 24 G Olmi A Freddi 2008 Low Cycle Fatigue on Coil Retaining Rings and Turbogenerator Rotors a preliminary analysis In Proceedings of the 25th Danubia Adria Symposium Cesk Bud jovice Cesky Krumlov Rep Ceca Vol 1 of Danubia Adria 25th Symposium on Advances in Experimental Mechanics Czech Technical University in Prague pp 199 200 25 G Glinka 1985 Energy density approach to calculation of inelastic strain stress near notches and cracks Engineering Fracture Mechanics 22 3 pp 485 508 26 M N K
399. of the role and the features of the anatomical structures of the joint with a sufficient accuracy 3 INTERMEDIATE MODELS By a careful inspection a strict correspondence between articulation anatomical structures and mechanism elements can be recognized and then usefully used to devise the equivalent mechanism for modeling the TFC complex passive motion more satisfactory More precisely the following correspondences can be assumed 1 bones with rigid bodies 2 ligament isometric fibers with rigid rods 3 ligament attachments with spherical pairs or universal joints for considering also the ligament twisting around their own axes 4 bone contact points with higher pairs which have 5 DoFs For instance higher pairs with sphere on sphere contact are equivalent to two rigid bodies linked by a rigid rod connected to the two bodies by spherical pairs in fact during the relative motion of two conjugate spherical surfaces the two surfaces keep the contanct at a single point and the distance between the centres of the two spheres does not change If all points of contact between the bones are modeled as sphere on sphere pairs they all can be represented with rigid rods linked to bones by spherical pairs the same as for the ligament isometric fibers It is easy to show that a mechanism with three rigid bodies interconnected by binary links through spherical pairs needs 11 rigid rods connecting the three segments in order to have one DoF Th
400. oft alloys 490 C and 540 C that is the typical temperature range for processing medium high strength aluminium alloys and 580 C very near to the second tempering temperature that usually represent the maximum temperature achievable on the surface of an extruded profile Figure 3 Average Von Mises stress MPa in one of the two analyzed dies 104 itai 1200 GUN e00 600 00 200 eye sep fel fe sol Pays refs os or oe RE CES OSSONA 9 an 12 e ae em ATER CES HSE TIE Figure 4 Average Von Mises stress comparison between the two dies A number of specifications requirements were taken into account in order to define the final specimen design A double fixed end beam loaded in the middle was used as the basic scheme to reproduce the loading conditions acting on the mandrel as well as the same stress distribution as shown in Fig 5 FE analysis of the tool specimen contact and specimen deformation was performed to optimize the specimen geometry and dimensions and to select the load intensities in order to achieve specific average values of stress on the specimen legs 400 600 and 800 MPa Additional requirements were due to the thermo mechanical simulator Gleeble In particular the peak force load in compression had not to exceed 80 KN and the force measurement accuracy was 1 of full scale 0 8 KN Moreover the specimen had to be workable by means of the same working scheme of industrial dies in o
401. ogie capaci di soddisfare le crescenti e mutevoli esigenze degli utenti gli investimenti e 1 tempi richiesti per la loro acquisizione e piena adozione In altri termini lo sviluppo del software richiede forti competenze teorico pratiche in settori quali la definizione di algoritmi l ingegneria del software e la teoria di programmazione l architettura dei sistemi di calcolo la gestione delle risorse e l interfacciamento con sistemi pre esistenti Necessita poi di ampie conoscenze ingegneristiche spesso traversali e relative a campi applicativi sempre diversi per poter comprendere le specifiche di progetto ed adattare l applicazione informatica alle esigenze dell utenza e dell ambiente di utilizzazione Le attivit del Laboratorio SOFTECH saranno organizzate sin dall inizio secondo tre linee complementari d azione orientate allo studio e sviluppo di piattaforme tecnologiche orizzontali alla realizzazione di progetti verticali relativi ad applicazioni e servizio software alla realizzazione di dimostratori per la diffusione ed il trasferimento tecnologico Entrando nel dettaglio delle attivit di ricerca verranno innanzitutto indagate applicazioni informatiche di Visione Artificiale Il progetto si occupa di un attivit di ricerca orientata a nuovi algoritmi tecniche e modelli computazionali per la realizzazione di librerie software innovative di Computer Vision e Machine Vision Esse saranno principalmente rivolte ad applicazioni
402. olto ripetibili ma intrinsecamente poco precisi rispetto ai tradizionali centri CNC richiedono la definizione di percorsi utensile composti da migliaia di punti e da articolati programmi robot all interno dei quali 1 parametri cinematici dinamici e di lavoro vengono continuamente modificati L impiego di sistemi di guida robot a elevate prestazioni assume dunque un importanza strategica nel processo di generazione del percorso utensile specialmente all interno di settori industriali nei quali ancora largamente diffusa la pratica di generare manualmente in autoapprendimento le Istruzioni di movimento dei robot e nei quali l impiego di sistemi di programmazione offline CAD CAF stenta ancora a trovare vasta applicazione Di conseguenza la fase di programmazione robot e il tempo a essa dedicato rappresenta un aspetto che incide profondamente sulla reale flessibilit e produttivit dei sistemi robotizzati Parole chiave sistemi di visione artificiale elaborazione d immagine robotic manufacturing generazione automatica di codice robot 1 INTRODUZIONE L impiego di robot antropomorfi in sistemi industriali di produzione una pratica ormai diffusa da molti anni a livello industriale grazie alle buone prestazioni offerte in termini di affidabilit produttivit e flessibilit operativa Quest ultima particolarmente importante nell esecuzione di lavorazioni complesse su prodotti dalle caratteristiche eterogenee e n
403. omechatronics pp 399 401 Schepers H M Koopman H and Veltink P H 2007 Ambulatory assessment of ankle and foot dynamics In IEEE Transactions on Biomedical Engineering pp 895 90 Leardini A O Connor J Catani F and Giannini S 1999 A geometric model of the human ankle joint Journal of Biomechanics 32 pp 585 591 Ledoux W Camacho D Ching R and Sangeorzan B 2000 The development and valida tion of a computational foot and ankle model In Annual International Conference of the IEEE Engineering in Medicine and Biology Proceedings Vol 4 pp 2899 2902 Di Gregorio R Parenti Castelli V O Connor J J and Leardini A 2004 Equivalent spatial parallel mechanisms for the modelling of the ankle passive motion In ASME DETC 2004 28th Biennial Mechanisms and Robotics Conference Franci R and Parenti Castelli V 2007 A 5 5 one degree of freedom fully parallel mecha nism for the modelling of passive motion at the human ankle joint In Proceedings of ASME IDETC CIE 2007 International Design Engineering Technical Conferences and Computers and Information in Engineering pp 1 8 Franci R and Parenti Castelli V 2008 A one degree of freedom spherical wrist for the mod elling of passive motion of the human ankle joint In Proceedings of IAK 2008 Conference on Interdisciplinary Applications of Kinematics A Kecskemethy ed pp 1 13 lida F Rumm
404. omputed independently from the specific criterion used for modal selection and can thus be used as a general modal completeness indicator whether the EIM approach is adopted or not Application to crankshaft modelling A FE model of the crankshaft was produced first the CAD geometry was simplified by removing all those features as small fillets which do not contribute significantly to the dynamic behaviour of the component in order to simplify the meshing phase This latter process was accomplished in the perspective of limiting the total number of elements at the same time controlling their distribution around interface areas The two pinions and the flywheel were modelled as point elements with properly defined inertial properties connected to solid mesh nodes by means of rigid spiders The discussed model reduction and modal selection methodologies were implemented as following e interface nodes were defined at main bearing and crankpin journals as well as at clamping locations of the two pinions for a total of 48 interface DOFs a set e a CB solution including 80 normal modes was computed trough Nastran FE solver e the RIM matrix was computed starting from component FE matrices by implementing an ad hoc Nastran DMAP alter e the EIM values were computed in Matlab starting from CB and RIM matrices exported from Nastran in the previous steps Slightly different expressions with respect to those in Egn 19 20 were used in or
405. on kinematic model 1 INTRODUCTION Diarthrodial joints can be briefly described as a type of articulation that allows a large bone relative motion like the elbow and the knee joints The relative motion of the bones that com pose the articulation is constrained by anatomical structures that can be active or passive The active constraining elements are muscles while the main passive ones are bones ligaments tendons and cartilages Among the passive structures some of them have the important role to guide together with the articular surfaces the relative motion of the bones as for example the cruciate ligaments in the knee 1 or the calcaneofibular and tibiocalcaneal ligaments in 325 the ankle 2 Models of diarthrodial joints proved to be an efficient tool for pratical applications they provide useful informations for the planning of surgical interventions for the design of re liable and efficient prostheses and for rehabilitation issues In a model the anatomical ele ments can be represented by rigid bodies or by elastic bodies or by bodies with a viscous behaviour Models can be two dimensional 2D or three dimensional 3D Obviously 3D models are more elaborate and sophisticated experimental techniques are essential to measure the very large amount of geometrical kinematic and dynamic parameters that are normally involved in the joint mechanical analysis Both kinematic and kinetostatic dynamic models that can involve b
406. on calculated by the simulator Wsim sim Wes 16 by substituting in equation 15 the following expression can be obtainer 183 Figure 14 The vehicle on the scaled rig r from 14 and 17 Wsim can be obtained f T 18 Wsim 3 Lsim 7 r 1 r sim Ta Cs 19 aim z Ca 19 from which the following expression can be written 1 r da CA IE L Toimr 20 J n J i 129 The torque C is estimated measuring the torque on the roller rig C drCs 21 The control torque u is then given by C u LA E 22 R J D e oe 23 R Vs J TVs sim j 184 The torque u that should be applied to the roller motor in order to produce on the rig the same wheel angular acceleration that there would be on the rail ws w is then enel ia ee 4 r J J This calculus is based on the hypotheses that the locomotive torque C is known In the scaled test rig it can be measured directly on the rig unfortunately this is not possible on the full scale test rig In 3 this problem has been discussed and an algorithm fo the estimation of locomotive torque based on roller speed and tangential force measures has been discussed Furthermore in the same paper considerations on system stability have been drawn taking into account the estimation errors The system is clearly non linear due to the presence of the adhesion function Adhesion coefficient The availability of a reliable adhesion mo
407. on levels In recent years this trend is extending towards the motorcycle industry in which competitive design focused on achieving a high power to weight ratio calls for optimized engine components This in turn requires the adoption of a multi disciplinary approach early in the conception phase and the use of advanced simulation tools which might help the analyst in gaining a deeper insight into the physical phenomena associated with the engine operation Concerning powertrain dynamics modern analysis techniques involve the use of multibody simulation tools which allow an accurate prediction of the operational loads acting on the engine components leading to an optimal structural design Several approaches are described in literature dealing with multibody modelling of internal combustion 1 c engine powertrains Some papers deal with the construction of fully coupled cranktrain models through the use of commercial multibody dynamics codes which provide a general modelling platform for mechanical systems see e g 1 2 the equations of motion are in this case implicitly produced by the software kernel and solved by means of some standard integration scheme As an alternative some studies describe the development of specialized modelling codes see 3 4 the system equations of motion are retrieved analytically converted to computational code and solved numerically In this work the former approach has been followed the model being develope
408. onded T peel joints efficient modelling by standard finite elements with experimental validation Proc of Adhesion 08 03 05 September 2008 Oxford UK pp 169 176 205 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 Castagnetti D Spaggiari A Dragoni E 2009 Efficient Post Elastic Analysis of Bonded Joints by Standard Finite Element Techniques J of Adhes Sci and Tech 23 pp 1459 1476 Rao B N Rao Y V K S Yadagiri S 1982 Analysis of composite bonded joints Fibre Science and Technology 17 pp 77 90 Reddy J N and Roy S 1988 Non linear analysis of adhesively bonded joints Int J Non Linear Mechanics 23 pp 97 112 Edlund U and Klarbring A 1992 A geometrically nonlinear model of the adhesive joint problem and its numerical treatment Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering 96 pp 329 350 Andruet R H Dillard D A and Holzer S M 2001 Two and three dimensional geometrical nonlinear finite elements for analysis of adhesive joints Int J of Adhesion and Adhesives 21 pp 17 34 Goncalves J P M De Moura M F S F and Castro P M S T 2002 A three dimensional finite element model for stress analysis of adhesive joints Int J of Adhesion and Adhesives 22 pp 357 365 Tong L and Sun X 2003 Adhesive elements f
409. onenti l assemblaggio dei componenti in gruppi e sottogruppi la realizzazione del prodotto completo e i controlli di qualit funzionalit Di regola il costo e la qualit di un prodotto dipendono sensibilmente dal tipo e dal numero di operazioni di assemblaggio e dalla loro esecuzione Questi a loro volta derivano direttamente dal progetto complessivo del prodotto dal tipo di produzione singoli pezzi o lotti e dai metodi di collegamento usati Le caratteristiche del prodotto relative al montaggio e allo smontaggio per non sono definite solamente con riferimento alla fabbricazione in senso generico perch interessano direttamente il funzionamento del prodotto stesso per 1 correlati problemi di manutenzione trasporto e dismissione e sono di conseguenza generalmente oggetto di valutazione del cliente utente in sede d acquisto Ne consegue che il progettista nello sviluppo del progetto deve dedicare molta attenzione ai problemi di montaggio l attenzione va rivolta anche al percorso esterno alla fabbrica fino all utente finale che richiede la valutazione dei mezzi di trasporto esterni e del packaging necessario a contenere e proteggere il prodotto In questa sede si esaminano le problematiche relative ad una categoria composita e diversificata di prodotti il cui montaggio finale e susseguente messa in funzione oltre eventualmente allo smontaggio non eseguito o controllato direttamente dalla Ditta che ha proget
410. oni etc o sensibili in senso lato rilevazione con il tatto di protuberanze scalini o rugosit oppure percezione di scatti che identificano il corretto posizionamento o bloccaggio etc evitare procedure di montaggio che richiedano misurazioni da parte dell utente che generalmente ha scarse nozioni di metrologia fornire nella scatola di montaggio un set di attrezzi specifici per avere almeno il controllo delle attrezzature usate Si deve considerare che nella maggior parte dei casi il cliente utente ha scarsa esperienza di montaggio in generale e spesso monta il manufatto per la prima volta quindi difficilmente egli ha la certezza che il risultato finale sia quello previsto una cosa l esperienza personale sull oggetto e relativa verifica di corretto funzionamento altra cosa sono le indicazioni del MIM scritte e o pittografiche 87 riesce a governare e controllare pienamente le singole specifiche di collegamento delle varie parti serraggio viti battute di posizionamento giochi di montaggio etc Un efficace design driver valido peraltro in ogni situazione di montaggio prescrive la separazione del posizionamento da rendere semplice e facilmente verificabile dal bloccaggio Per quest ultimo vanno ridotti al minimo necessario 1 collegamenti di tipo non scioglibile per permettere la correzione di eventuali manovre errate o posizionamenti imprecisi un eccezione costituita dagli in
411. opolo quindi previsto l operato di figure professionali di elevata formazione e specializzazione identificabili come esperti brevettuali specialisti in organizzazione di neo imprese esperti nella individuazione di strumenti finanziari non convenzionali nella stesura di progetti da proporre al finanziamento pubblico e privato che presenti da ormai molto tempo all interno delle strutture di ricerca degli altri Paesi ad elevata intensit di conoscenza affianchino in modo sinergico 1 ricercatori ed i tecnologi e si facciano carico di gestire la conoscenza in termini di opportunit di mercato e di comunicazione verso le imprese 4 OBIETTIVI Come gi sottolineato l obiettivo principale del Tecnopolo quello di svolgere per conto e o in sinergia con le imprese del territorio attivit di ricerca industriale e di trasferimento tecnologico mirate alla produzione di processi e prodotti innovativi Nell ambito della Meccanica Avanzata quindi troveranno spazio attivit di ricerca correlate tra loro che coprono diversi campi dell Ingegneria quali la progettazione meccanica l automotive l automazione la robotica l informatica ed il design industriale Tali campi di interesse coprono 1 principali settori della meccanica classica e della meccanica di precisione mirando al coinvolgimento di grande parte del comparto industriale regionale All interno del Tecnopolo modenese per la Meccanica confluiscono le attivi
412. or of different on board subsystems for example traction and anti skid device braking and wheel slide protection system etc The proposed test rig has a Hardware In the Loop HIL structure A novel Research and Experimental Center is being developed by Trenitalia and RFI in Florence Fig 2 in which various labs and test rigs will be realized One of them will 172 Hmi m pE TEY aml J SS el SAA i X a F f X A AA Figure 3 Layout of the full scale test rig O I be a full scale test rig within an anechoic room that will be used to perform a series of experimental tests on railway locomotives in dynamic conditions The designed roller rig will have the following features e longitudinal dynamics simulation with conventional good adhesion during traction and braking phases e longitudinal dynamics simulation with degraded low adhesion during traction and braking phases e lateral dynamics simulation Fig 3 shows the layout of the designed test rig The realization of a full scale test rig involves high economical and resources invest ments in order to preliminarily evaluate the feasibility and the potentiality of such type of device and to develop and test control strategies a scaled roller rig has been designed and realized Scaled roller rigs are quite diffused among railway research centers several exam ples
413. or stress analysis of bonded patch to curved thin walled structures Computational Mechanics 30 pp 143 154 Crocombe A D Bigwood D A and Richardson G 1990 Analyzing structural adhesive joints for failure Int J Adhesion and Adhesives 10 3 pp 167 178 Bigwood D A and Crocombe A D 1990 Non linear adhesive bonded joint design analyses Int J of Adhesion and Adhesives 10 1 pp 31 41 Harris J A and Adams R D 1984 Strength prediction of bonded single lap joints by non linear finite element methods Int J Adhesion and Adhesives 4 2 pp 65 78 Carlberger T and Stigh U 2007 An Explicit FE model of Impact fracture in an adhesive joint Engng Fracture Mech 74 14 pp 2247 2262 Goncalves J P M De Moura M F S F et al 2003 Application of interface finite elements to three dimensional progressive failure analysis of adhesive joints Fatigue Fract Engng Master Struct 26 5 pp 479 486 Hadavinia H Kawashita L Kinloch A J Moore D R and Williams J G 2006 A numerical analysis of the elastic plastic peel test Engng Fracture Mechanics 73 16 pp 2324 233 Schmidt P and Edlund U 2005 Analysis of adhesively bonded joints a finite element method and a material model with damage Int J for Num Meth In Engng 1 pp 1 34 Valoroso N Champaney L 2006 A damage mechanics based approach for modelling deco
414. orque necessary to control the test rig has been evaluated The proposed solution for the control and the scaling factors have been verified by means of numerical tests The scaled test rig has been realized and will be soon available in order to start the testing activity REFERENCES 1 F Song A Folleco E A 2001 High fidelity hardware in the loop simulation development for an autonomous underwater vehicle In OCEANS M Conference and Exhibition eds 2 Hanselmann H 1996 Hardware in the loop simulation testing and its integration into a cacsd toolset In Proceedings of the IEEE International Symposium on Computer Aided Control Sys tem Design I Conference and Exhibition eds 3 M M B A and L P 2008 Feasibility of degraded adhesion tests in a locomotive roller rig Proceedings of the Institution of Mechanical Engineering Part F 222 pp 27 43 4 Bosso N Gugliotta A Napoli E and Soma A 2000 Simulation of a scaled roller rig In 5th ADAMS Rail Users Conference M Software ed 190 raf langue 100 ref tare SS raf torque 5 6500 7 4500 500 Fralatree toga 8 tald field 1g tali f anak p ye f ty F i Hin SY tifo ii 0 i f RE i 00 Miceli 25000 ii 2500 la N i i 1500 pan ga NR ESA PLL 1500 LO 1000 SUI U ann Li LL o S 0 tam 2 mo io O iwo 2 m ooo 0 10 2 ann 00 pera pm npe Figure 21 Torque speed curves a
415. orta lo schematico di un provino a DLD rivestito cio con due strati differenziati di materiale strato intermedio e strato super ficiale avvolti attorno ad un anima rigida mentre in Fig 7b si riporta un set di prototipi realizzati in Stereolitografia In questa memoria si presentano alcune morfologie adottabili nel disegno di fingertips robotici ed 1 relativi dati sperimentali in particolari condizioni di contatto provini a calotta emisferica a contatto contro pareti rigide piane L interpretazione critica di tali dati conferma pienamente l utilit pratica del DLD sia nella modifica del com portamento a deformazione di rivestimenti per organi robotici sia nel tentativo tuttora in fase di sviluppo di creare rivestimenti artificiali il cul comportamento si avvicini il pi possibile agli analoghi organi biologici 4 PROGETTO E ANALISI SPERIMENTALE DI RIVESTIMENTI SOFFICI A STRUT TURAZIONE DIVERSIFICATA DEGLI STRATI Per ottenere dei risultati direttamente comparabili con dati da letteratura 1 provini sono stati dimensionati come in 16 17 Forma e ingombri sono compatibili con quelli di un dito umano diametro dell anima rigida di 14 mm spessore totale del rivestimento soffice di 3 mm Data la geometria del rivestimento superficiale ed il suo spessore globale si sono ideate sulla base della semplice intuizione alcune morfologie per lo strato intermedio In 347 a Pl b P2 c P3 d P4 Figure 8 Provini a DLD Varianti
416. oth passive and active anatomical structures are of interest The purposes of the two kinds of models are different but closely related In particular great relevance is given to passive motion models that involve only passive structures such as ligaments and bones and that are deputed to simulate the joint motion under virtually unloaded conditions In fact they allow a deeper understanding of the basic role the main passive anatomical structures play in the joint motion In the literature a great amount of work on the modeling of the lower limb diarthrodial joints hip knee ankle and of the whole lower limb has been presented Different methods have been used to develop the models the choice of a particular method depending on the aim and on the relevance of the study In particular for the human hip joint a huge amount of kinematic and dynamic models have been proposed For instance in 3 an analytical parametric model allows estimating the natural biological variations in muscle forces and their effect on the hip forces subjected only to physiological constraints and to a not predefined optimization criterion in 4 a mus coloskeletal model in which the hip is represented by a three DoF Degree of Freedom joint has been used to estimate joint hip forces during simulated prone hip extension and supine hip flexion under a control condition and two altered synergist muscle force conditions in the muscoloskeletal model presented in 5 6
417. owledge of the ankle complex that means the anatomical structure composed of the ankle and the subtalar joint mechanical be haviour Moreover involving different anatomical structures that affect the ankle motion a TFC model can also play an important role for a future development of a model that will describe the motion of the whole leg In particular the aim of the preliminary study presented in this paper is the development of a TFC complex model for the passive motion Several works 16 17 32 33 have shown that the passive motion model of a diarthrodial joint is of great relevance to both clarify the role played by the principal anatomical structures of the articulation such as articular surfaces and ligaments and perform a more reliable dynamic analysis Moreover modeling the passive motion can be regarded as a fundamental starting point of a sequential procedure 43 which provides a dynamic model that incorporates all the anatomical structures both passive and active and makes it possible to have a global analysis of the articulation because it highlights the role that each individual joint structure plays in the joint Therefore modeling the passive motion of the TFC complex is considered an important step The adopted approach represents the articulation as an equivalent spatial mechanism in which every rigid link corresponds to a specific anatomical element This makes the geometry of the mechanism fit the anatomical structures of
418. particolare riferimento all impiego di robot industriali di ultima generazione In relazione a quest ultima attivit inoltre sulla base dell esperienza maturata dal Laboratorio di Progettazione Integrata e Simulazione LaPIS e degli importanti risultati applicativi ottenuti all interno dei progetti SIMECH ed InterMech in collaborazione con importanti aziende del settore si intende realizzare un laboratorio attrezzato per sviluppare e validare sistemi robotizzati autonomi in grado di effettuare operazioni di assemblaggio complesse eventualmente integrate da lavorazioni adattive anche in ambienti fortemente non strutturati Tali operazioni dovranno essere supportate da rigorosi controlli di qualit e continue verifiche prestazionali in modo che i dati funzionali uniti alle informazioni gestionali relative ai sistemi ed alle linee produttive forniscano in tempo reale le informazioni necessarie ad un controllo totale dei processi e della qualit dei prodotti anche in remoto Le applicazioni previste riguarderanno soprattutto 1 sistemi di produzione nel settore automotive lavorazione e assemblaggio Altra attivit primaria e fondamentale riguarder lo sviluppo di tecnologie abilitanti quali strategie di lavorazione ed assemblaggio automatizzato e robotizzato mediante l impiego sinergico di sistemi di feedback tattile e di visione artificiale Si vuole pervenire infatti alla realizzazione di sistemi innovativi capaci di realizzare
419. pecimen failure During the tests performed at 380 C 490 C 540 C and 580 C and under the average stresses of 400 600 and 800 MPa the displacements of the mandrel were determined A dwell time of 3 min was introduced in the fatigue cycle to simulate the time required to extrude a single billet and to understand the creep behaviour The results proved the capability of the test to physically simulate the loading conditions acting on hollow dies during extrusion and revealed the main mechanisms of creep fatigue interaction Keywords creep fatigue creep fatigue interaction AISI H11 tool steel extrusion die 1 INTRODUCTION Die is subjected to severe and complex state of stress during aluminium hot extrusion The load is produced by the ram that forces aluminium to flow through the die at a temperature in a range of 400 C 580 C Loading and unloading cycles correspond to repetitive ram strokes at a frequency of 1 to 5 billets every 10 min 1 Depending on the batch size and 101 die lifetime up to hundred billets may be consecutively extruded thus placing the die in the typical low cycle fatigue regime The amplitude of the mechanical load on the die is large varying from zero to a peak value at the beginning of each ram stroke When a thermal balance of the press is attained after a small number of ram strokes the die temperature remains fairly stable 2 Thus for simplification purpose the thermal oscillations of the die may b
420. perimentali quali area di contatto temperatura umidit Inoltre si proceder all analisi delle variazioni nel comportamento meccanico dei materiali plasticit attriti interni e risposta alle sollecitazioni termiche passando dalla macro alla nanoscala usando metodologie d indagine quali nanoindentazione con microscopio a forza atomica AFM e tecniche dinamiche spettroscopie meccaniche Per ottimizzare la forma dei campioni in funzione del comportamento meccanico in analisi verr utilizzata la FIB facility per nanostrutturare 1 materiali in forme ad hoc In quest ottica verranno anche sviluppate delle tecniche di modellazione multiscala per correlazioni fra propriet macroscopiche e microstrutture Infine si eseguir lo studio mediante AFM e microtribometro della risposta tribologica di superfici texturate e g mediante FIB e di interfacce funzionalizzate con monostrati auto assemblati SAM e lubrificanti Caratterizzazione microstrutturale di rivestimenti UOR 2 2 Rivestimenti e trattamenti superficiali alla micro nano scala Gli obiettivi dell attivit riguardano lo studio e la comprensione del comportamento tribologico e 13 meccanico di rivestimenti superficiali duri autolubrificanti e compositi per applicazioni meccaniche applicazioni di micro e nano filler inorganici per il miglioramento delle propriet tribo meccaniche e l ottimizzazione di procedure di analisi per caratterizzazioni di rivestimenti sottili per
421. petti critici dal punto di vista dell applicativo software che implementa il metodo sviluppato Nella gestione di file di grandi dimensioni contenenti molte centinaia di punti necessario scegliere accuratamente le funzioni della piattaforma NET da utilizzare stato infatti necessario modificare la struttura dei dati utilizzata per memorizzare le informazioni grafiche e numeriche sulle coordinate dei punti del percorso al fine di evitare lunghi tempi di attesa ed elaborazione Dal punto di vista delle procedure software stato ottimizzato l algoritmo di ricerca dei profili per risolvere alcuni errori ed imprecisioni puntuali verificatesi nel caso di curvature elevate o spigoli associati distanze tra 1 punti del profilo troppo ampie rispetto al raggio di curvatura In questa particolare situazione infatti l algoritmo di rotazione dell area di ricerca come mostrato in Fig 4 falliva frequentemente anche a seguito della rotazione dell area di ricerca Il problema stato risolto adottando un passo minimo costante per lo spostamento dell area di ricerca consentendo tuttavia la memorizzazione dei soli punti del profilo la cui distanza coerente con quella impostata dall operatore al fine di contenere il numero totale dei punti acquisiti In conclusione i sistemi di visione hanno confermato l elevato potenziale nel miglioramento della flessibilit dei sistemi robotizzati di produzione e nel rafforzamento dell auto adatta
422. piegando elementi espandibili a scorrimento telescopici libero o a fluido gas o liquido da dotare sempre di blocco meccanico di sicurezza 85 Si citano in questa sede anche gli elementi strutturali gonfiabili e gli elementi realizzati con materiali a memoria di forma metallici o plastici come soluzioni avanzate e innovative 5 DESIGN DRIVERS PER ASSEMBLY KITS Nei casi c un fattore critico progettuale il montaggio per la messa in funzione che eseguito in situazione difficilmente controllabile dal produttore sia dal punto di vista del personale sia dal punto di vista delle attrezzature impiegate per l operazione sia infine dal punto di vista del collaudo funzionale che spesso eseguito dal produttore medio solo su pochi esemplari del primo lotto produttivo La progettazione deve quindi mirare ad ottenere un affidabilit elevatissima nelle operazioni di montaggio che devono essere accuratamente pianificate e descritte con estrema chiarezza nelle istruzioni vedi Fig 1 e non devono presentare possibilit d errore impiegare a questo proposito le tecniche Poka Yoke I collegamenti possono essere sia scioglibili sia non scioglibili ma in ogni caso devono essere semplici da mettere in opera e sicuri in servizio condizioni genericamente sempre consigliabili per qualsiasi manufatto ma importantissime in questo caso Inoltre occorre inserire nel MIM lo schema di semplici ma efficienti procedure di controllo
423. pio quelle generate da una diversa risposta all attacco di anodizzazione aumentano la componente diffusa della luce riflessa Procedendo quindi a ritroso nel processo di formazione delle striature si deve cercare l origine di tale differenza nella risposta e questo porta ad indagare le cause di una disuniformit nella microstruttura Una diversa microstruttura pu essere indotta da disomogeneit nella dimensione dei grani nella distribuzione degli intermetallici o nella distribuzione dei precipitati Il prodotto analizzato un profilo cavo rettangolare realizzato in lega AA6060 T6 mediante estrusione diretta tramite matrice di tipo porthole Tale tipologia di matrice consente la realizzazione di profili cavi anche complessi mediante l utilizzo di due matrici accoppiate fra loro un mandrino che realizza la sagoma interna del profilo sorretto da una serie di razze o web e una matrice che ne realizza la sagoma esterna Una striatura sottile e brillante compare dopo l anodizzazione al centro della superficie maggiore in coincidenza di una delle razze Fig 1 a la striatura risulta pi visibile sul lato superiore del profilo Fig 1 be c dove per lato superiore ci si riferisce al posizionamento del profilo all uscita dalla pressa Il profilo stato analizzato con tre diverse metodologie analisi metallografica osservazioni SEM e valutazioni EDS onde comprendere l origine del difetto e le sue relazioni con 1 parametri di processo e la g
424. posizione chimica delle saldature 258 Figura 17 Viste SEM a 2000x dentro sinistra e fuori destra striatura I Boundary grain groove cavit di bordo grano sono solchi lungho i bordi grano causati da un attacco preferenziale lungo gli stessi durante l anodizzazione La loro formazione legata alla distribuzione di precipitati Mg gt Si e intermetallici Al 5 MnFe Si principalmente all interfaccia tra i vari grani In Fig 17 visibile come nella parte di superficie priva di difetto le cavit di bordo grano sono ben marcate e profonde mentre nella zona di striatura non sono riconoscibili ove presenti poich interamente corrosi L analisi effettuata sulla superficie zona 2 mostra ora la striatura come un sorta di canyon che attraversa l intera superficie Fig 18 tale cavit risulta evidente solo a seguito dell anodizzazione Gli ingrandimenti delle zone interne ed esterne alla striatura visibili in Fig 18 rivelano come il cambiamento dell aspetto della superficie sia repentino La striatura ha una superficie pi ruvida e disomogenea rispetto al resto del profilo che presenta un aspetto pi uniforme e con corrosioni di profondit inferiore Effettuando un raffronto della dimensione dei grani tra le due zone si riscontra una presenza di grani di dimensione ridotta all interno della striatura Come esposto precedentemente il processo di anodizzazione un attacco acido che pu generare un difetto visibile se
425. ppato permette di semplificare il processo di allineamento tra il mondo della simulazione virtuale e l ambiente reale e ben si adatta all applicazione in settori industriali all interno dei quali in molti casi poco diffusa la pratica di archiviare modelli CAD 3D dei componenti o dove la variabilit dei componenti tale da rendere inefficace l impiego di modelli nominali come ad esempio il settore della fonderia in ambito automotive o aeronautico Inoltre il processo di generazione del percorso utensile pu essere realizzato off line grazie all impiego di semplici componenti commerciali il tempo di riconfigurazione al cambio del lotto pu dunque essere ulteriormente ridotto con un importante guadagno in termini di produttivit e di flessibilit Il campo naturale di applicazione della strategia proposta rappresentato dal settore dell automazione dei processi produttivi in ambito automotive ma pu essere adottata 78 proficuamente anche in piccole medie imprese meccaniche dove i sistemi robotici sono tenuti a fornire un elevata qualit su prodotti diversi a fronte di ridotti tempi di programmazione e di riprogrammazione La principale limitazione del metodo dovuta alla planarit dei profili dell elemento legata all impiego di sistemi di visione tradizionali Tuttavia opinione degli autori che questo approccio consenta di coprire un ampia gamma di operazioni di interesse per l industria automobilist
426. pre mantenuta costante durante la singola prova tuttavia stata necessariamente modificata in corrispondenza dei diversi livelli di deformazione massima indagati I valori di frequenza considerati sono stati variati nell intervallo fra 2 5 Hz a 0 1 Hz per evitare un eccessivo surriscaldamento del provino che avrebbe potuto falsare 1 risultati sperimentali o comunque rendere non confrontabili 1 rilievi ai differenti livelli di deformazione considerati Allo scopo tutte le prove sono state effettuate in condizione di temperatura ambiente fra 1 18 C e 1 22 C monitorando frequentemente la temperatura nella parte centrale del provino con l impiego di una termocoppia Le prove sono state condotte fino alla formazione di un primo difetto ingegneristicamente visibile cricca dell ordine del decimo di mm interrompendo quindi la sollecitazione prima della completa rottura del provino In alcuni casi per le pi basse ampiezze di deformazione non si riscontrata la formazione di alcun difetto in tali casi la prova stata fermata per run out dopo 5 10 cicli Tutte le prove sia statiche che a fatica effettuate sono state supervisionate da programmi in LabView Versione 8 0 realizzati espressamente Nel caso delle prove statiche questi permettono di monitorare gli andamenti della forza della tensione della deformazione dello spostamento dell attuatore in ogni fase della prova operando quindi il salvataggio di tutti i dati per una succ
427. pressioni di contatto Nel caso di contatti con oggetti aventi irregolarit morfologiche es bordi spigoli piccole cavit la deformazione locale dello strato soffice consente comunque di passare da situazioni singolari e critiche caratterizzate da el evata instabilit e forte sensibilit ai disturbi a situazioni pi tranquille in cui una buona ef ficacia di vincolamento comunque assicurata Va inoltre aggiunto che la capacit di smorza mento di uno strato di materiale cedevole pu contribuire a stabilizzare il contatto anche in presenza di urti e vibrazioni Entrando nel merito di quali siano le caratteristiche ideali di un 343 Giunto mediale Giunto distale Mediale Prossimale Giunto prossimale T 2 g d l a Gradi di libert del dito b Configurazione c Prototipo di dito tendinea Figure 3 Struttura del dito della U BHrv rivestimento soffice per organi robotici occorre evitare generalizzazioni in quanto le carat teristiche ottimali di cedevolezza dovranno essere messe in relazione alle funzioni prevalenti da svolgere Un dito destinato alla manipolazione fine di piccoli oggetti richieder caratteris tiche di deformabilit sotto carico diverse da quelle richieste per un altro organo ad esempio l avambraccio in cui un rivestimento cedevole sar destinato prevalentemente a funzioni di protezione passiva Nel seguito si far riferimento al caso delle dita della UVB H7y mai con cetti proposti appaiono
428. produzione del dispositivo in discorso Nella fattispecie 1 pesi di entit maggiore sono associati alla sicurezza nella trasmissione del carico ed alla precisione nel ridurre al minimo i disassamenti con i relativi contributi flessionali Passano invece in secondo piano i requisiti relativi alla facilit realizzativa solo un esemplare dell attrezzatura previsto alla facilit di montaggio alla versatilit l attrezzatura nasce come dedicata per la presente campagna di prove Per quanto riguarda la controllabilit per quanto si tratti di un requisito solitamente importante nelle analisi della qualit ad esempio nella FMEA nel presente caso si tuttavia deciso che 1 controlli sarebbero stati effettuati non direttamente sui componenti dell attrezzatura ma a posteriori con un opportuna campagna di prove nel seguito illustrata Qualit complessiva idoneit wi 9 Tecnica Produzione 0 700 7 0 3 0 3 35 Sicurezza On 0 022 E Precisione O Realizzabilita 0 50 3 0 5 0 3 0 20 0g 0 3 09 0 4b 1 0 1p 03 O Controllabilit E Montaggio Sicurezza Precisione Realizzabilit Controllabilit Montaggio Versatilita E Versatilita Figura 5 Albero degli obiettivi e relativi pesi di importanza 125 Il successivo passo consistito nell analisi funzionale e nella ricerca della soluzioni concettuali per ogni sotto funzione Queste sono riconducibili al vincolamento assiale e laterale delle estremit del provino ed al
429. profondit originaria e passo della schiera di intagli prescindendo dalla forma Elaborando risultati di letteratura su intagli periodici in barre tonde e nastri piani soggetti a torsione o tiro assiale il lavoro conferma la validit della teoria di Neuber solo per il caso ideale da lui studiato di intaglio acuto e superficiale soggetto a tensioni tangenziali Per intagli reali con ampio raggio di fondo e profondit finita l accuratezza scadente soprattutto in presenza di tensioni normali Si osserva pero che previa ridefinizione del fattore di profondit e distinguendo tra intagli soggetti a tensioni tangenziali o a tensioni normali il criterio produce previsioni molto attendibili ed assume grande utilit pratica Parole chiave intaglio periodico concentrazioni di tensione metodo di Neuber 1 INTRODUZIONE Nella sua celebre opera sulle tensioni negli intagli Neuber 1 riconduce la concentrazione di tensioni dell intaglio periodico a quella dell intaglio singolo di geometria analoga ma meno profondo Fig 1 La profondit dell intaglio singolo equivalente legata a quella originaria tramite il coefficiente correttivo y curva a di Fig 2 funzione del rapporto tra profondit t e passo P della schiera di intagli y P xt Tgh at P 1 La validit di questo criterio dedotto analiticamente per intagli periodici acuti al bordo di un semipiano elastico soggetto a tensioni tangenziali stato estesa acritica
430. propriate choice of eigenfunctions can significantly improve the accuracy of the method on some modes even with a small number of global dofs Shapes of modes 1 3 9 10 12 and 13 are plotted in Fig 10 Note that letting r 0 the frequency results computed by means of the proposed method converge towards those of a full circular plate For example the exact dimensionless frequencies of modes 1 and 6 of a clamped circular plate are 4 10 22 and A 39 77 14 while the same frequencies computed using 14 clamped free x 1 constant eigenfunctions within the proposed approach are 4 10 23 and 4 39 91 Example 7 An elliptic annular plate a 27 1s considered clamped on the external edge and free on the internal one with k 2 a 1 r 0 4 and v 1 3 In Tab 7 the dimensionless frequencies 4 computed using 4x11 7x11 and 4x22 44 77 and 88 global dofs eigenfunctions are compared with those reported in Ref 15 Note how the different composition of eigenfunction sets in the cases 7x11 and 4x22 affects the results the 7x11 set yields better results on modes 2 and 3 while the 4x22 set on modes 1 4 5 and 6 Shapes of modes 1 to 6 are plotted in Fig 11 Table 7 Example 7 Dimensionless frequency parameter 4 v 1 3 k 2 r 0 4 Ref 15 Present approach 4x11 dofs 7x11 dofs 4x22 dofs 36 347 36 398 36 382 36 298 41 041 41 516 41 283 41 428 62 686 65 382 64 625 63 759 77 093 77 605 77 287 76 327
431. proximately receding contact 167 REFERENCES 1 Citarella R and Gerbino S 2001 BE analysis of shaft hub couplings with polygonal profiles J Materials Processing Technology 109 1 2 February pp 30 37 2 Mechnik R P 1991 Beitrag zur Festigkeitsberechnung von Polygon Welle Nabe Verbindungen unter reien Torsion Konstruktion 43 pp 1 3 3 Musyl R 1962 Die Polygon Verbindungen und ihre Nabenberechnung Konstruction 6 pp 213 218 4 Orlov P and Troitsky A 1976 Fundamentals of Machine Design Mir Publisher Moscow 5 Caputo F and Giudice F 1984 Profili poligonali per trasmissioni di coppie analisi delle tensioni e verifica sperimentale XI National congress AITAS Sorrento Italy 24 27 September 1984 pp 697 710 6 Pioli A Strozzi A Baldini A Giacobini M and Rosi R 2009 Influence of the initial clearance on the peak stress in connecting rod small ends Proc IMechE Part D J Automobile Engineering 223 6 pp 769 782 7 Gladwell G M L 1980 Contact Problems in the Classical Theory of Elasticity Springer 8 Ciavarella M Hills D A Monno G 1998 The influence of rounded edges on indentation by a flat punch Proc IMechE Part C J Mech Engineering Science 212 4 pp 319 327 9 Timoshenko S 1922 On the distribution of stresses in a circular ring compressed by two forces acting along a diameter Philosophical Magazi
432. questi metodi risiedono nel fatto che gli elementi speciali da essi impiegati sono difficili da implementare nei software agli elementi finiti commerciali impiegati nell ambito industriale e il loro uso confinato ad applicazioni di ricerca In lavori recenti invece i metodi pi comunemente impiegati adottano approcci basati sulla meccanica della frattura 15 18 In questo caso 1 criteri di cedimento impiegati richiedono dati che si ottengono da prove sperimentali dedicate Per superare queste limitazioni il presente lavoro approfondisce l analisi di un metodo computazionale semplificato gi presentato dagli autori in 1 per l analisi di giunzioni strutturali in parete sottile Il metodo basato su strumenti di modellazione convenzionali e su elementi finiti standard implementati nei pi diffusi software di calcolo commerciali Il metodo descrive gli aderendi mediante elementi semi strutturali piastre o gusci l adesivo mediante un singolo strato di elementi solidi e ricorre a vincoli cinematici interni per riprodurre la continuit strutturale In 1 si dimostrata l efficienza e l accuratezza del modello ridotto nel calcolare la distribuzione delle tensioni elastiche lungo il piano medio dello strato adesivo per parecchie geometrie 2D e 3D Successivamente gli autori hanno esteso il metodo in campo post elastico 2 4 adottando il semplice criterio di cedimento alle tensioni regolarizzate proposto in 19 20 ed ottenendo ris
433. r Society of Manufacturing Engineers is 257 pp 1 24 6 In Proceedings Bernhardt R et al 2002 Realistic Robot Simulation in Concurrent Engineering of Manufacturing Lines in Automotive Industries In 8th ISPE International conference on concurrent engineering research and applications Anaheim California USA July 29 August 01 7 Orady E A Osman T A Bailo C P 1997 Virtual reality software for robotics and manufacturing cell simulation Computer amp industrial engineering vol 33 n 1 2 p 87 90 8 In Proceedings Hu X Ganapathy N Zeigler B P 2005 Robots in the loop supporting an incremental simulation based design process In 2005 IEEE Conference on Systems man amp Cybernetics Waikoloa USA 10 12 October 9 Lee H S Chang S L 2003 Development of a CAD CAE CAM system for a robot manipulator Journal of materials processing technology vol 140 is 1 3 p 100 104 10 Wang L 2001 Integrated design to control approach for holonic manufacturing systems Robotics and computer integrated manufacturing vol 17 1s 1 2 p 159 167 11 Mitsi S et al 2005 Off line programming of an industrial robot for manufacturing International journal of advanced manufacturing technology vol 26 n 3 p 262 267 79 12 In Proceedings Adler A 2001 Robotics workcell design simulation and off line programming In 1986 IEEE Conference on Systems man amp Cy
434. r C Stacoff A Jones R Lundgren P and Lundberg A 2007 Intrinsic foot kinematics measured in vivo during the stance phase of slow running Journal of Biomechanics 40 12 pp 2672 2678 Bozkurt M Tonuk E Elhan A Tekdemir I and Doral M N 2008 Axial rotation and madiolateral translation of the fibula during passive plantarflexion Foot amp Ankle International 29 pp 502 507 Kapandji I 2004 Fisiologia articolare 5 ed Vol 2 Arto inferiore 339 340 REALIZZAZIONE DI UNA MANO ROBOTICA ANTROPO MORFA RIVESTITA DI MATERIALE SOFFICE Giovanni Berselli Dipartimento di Ingegneria delle Costruzioni Meccaniche Nucleari Aeronautiche e di Met allurgia Universit di Bologna E mail giovanni berselli unibo it Marco Piccini Dipartimento di Ingegneria delle Costruzioni Meccaniche Nucleari Aeronautiche e di Met allurgia Universit di Bologna E mail gabriele vassura unibo it Marco Brandi Dipartimento di Ingegneria delle Costruzioni Meccaniche Nucleari Aeronautiche e di Met allurgia Universit di Bologna E mail gabriele vassura unibo it Gabriele Vassura Dipartimento di Ingegneria delle Costruzioni Meccaniche Nucleari Aeronautiche e di Met allurgia Universita di Bologna E mail vincenzo parenti unibo it Sommario Si delineano le soluzioni progettuali adottate nella realizzazione di una mano robotica antropomorfa denominata UB Hand IV Dapprima si descr
435. r to the die during the extrusion process a dwell time DT of 3 min was included in the stress controlled fatigue loops The time history of mechanical waveforms and thermal load is schematically shown in Fig 8 The first 600 s were given to allow the specimen to reach the temperature set while thermal expansion of the specimen occurred A minimum compressive load of 2 KN was maintained during the test in order to keep the specimen on hold between the tools The tools were made of the same steel as the specimen and had a hardness value of 55 HRC The four levels of temperatures 380 490 540 and 580 C and three levels of stress 400 600 and 800 MPa which were the average values of the Von Mises stress at the bridge area of the specimen chosen were applied to cover the thermo mechanical conditions that the mandrel of a hollow die may encounter in extrusion practice As previously reported a servo hydraulic thermo mechanical simulator Gleeble 1500D showed in Fig 9 was used for the tests The specimen was heated up using the Joule s effect with a close loop feedback signal enabling precise control of the heat input throughout the test Two thermocouples were spot welded on the surface of the specimen one for regulating heating in order to maintain the preset temperature during the test and another for additional monitoring The displacements of the tools were registered throughout the test All the tests were terminated after 6 30 h co
436. rapposto nota la corsa da realizzare si ricava immediatamente la deflessione massima e minima dell elemento SMA come Tmax 2 12 a Lmin S 13 i T ron Compensatore A fo TE eo Ji Kina Afi X X g I adm X x X max min Figura 4 Diagramma forza corsa di un generico elemento SMA in stato attivato e non Si noti in linea continua blu l approssimazione del legame martensitico come lineare con offset Come si pu osservare dell Egn 13 nel caso di due SMA contrapposti fissando y 1 la deflessione minima min nulla ossia 1 due elementi attivi lavorano in un campo di deflessione deformazione che va da 0 al valore massimo fissato Zadm Eadm Compensazione di attuatore con un elemento SMA Veniamo ora a progettare un attuatore SMA ad un elemento con dispositivo compensatore La forza erogata dall elemento a memoria di forma pu essere calcolata tramite l Eqn 2 relativa allo stato austenitico e tramite l espressione approssimata 4 relativa a quello marten sitico Come si pu osservare in Fig 4 le curve a caldo e a freddo sono divergenti Ci significa che la condizione pi sfavorevole per il rispetto dei vincoli di progetto a min dove la differenza fra le due curve minima In questo condizione deve essere verificato che la differenza fra le forze di progetto nelle due direzioni sia uguale alla distanza fra la retta ON e la retta OFF Facendo la differenza
437. ratory for Disabled Children Arcispedale Santa Maria Nuova Department of Neuroscience University of Modena and Reggio Emilia Italy E mail stefania costi unimore it Abstract The gait analysis studies the Kinematics and Kinetic of lower limbs in order to take effective clinical and surgical treatments for patients suffering disabling neurological pathologies The most common experimental diagnostic tools in gait analysis are three the acquisition of the forces exerted between feet and a platform provided with sensors the relatives positions monitoring of reflective markers properly distributed on the limbs by an infrared camera and the electromyography that monitors the activity of the muscles involved in the gait This paper focuses on the force platform tool and markers acquisition Usually the platform has a rectangular shape and it is provided with four sensors placed in its vertices The control system computes the position coordinates of the centre of pressure that is the centroid of the contact area between the foot and the platform and the vector of resultant force in the contact This system becomes useless in case of a double contact between the feet and the platform In that case the control system of the platform is not able to divide the force contributions of each foot since it is statically indeterminable 299 In this paper a new procedure is presented to overcome the double contact problem by the use of the space trajector
438. razioni ed hanno voluto aprire la Giornata porgendo il loro saluto ai partecipanti Desideriamo infine ringraziare il Prof Luca Tomesani per il suo prezioso intervento nell organizzazione della Giornata e l Ing Alessandro Zanarini che ha svolto l oneroso compito di raccogliere ed organizzare le memorie per questo volume Bologna 30 aprile 2010 Umberto Meneghetti Alberto Maggiore Vincenzo Parenti Castelli IL TECNOPOLO REGIONALE PER LA MECCANICA DELLA PROVINCIA DI MODENA STRUTTURE ORGANIZZAZIONE OBIETTIVI Angelo O Andrisano Dipartimento di Ingegneria Meccanica e Civile Universit di Modena e Reggio Emilia Italia E mail angelo andrisano umimore it Francesco Leali Dipartimento di Ingegneria Meccanica e Civile Universit di Modena e Reggio Emilia Italia E mail francesco leah unimore it Marcello Pellicciari Dipartimento di Ingegneria Meccanica e Civile Universita di Modena e Reggio Emilia Italia E mail marcello pellicciari unimore it Alberto Vergnano Dipartimento di Ingegneria Meccanica e Civile Universit di Modena e Reggio Emilia Italia E mail alberto vergnano unimore it Sommario Il presente articolo descrive la struttura l organizzazione e gli obiettivi di ricerca industriale del Tecnopolo regionale per la meccanica della provincia di Modena contestualizzandolo rispetto al sistema produttivo del territorio Il Tecnopolo ha come principale finalit quella di rispondere efficacement
439. rcular annular plate 27 is considered clamped on the external edge and free on the internal one with k 2 a 1 r 0 4 and v 1 3 In Tab 6 the dimensionless frequencies 7 computed using 4 clamped free x 22 Fourier eigenfunctions 88 global dofs are compared with those reported in Ref 15 computed using boundary characteristic othogonal polynomials in two dimensions as shape functions Note that the frequency parameters 4 of modes 2 and 3 must be the same for symmetry reasons the differences reported in Ref 15 descend from computational errors the same holds for modes 4 5 6 7 8 9 and so on Table 5 Example 5 Dimensionless frequency parameter 2 v 0 3 a 7 4 k 1 r 0 5 Ref 7 Present approach 8x8 dofs 0 5 Fig 9 Simply supported free circular sector plate v 0 3 a 7 4 k 1 a 2 r 0 5 modes left and 4 right 31 Table 6 Example 6 Dimensionless frequency parameter 4 v 1 3 k 1 r 0 4 Ref 15 Present approach 4x22 dofs 10x1 dofs 19460 19423 o 1947 1943 31736 340 9200 ci Sla Si sc a E eer ie i E 7 67004 66965 L eooo ili ole i e i 12 72081 71916 13 86 608 85 504 10 47 812 47 002 The dimensionless frequencies of modes 1 and 10 symmetric symmetric modes computed using 10 clamped free x 1 constant eigenfunctions only are shown in Tab 6 This example shows how an ap
440. rder to replicate the same roughness and surface characteristics Several shapes were investigated In Fig 6 are reported some examples Compression Figure 5 Loading and stress distribution scheme in a cross section of a porthole die 105 Figure 5 Examples of the investigated specimen shapes The final shape of the specimen showed in Fig 6 met the most severe constrains and requirements The specimen replicated the geometry of the die mandrel on a smaller scale this contained a core support and two bridges This geometry included all the characteristic elements of a hollow die including fillet radius the height and width of the bridges This shape permitted to perform the tests by means of two flat tools made of AISI H 13 steel with an hardness of 55 HRC easily workable and not damageable Figure 7 shows an average stress of 400 MPa at the specimen legs reached under a particular loading condition Figure 6 Geometry and dimensions of the specimen a 0 MPa _ _ J 2 159 Sl 473 629 156 i Figure 7 left FE model of the tool specimen contact and right Von Mises stress distribution in the specimen 400 MPa being the average value of the stress in the bridge of the specimen 106 During the test a fully compressive cyclic load was applied to the specimen mandrel and transferred to the bridges resulting in mostly shear stresses In order to replicate the loading conditions that occu
441. re dell elemento a memoria di forma nello stato disattivato con una legge di tipo lineare con offset che sovrastima la forza necessaria alla sua deformazione Fig 5 Nel caso di attuatore ad un solo elemento SMA lo stesso fenomeno si pu verificare solo durante la corsa di ritorno SMA disattivato ed esclusivamente nel caso in Cui Cmin lt g ossia se y gt 1 sy Fig 4 Anche in questo caso si ha un aumento del modulo della forza rispetto a quella di progetto Oltre ai due sistemi di compensazione illustrati nel paragrafo precedente si stanno svilup pando anche sistemi di compensazione basati su meccanismi cedevoli compliant mecha nism In particolare in corso di studio l applicazione come sistema di compensazione cedevole di molle a disco conico tipo Belleville 7 Infine un altra possibilit che si sta valutando quella di realizzare il sistema di compensazione sfruttando un dispositivo magne tico 5 CONCLUSIONI Il lavoro introduce il principio della compensazione elastica negli attuatori a memoria di forma allo scopo di massimizzare la corsa sviluppata e la forza erogata Si presenta una metodologia di progettazione integrata dell intero attuatore composto da uno o da due elementi attivi e dal sistema di compensazione Grazie al metodo sviluppato possibile dimensionare completamente l attuatore a partire dalla forza e della corsa richiesta La metodologia introdotta del tutto generale e permette
442. re lavoro meccanico Il riscaldamento di norma realizzato per effetto Joule ossia dissipando corrente elettrica nella lega La caratteristica forza spostamento degli attuatori a memoria di forma di tipo lineare mentre usualmente 1 carichi che un attuatore deve vincere sono costanti durante la sua corsa utile Il dimensionamento di un attuatore SMA quindi effettuato sul valore minimo di forza erogata 1 Ci comporta una riduzione della corsa utile rispetto al valore limite dettato dalla massima deformazione sopportabile dagli elementi a memoria di forma L idea alla base del lavoro di introdurre un sistema compensativo capace di sottrarre op portunamente energia all elemento SMA prelevandola nelle posizioni dove la generazione di forza elevata e restituendola nelle posizioni in cui la generazione limitata 2 In analogia a quanto si realizza nel campo dei manipolatori 3 e dei sistemi di supporto a forza costante 4 si introducono meccanismi bistabili associati ad un elemento elastico tipo molla elicoidale Il sistema di compensazione cos generato ha una caratteristica elastica negativa capace cio di generare una forza decrescente all aumentare della deformazione del meccanismo Lo stesso principio gi stato applicato con successo nel campo degli attuatori a polimeri elettroattivi PEA mediante l introduzione di meccanismi cedevoli 5 2 PROGETTO FUNZIONALE DELL ATTUATORE COMPENSATO Caratteristica Forza Spostam
443. re modificata si ottiene l andamento mostrato nella Fig 21 e successivamente si ricava il comportamento vibratorio illustrato dalla Fig 22 200 I m 5 kg k 20000000 N m k 400000 N m c 0 ak legge cicloidale 100 100 H 0 02 m n 500 giri min 0 0 0 01 0 02 0 03 0 04 0 05 Tempo t s Figura 20 Andamento della velocit angolare per una legge di moto cicloidale 62 70 65H TTT E 0 60 aa w 2 O O 55 i E E 50 Gi Q 45 i Ci C 40 i 35 30 30 l 0 0 01 0 02 0 03 0 04 0 05 50 0 50 100 150 Tempo t s Angolo p gradi a b Figura 21 Andamenti di Q e Q a in funzione del tempo b in funzione dell angolo 4 CONCLUSIONI Il metodo proposto per la riduzione delle vibrazioni nei sistemi camma cedente si basa sulla modifica del profilo della camma mediante un procedimento di input shaping Il profilo cos ottenuto per dipendente dalla velocit angolare del movente Il medesimo risultato pu essere raggiunto senza cambiare il profilo della camma partendo dal profilo della stessa ottimizzato per la riduzione delle vibrazioni ad una prefissata velocit angolare costante e determinando l andamento che deve avere la velocit angolare in modo da ottenere in ogni caso la richiesta legge di moto 150 l Q
444. re profile normalised over its mean value for Ro 2 and 10 and the analytical pressure for R 00 The agreement between numerical and analytical contact pressure profiles is acceptable in view of the various approximations adopted for the Green function n frictionless Mm neat fit 0 55 030 i 0 25 S 00 0 00 0 05 0 10 0 15 0 20 0 25 0 30 0 35 0 40 0 45 0 50 O Figure 5 the normalised contact length 165 M SLA o LI TT AT 0 00 0 05 0 10 0 15 0 20 0 25 0 30 0 35 0 40 0 45 0 50 x l Figure 6 the normalised contact pressure Table 1 Table reporting the normalised contact length as a function of the coefficient of friction for Ry E2 The profile of the contact pressure varies moderately with the R ratio The pressure distribution is essentially triangular in shape and it qualitatively agrees with the numerical predictions of 1 and 2 This piece of information may constitute the basis for the development of an approximate analytical model and it may be of guidance in the qualitative evaluation of the stress field within the female component A limited assessment of the frictional effects has been carried out for Ro 2 and for three coefficients of friction namely 0 0 3 0 5 The corresponding normalised contact length is reported in Table 1 166 7 FINAL OBSERVATIONS AND POSSIBLE IMPROVEMENTS Close examination of the contact between male and female components i
445. refers to the fullscale parameter while the index refers to the scaled one 3 DESIGN OF THE SCALED ROLLER RIG The scaled roller rig has been designed in order to test different bogies so the distance be tween the rollers can be modified The first scaled bogie that has been realized is the scaled reproduction of the ETR500 train bogie Also the bogie structure allows to modify some dimensional properties in order to easily simulate other types of bogies Fig 6 shows the layout of the rollers and the motors The horizontal guides allow to modify the distance between the roller axis the motors are connected to the rollers by means of two elastic joints A torsiometer between the joints measures the roller torques while two load cells measures the support reactions The roller rig has been designed in order to allow in the future to add two further motors no the left side of the figure and to remove the connection between the rollers to simulate different torques speeds on the wheels of the same axle Fig 7 shows the base of the bogie in which the primary and secondary suspensions are evident their stiffness and damping were set according to the considerations outlined in the preceding section taking into account the scaling factors The distance between the axis can be modified in order to test and simulate different bogies The bogie motion is measured by 176 Table 1 Scale factors __ asehinski Pascal Twnicki Jaschin
446. rences amp Computers and Information in Engineering Conference IDETC CIE 2009 San Diego California USA 11 Dalpiaz G D Elia G Delvecchio S 2007 Design of a test bench for the vibro acoustical analysis and diagnostics of rotating machines In Proceedings of the Second World Congress on Engineering Asset Management and the Fourth International Conference on Condition Monitoring 2007 Harrogate UK 49 50 RIDUZIONE DELLE VIBRAZIONI NEI MECCANISMI CON CAMME MEDIANTE CORREZIONE DELLA VELOCITA ANGOLARE Alberto Maggiore DIEM Dipartimento di ingegneria delle costruzioni meccaniche nucleari aeronautiche e di metallurgia Alma Mater Studiorum Universit di Bologna Italia E mail alberto maggiore unibo it Umberto Meneghetti DIEM Dipartimento di ingegneria delle costruzioni meccaniche nucleari aeronautiche e di metallurgia Alma Mater Studiorum Universit di Bologna Italia E mail umberto meneghetti unibo it Sommario Uno dei pi seri problemi dei meccanismi a camme quello delle vibrazioni che impongono un limite superiore alla velocit di funzionamento Per contenere tale effetto nocivo sono stati proposti vari metodi basati di solito sulla scelta della legge di moto Le soluzioni sono generalmente ottenute in corrispondenza di un prefissato valore della velocit angolare della camma al variare della velocit angolare varia anche la forma del profilo che rende minima la vibrazione del cedente
447. riabili la dimensione del lato del tubo quadro su due livelli 25 e 40 mm ed il numero di piastrine di collegamento su quattro livelli 0 ossia tubo integro senza giunzione 2 disposte lateralmente 2 disposte rispettivamente sulla faccia inferiore e superiore e 4 ossia una per ciascun lato del tubo quadro Per ciascuna configurazione si sono effettuate 4 ripetizioni per un totale di 32 giunzioni I tubi quadri sono profilati commerciali saldati longitudinalmente in acciaio da costruzione Fe510 I piatti di lamiera che realizzano la giunzione per sovrapposizione sono dello stesso acciaio da costruzione ma ottenuti da fogli di lamiera Lo spessore di parete dei tubi quadri e quello dei piatti di lamiera pari a 1 5 mm Per 1 tubi quadri aventi lato di 25 mm si sono impiegati piatti di lamiera di larghezza 19 mm mentre per 1 tubi di lato 40 mm la larghezza dei piatti pari a 30 mm Questo consente un ricoprimento quasi completo della zona planare della giunzione L adesivo impiegato un epossidico bi componente ad alta resistenza Henkel 9466 22 Lo spessore dello strato adesivo stato ottenuto portando a contatto le parti incollate tubo e piatto La Tabella 1 raccoglie le principali dimensioni geometriche e le propriet elastiche di aderendi 195 Tabella 1 Variabili geometriche e propriet meccaniche materiali fr Geometria Lato tubo quadro L 40 Larghezza piatti w 30 Spessore adesivo 0 05 i Materiali __ Aderendi
448. riable density and stiffness Purely elastic plates are considered however the method may also be applied to the analysis of viscoelastic plates as proposed by Catania et al 10 11 2 MAPPING TECHNIQUE An arbitrary shaped plate in Cartesian coordinates x y can be expressed by the mapping of a square plate defined in its natural coordinates 77 5 as shown in Fig 1 The generally non conformal mapping of the Cartesian system can be expressed as P EM YxPEn vEM LvPEM 1 i l where x y i 1 2 p are the coordinates of p points on the boundary of the plate and P are interpolation functions In order to evaluate the differential operators needed in plate analysis the following relations can be written in the form gt P 4 P ol ae Log A o J J 7 2 af e Soh Sy oh On oy i l n a On 1 1 1 ii 1 1 4 3 a 1 Z 1 1 LSI 1 1 0 1 1 1 Fig 1 Linear left and quadratic Lagrange right regions 20 and consequently 0 ag 3 8 8 a T Gi an 2 2 O 2 CEL I 3 y 07 Q ocon O a on ta Axdy o on 0 o 07 with 1 i Ji 2J az AG eT Ji Ji 2 Jz Jx Si Jy Jada Jitz 4 JJ 1 11 Lie Siding JoJ 11 det J Jada 7 Jada Jada i Jadiy JaJa 2 JaJa Jadiy B 6 77 where the subscripts and 77 denote differentiation with respect to the spatial variables The elements in the Jacobian mat
449. rix J as well as those in matrices A and B depend on the mapping of the Cartesian coordinate system 3 ANALYSIS TECHNIQUE An isotropic homogeneous Kirchhoff rectangular plate in free flexural vibration is considered 12 The functional of the total potential energy can be written as the sum of a term U due to the strain energy of the system plus a term V representing the potential of all applied loads including the inertial forces and a term AV taking into account lumped and distributed elastic constraints II U V AV 5 The potential of the strain energy can be written in terms of second order derivatives of the out of plane displacement w 1 dari D w w 2vw w 2 1 v w dS dS m det J d dn 6 21 In Eqn 6 the subscripts denote differentiation with respect to the spatial variables S is the spatial domain and D is the flexural stiffness of the plate which can be expressed as a function of the Young s modulus the Poisson s ratio vand the thickness of the plate A 12 E 3 D 7 12 1 v In the present formulation the inertial forces are included in the potential of applied loads V p widS 8 where p denotes the mass per unit area of the plate The additional term AV in Eqn 5 is considered to take into account lumped and distributed elastic constraints In the case of translational constraints it can be expressed in the form y constraint domain AV ewdy i 0 Der K x y d
450. rno che lo riporta ad una posizione iniziale quando il film di ED disattivato Le propriet elettromeccaniche del film sono misurate sperimentalmente mentre la struttura compliant stata analizzata e dimensionata sulla base di un modello di corpo pseudo rigido Infine 1 comportamenti di struttura e attuatore sono validati mediante procedura sperimentale RINGRAZIAMENTI Gli autori ringraziano il laboratorio Mectron Via Caduti delle Reggiane 1 H 42100 Reggio Emilia RE per il supporto finanziario BIBLIOGRAFIA 1 Bar Cohen Y 2001 Electroactive Polymer EAP Actuators as Artificial Muscles Reality Po tential and Challenges Bellingham WA SPIE Press 2 Toupin R 1956 The elastic dielectrics J Rational Mech Anal 5 pp 349 915 3 lan Plante J S 2006 Dielectric elastomer actuators for binary robotics and mechatronics PhD thesis Department of Mechanical Engineering Massachusetts Institute of Technology Cam bridge MA Schlaak H F Jungmann M Matysek M and Lotz P 2005 Novel multilayer electrostatic solid state actuators with elastic dielectric invited paper Y Bar Cohen ed Vol 5759 SPIE pp 121 135 4 5 Kim L and Tadokoro S 2007 Electroactive Polymers for robotic applications Springer 6 Vogan J 2004 Development of Dielectric Elastomer Actuators for MRI Devices Master s the sis Department of Mechanical Engineering Ma
451. robotico In Fig 5 grafico A tratta da 15 riportato il carico normale generato in un polpastrello umano sottoposto a compressione in condizioni quasi statiche In Fig 5 grafico B tratta da 16 invece illustrato 11 corrispondente comportamento di fingertip emisferiche realizzate con gomme sil iconiche di diversa durezza e diverso spessore Dal confronto tra i due grafici risulta possibile affermare che comportamenti del fingertip artificiale paragonabili a quelli del modello bio logico si possono ottenere solo attraverso l adozione di materiali elastomerici con durezza molto bassa e o con spessori del rivestimento decisamente elevati rispetto alle dimensioni nominali del fingertip stesso Entrambe le suddette soluzioni i e basse durezze o alti spessori creano problemi pro gettuali non trascurabili se da un lato la scelta di materiali troppo teneri implica un decadi mento delle propriet superficiali del polpastrello compromettendone in particolare la re sistenza all usura ed alla lacerazione dall altro l aumento dello spessore non pu essere ac cettabile oltre certi limiti essendo vincolate sia le dimensioni massime esterne del fingertip sia quelle minime interne della struttura rigida che deve alloggiare il sistema di trasmissione ed l apparato sensoriale L obiettivo alla base di questo studio quindi l ottenimento di rives timenti soffici pi cedevoli rispetto alle soluzioni attuali a parit di durezza e spessore del riv
452. rof Aldo Rossi at the Department of Innovation in Mechanics and Management DIMEG of University of Padua Italy has a twenty five years experience in the field of Robotics and Industrial Automation The research activity is held within the Robotics Mechatronics and Rehabrobotics Laboratories at DIMEG where the prototypes of several robotic devices have been developed and tested through the last decades Our activity in the field of rehabilitation robotics started with the design of two cable driven table top haptic displays shown in Fig 1 and Fig 2 which were built in the late 1990 s These devices were not specifically designed for rehabilitation purposes but gave us the know how for the development of two cable driven robots for upper limb rehabilitation the NeReBot and the MariBot depicted in Fig 7 and Fig 8 respectively The first robot was conceived by Prof Paolo Gallina in collaboration with Dr Stefano Masiero from the Department of Rehabilitation Medicine of University of Padua and with Eng Claudio Fanin from the National Institute for Nuclear Physics in Padua INFN Their idea was to create a simple easy to use machine to target post stroke patients in a very early stage To the best of the authors knowledge this kind of investigation had never been done before since most rehabilitation robots were not conceived to be moved through the hospital ward to reach the patients laying on the bed 1 3 For this purpose th
453. rovino dei centri di rotazione introducendo flessione SOLUZIONI CONCETTUALI Di forma scinetto assiale Figura 6 Matrice morfologica nel progetto concettuale dell attrezzatura sperimentale 126 I giunti universali 30 31 doppio cardano oltre a richiedere elevate precisioni costruttive si rivelano inadeguati per la trasmissione della compressione In 32 riportato l uso di organi cedevoli a flessione in grado di compensare le componenti indesiderate Se da un lato la struttura si presenta piuttosto semplice la compensazione della flessione per spesso approssimativa inoltre a compressione si generano fenomeni di instabilit del treno di carico Un ulteriore possibilit contemplata anche in 22 quella di fare ricorso al Metallo eutettico di Wood questo opportunamente reso fluido in una tazza riscaldata accoglie la testa del provino che idealmente si dovrebbe auto orientare nella posizione corretta Alla solidificazione dell eutettico il provino congelato in tale posizione compensando i disassamenti fra gli afferraggi della macchina Diversi sono i difetti disallineamenti in termini di rotazioni relative fra gli afferraggi non possono essere compensati la resistenza a trazione ed a taglio dell eutettico molto bassa infine quest ultimo ha forti propriet tossiche L ultima soluzione permette infine di compensare 1 disallineamenti ponendo un cuscinetto assiale con un anello rovesciato al di
454. rrect definition of the tensile state on the coupling area requires the help of numerical FEM analyses Our investigations were basically dedicated to find out an overall mathematical function which depends on some geometric parameters shared by every type of fork and which is able to correct the theoretical formulas valid only for axially symmetric elements The FEA investigation 1s necessary because the solution provided by the congruence and equilibrium equations 2 4 are not effective when applied to asymmetric elements such as the fork the tensile state on the coupling area proves to be neither constant nor appreciable as average value if the Thick Walled Cylinders Theory Lame equations is applied As a matter of fact the results of FEM analyses performed with the Ansys Code and reported in Fig 3 show that radial 0 and hoop 0 stresses on the coupling surfaces are not constant in the coordinate Therefore it was decided to perform a set of FEM analyses on 15 different fork pin couplings in order to evaluate the pr and o trend and to define two ad hoc parameters to be inserted in the theoretical formulas of Eq 1 proposed in 7 that can still continue to be effectively applied and used 211 Axially symmetric aa Not axially symmetric 40 9 Fo 0 d6 1 0 lt 0 is the ratio between the actual interference Z and the nominal coupling diameter Dpr E and v are the Young
455. rresponding to 106 loading cycles unless the specimen broke prematurely After unloading and cooling down to room temperature the final height of the specimen was measured to obtain the data of its final permanent deformation Load i 3 min A i I eETTE MW B NM e _ lt of 1 ferreri zione 1 i 1 i i 1 i i 4 i 1 i i 1 i 1 i i i i 1 i i i i i y A 1 4 600 sec 600 sec 2KN 9 sec unload Figure 8 Mechanical waveforms and thermal load as a function of time 107 Figure 9 Specimen placed in the Gleeble 1500D thermo mechanical simulator To ascertain the thermal stability of the specimen during the test and determine the temperature distribution two additional tests were performed during which the temperatures at 15 points distributed all over the specimen surfaces were monitored The thermo physical properties of the AISI H11 tool steel as a function of temperature are reported in 10 Accurate determination of displacement during the test was considered very important As the displacement transducer is located at the end of the loading system of the Gleeble machine the measurement is the sum of various contributions including those from the specimen the hydraulic loading system anvils etc In order to quantify the yielding of the Gleeble system a block of material assumed to be rigid was placed between the tools The displacement under the static compressive load
456. rs exist on the subject see e g 10 In this work the selection procedure 1s carried out in accordance with a modal ordering scheme based on the Effective Interface Mass measure of dynamic importance 11 12 which ranks modes based upon their contribution to loads at component interface This paper discusses the first steps in the development of a multibody model of a Ducati L twin four strokes engine cranktrain The ultimate purpose of such model is the accurate prediction of the loads acting on the main components in the system with special regard to the engine block this will eventually enable a refined structural design resulting in a weight reduction combined with improved overall performances After a brief description of the system under study Section 2 the modelling process will be reviewed in Section 3 a rigid multibody model is presented and inherent limitations are highlighted Section 4 depicts the flexible multibody implementation mainly focusing on the adopted methodology Some concluding remarks and future research directions are eventually given in Section 5 2 SYSTEM DESCRIPTION As mentioned this study deals with the cranktrain of a motorcycle 1 c engine Figure 1 shows a schematic of the mechanism the main component in the system is a single throw crankshaft on four main journals the shaft carries a flywheel and two pinions transmitting power to the valvetrain and the clutch Two connecting rods arranged in a 90
457. rsale di cui non hanno il controllo nel presente lead time e nel futuro Anche con riferimento a questa situazione secondo l Autore una moderna deontologia produttiva richiede l applicazione del principio di standardizzazione con gli ovvi limiti relativi alle situazioni industriali a tutte le progettazioni e a tutti i manufatti Gli atti d egoismo aziendale e g l inibizione con artifici tecnici o con protezioni brevettali dell uso di ricambi o accessori non proprietari anche se di elevata qualit tecnica possono essere profittevoli nel breve periodo ma alla lunga non pagano perch a deprimono la creativit tecnologica di un settore merceologico b riducono la possibilit per il cliente utente di governare il mercato in senso virtuoso scegliendo 1 prodotti a maggior value c rendono meno appetibile il prodotto principale per la carenza di alternative disponibilit il risultato un danno oggettivo diretto e indiretto per il prodotto principale Nei casi c3 come gi detto il montatore l utente finale uomo della strada e la situazione particolarmente critica per questo sono necessarie architetture e procedure foolproof oltre che mistakeproof soprattutto se il prodotto pu presentare problemi di sicurezza Alcuni semplici accorgimenti sono inserire nel manufatto semplici indicatori di corretto montaggio questi possono essere visivi riferimenti sui pezzi colorazi
458. ruoka M 1980 Analysis of skew plate problems with various constraints Journal of Sound and Vibration 73 4 pp 575 584 7 Geannakakes G 1990 Vibration analysis of arbitrarily shaped plates using beam characteristic othogonal polynomials in the semi analytical finite strip method Journal of Sound and Vibration 137 2 pp 283 303 8 Ritz W 1909 Theorie der transversalschwingungen einer quadratischen Platte mit freien R ndern Ann Physik 28 pp 737 786 9 Catania G Sorrentino S 2009 Rayleigh Ritz analysis of vibrating plates based on a class of eigenfunctions In proceedings of ASME IDETC CIE 2009 San Diego USA August 30 September 2 10 Catania G Sorrentino S 2007 Discrete spectral modelling of continuous structures with fractional derivative viscoelastic behaviour In proceedings of ASME IDETC CIE 2007 Las Vegas USA September 4 7 11 Catania G Fasana A Sorrentino S 2008 A condensation technique for the FE dynamic analysis with fractional derivative viscoelastic models Journal of Vibration and Control 14 9 10 pp 1573 1586 35 12 Timoshenko S Young D H Weaver W 1974 Vibration problems in engineering 4th edition Wiley New York USA 13 Cook R D Malkus D S Plesha M E Witt R J 2002 Concepts and applications of finite element analysis 4th edition Wiley New York USA 14 Blevins R D 1979 2001 Formulas for
459. s Modulus and the Poisson s ratio of the hub y v4 and the shaft 212 E vi while Q is the ratio between the internal and the external diameter of the hub and O is the ratio between the internal and the external diameter of the shaft During the coupling phase a portion of the nominal interference U Eq 2 evaluated as the difference between the external shaft diameter Dz and the internal hub diameter D4 is loss as a function of the surface roughness 8 9 of the components 10 11 it is therefore possible to calculate the actual interference Z Eq 3 U D D 2 Z U G _ 3 a R G 2 Rya Rpr Ra Rar As reported in 12 a parametric analysis has been performed to study the stress field the internal diameter of the fork has been set equal to six different values D 25 27 29 31 33 35 mm while the central bush thickness s equal to five different values 6 7 3 8 8 5 9 mm within the most frequent production range Therefore it is possible to develop and analyze 15 groups of 30 6x5 forks each as a complete combination of the internal diameter D and of the central bush thickness s In each group the stiffening ribs Fig 2 around the central bush were left unchanged a total of 450 15x30 Finite Elements Analyses FEA have been performed with the purpose of finding out an overall function p able to correct the theoretical formulas Hence by applying the coefficients it 1s possible to design
460. s a function of reference torque command and relative 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 slide S Jaschinki A Chollet H Iwnicki S D Wickens A H and Wurzen J 1999 The application of the roller rigs to railway vehicle dynamics Vehicle System Dynamics 31 pp 345 392 D I S and H W A 1999 Validation of a matlab library vehicle simulation using a roller rig Tech rep Manchester Metropolitan University Department of Engineering and Technology Dukkipati R 1999 A parametric study of the lateral stability of a railway bogie on a roller rig Proceedings of the Institution of Mechanical Engineering Part E 213 pp 39 47 Dukkipati R 2001 Lateral stability analysis of a railway truck on roller rig Mechanism and Machine Theory 36 pp 189 204 P D Allen S D I 2001 The critical speed of a railway vehicle on a roller rig Proceedings of the Institution of Mechanical Engineering Part F 215 pp 55 64 S Bruni F Cheli F R 2001 A model of an actively controlled roller rig for tests on full size railway wheelsets Proceedings of the Institution of Mechanical Engineering Part F 215 pp 277 288 Polach O 1999 Fast wheel rail forces calculation computer code Vehicle System Dynamics Supplement 33 pp 728 739 Polach O 2005 Creep forces in simulations of traction vehicles running on adhesion limit W
461. s approximated as a linear combination of a number of shape vectors u Tv 1 where u is a vector of physical coordinates 1 e translations and rotations if any of the FE nodes T is a matrix holding the shape vectors as columns and v is a vector of generalized coordinates Usually the dynamic behaviour of the FE component in a certain frequency range of interest can be captured using a much smaller number of generalized coordinates compared with the original number of physical coordinates there lies the model reduction 92 Several model reduction methods were proposed in the past 6 8 which rely on a coordinate transformation as the one defined by Egn 1 they basically differ from each other in the selection of the mode set used to build the transformation matrix T which can include normal modes constraint modes and attachment modes A comprehensive overview of those techniques which are referred to as Component Mode Synthesis CMS or substructuring techniques can be found in 9 Craig Bampton model reduction In this study the Craig Bampton CB approach has been used and will be briefly reviewed here The equilibrium equation for the free free undamped structure holds Mii Ku f 2 where M and K are the FE mass and stiffness matrices respectively and f is the external force vector The physical DOFs are partitioned into two complementary sets the interface DOFs subscript a active and the interior DOFs
462. s corresponding to 400 600 and 800 MPa in the bridges of the specimen was taken as that of the Gleeble system 3 RESULTS AND DISCUSSION The insertion of one or two copper plates between the tool and specimen was found to be a workable solution to the stabilization of the specimen temperature during the test Figure 10a and 10c show the temperature distribution at the 15 measurement points on the specimen Fig 10a The evolutions of these temperatures over a period of time are presented in Fig 10b which clearly shows the stability of the temperatures after 600 s The differences in temperature between the two sides of the specimen at the mirror points 2 12 1 11 and 3 13 were noticed The maximum difference was 33 C between points 2 and 12 This was attributed mainly to the imperfect contact at the specimen copper plates tool interfaces The temperature non uniformity was thought to be acceptable considering the accuracy of the thermocouple measurements 6 C 108 Ta T_15 Tt T 1 0 Tw ae E m yooo mememe meremere rs HO T_it T Mo T5 120 T 13 a i T_12 F m T b a 260 TL aa Pi 20 20 UNJ teo c Figure 10 a Positions of the 15 measurement points on the specimen to check the temperature distribution b evolution of the temperatures over time and c temperature distribution on the specimen at a set temperature of 380 C In Tab 2 the results of the creep fatigue
463. s the best condition of rotational speed and applied load giving a clear and meaningful response signal Concerning fault detection the Kurtosis coefficient 8 extracted from the TSA vibration signal is well suited in highlighting localized faults due to the fact that 1t assumes high values in signals that present few localized peaks as occurs for wheels with anomaly see Fig 3 39 acceleration ampliudes m s 2 acceleration ampliudes m s 2 Therefore this technique can be a powerful and simply tool in vibration based monitoring Table 1 puts in evidence the Kurtosis coefficient values for all the defect types evaluated at low speed and high load As one can clearly see the Kurtosis coefficient presents high values for the faulty wheels while for healthy wheels it presents small values less than 4 Table 2 shows that the test conditions have a strong influence on Kurtosis values In fact it can be noted that the Kurtosis coefficients at high speed and low load are smaller than the Kurtosis coefficients at lower speed and higher load listed in Tab 1 o gt N o 7 3 f 1 N 1 ei 1 o o Al mn Vy 90 180 270 360 angle deg Mr Te Mu iN SE n 0 90 180 270 360 angle deg acceleration ampliudes m s 2 acceleration ampliudes m s 2 6 b Figure 2 a Test bench b tested wheel and transducers a T N T 0
464. s well as the importance of the proper selection of test and processing parameters Keywords vibration monitoring quality control polyurethane wheels helical gears 37 1 INTRODUCTION In industrial manufacturing rigorous testing is used to ensure that the delivered products meet their specifications In the last few years a great effort has been put into automating fault detection by using vibration measurements and processing techniques due to their non intrusive character and ability to detect a wide range of mechanical faults In industrial environments there is an increasing demand for automatic on line systems which are able to classify final products as pass or fail and or to diagnose faults Firstly the monitoring procedure involves the acquisition of vibration signals by means of piezo electric accelerometers Since the selection of the acquisition parameters 1s critical this data acquisition step is not of minor importance Sometimes several operations 1 e correct selection of time histories averaging and digital filtering are needed in order to separate the most informative part of the signal from the environmental noise electrical and mechanical Secondly signal processing techniques have to be implemented by taking into account the characteristics of the signal and the type of machine from which the signal is being measured 1 e rotating or alternative machine with simple or complex mechanisms Finally several feat
465. section the fatigue assessment of the welded joint is carried adopting the ASME Boiler and Pressure Vessel Codes Division 2 13 where the master S N curve has the following form AS C N 2 where C and h are material constants and are tabulated for different prediction intervals and for two classes of materials structural steels and aluminium This unique S N curve was demonstrated to correlate multiple S N curves when the scaling parameter AS was defined based on fracture mechanics considerations implying that crack propagation dominates fatigue lives in welded joints For constant amplitude loading the equivalent structural stress range AS is defined as Ao AS s Sm pay a where the structural stress range Ao obtained according to Eqn 1 at every node along the weld toes In Eqn 3 the constant m is equal to 3 6 and represents the slope of a Paris like fatigue crack propagation curve of constructions steels t is the section thickness and r is the following load ratio re a 4 Ao Ao that represents the bending stress proportion of the total structural stress r in Eqn 3 is the following polynomial function of the load ratio I r 0 0011r 0 0767r gt 0 0988r 0 0946r 0 0221r7 0 014r 1 2223 5 which is derived by fracture mechanics concepts assuming the presence of a fatigue crack at the weld toe see Fig 4a that propagates through the thickness in the presence of the linearized stresses shown
466. segments are modelled respectively with an U Joint whose centre is the fiber insertion point on the fibula and a R pair whose direction maybe taken orthogonal at the frontal plane Furthermore in order to define the TFC model the connections between the tibia and fibula bones with the talus and calcaneus bones have to be modeled The same anatomical elements that were modeled in 33 for a one DoF equivalent spatial mechanism for the ankle 330 Fibula segment Talocalcaneal segment Figure 3 The M1 mechanism for the TFC complex complex joint passive motion have been used More precisely the talus and the tibia bones and the talus and the fibula bones have been considered in mutual contact at two points and one point respectively and the portion of each contact surface has been approximated by a spherical surface Moreover the isometric fibers of the two ligaments CaFiL and TiCaL have been modeled as two rigid segments linked to the bone rigid bodies with spherical pairs Thus the resulting model for the passive motion of the TFC complex is the one depicted in Fig 3 MI Here the talocalcaneal tibia and fibula segments feature three sphere to sphere contact points where points C4 Cs and C7 A4 and A5 B7 represent the centers of the mating spherical surfaces fixed to the talocalcaneus tibia and fibula respectively Points A3 and C3 Bg and C are the centres of the spherical pairs that link respectively the TiCaL segment with the
467. semplice stato anodizzato sulla superficie zona 2 e dopo attacco Keller sulle due sezioni zone 1 e 3 Questo tipo di analisi fornisce una visione pi tridimensionale della struttura del materiale Le tre linee precedentemente visibili come aree pi scure sono visibili anche nell analisi SEM come zone con forte presenza di cavit Fig 15 La sonda EDS permette di analizzare la composizione chimica di una determinata area in Fig 16 sono riportati 1 risultati per due differenti ingrandimenti di una stessa zona Oltre alla maggioritaria presenza di alluminio il diagramma non mostra traccia di altri elementi a parte 1 normali alliganti si esclude di conseguenza la contaminazione da ossidi o lubrificanti come causa delle striature Due tipi di difetti sono visibili nell analisi della superficie zona 2 3 etch pits e grain boundary grooves Etch pits cavit da attacco sono cavit la cui formazione ha un legame diretto con la distribuzione e la dimensione degli intermetallici sulla superficie Nascono in conseguenza alla dissoluzione degli intermetallici e della matrice di alluminio intorno agli stessi a causa della differenza in potenziale elettrochimico Durante l anodizzazione il maggiore potenziale degli intermetallici ricchi di Fe rispetto alla basi di Al incentiva la loro dissoluzione In Fig 17 stata evidenziata l entit di tale difetto sulle due diverse zone dentro e fuori la striatura ti i Figura 16 EDS com
468. sis values of the TSA for the three tests Pinion TSA Wheel TSA Dio Kurtosis DI Kurtosis g g Test 1 pinion and wheel in sound condition 0 21 2 39 0 22 3 03 Test 2 pinion distributed fault 0 35 3 15 0 31 3 16 Test 3 wheel localized fault 0 13 2 80 0 27 35 68 Figure 9 a Test bench for gear units and b example of a tested gear 3 3 D 2 L T 2 L 4 a b CHI S 1 0 by Ny MAN mal yi n MM W Pali Mi SI Mae T Ph AW Vay wi M 0 Liat fi i Mil yy nr MA N VANI HAL Mu MA AN A W it AMM VM i iy NI WW AN ll Nishi idl Me T T Lia di S 4 51 O 2 O 2 a S 3 i l fi S 3 I 0 90 180 270 360 0 90 180 270 360 angle deg angle deg 3 T T T 3 T T EE 2 2t J c d 9 1 A nf T Si E E Ill i E oA law Matra BO pend VAN fb ht A A hanaan 1 D 1 yy sE Ba 3 l l 23 l l 0 90 180 270 360 0 90 180 270 360 angle deg angle deg Figure 10 Time synchronous averages for the three tests a Test 1 pinion TSA in sound condition b Test 1 wheel TSA in sound condition c Test 2 pinion TSA with pinion distributed fault and d Test 3 wheel TSA with wheel localized fault Moreover in order to assess the presence of a defect a visual inspection of the TSA 1s needed thus such a technique 1s not suitable to be implemented in an automatic monitoring system at the end of the production line Erg
469. sive knee flexion Journal of Biomechanics 28 pp 1265 1279 Gill H and O Connor J 1996 Biarticulating two dimensional computer model of the human patellofemoral joint Clinical Biomechanics 11 pp 81 89 Donahue T L H Hull M Rashid M M and Jacobs C R 2002 A finite element model of the human knee joint for the study of tibio femoral contact Journal of Biomechanical Engineer ing 124 pp 273 280 Ji Z Findley T Chaudhry H and Bruce B 2004 Computational method to evaluate ankle postural stiffness with ground reaction forces Journal of Rehabilitation Research and Develop ment 41 pp 207 214 Pilkar R B Moosbrugger J C Bhatkar V V Schilling R J Storey C M and Robinson C J 2007 A biomechanical model of human ankle angle changes arising from short peri threshold anterior translations of platform on which a subject stands In 29th Annual International Conference of IEEE EMBS pp 4308 4311 Hansen A H Childress D S Miff S C Gard S A and Mesplay K P 2004 The hu man ankle during walking implications for design of biomimetic ankle prostheses Journal of Biomechanics 37 pp 1467 1474 Schepers H M and Veltink P H 2006 Estimation of ankle moment using ambulatory mea surement of ground reaction force and movement of foot and ankle In First IEEE RAS EMBS International Conference on Biomedical Robotics and Bi
470. ski mod Time STI ve voiy vs 1 5 VE Acceleration O WS 5 1 Mas 5 as 5 S moe Bo 25 5 so Density I 1 i 06 Young moduli 1 1 1 3 Weight TS as ms S sins j s 5s as Comtaetforce 25 25 es s Damping 5 5 ASTE means of displacement sensors and tri axial accelerometers Fig 8 shows a lateral view of the bogie with the motors that simulate also the braking system Fig 9 shows the pulley belt transmission between the motors and the bogie axis Such a complex transmission is necessary to avoid the transmission of the pulley support reactions on the suspension springs Finally Fig 10 shows the realized test rig The motors that have been chosen for the test rig and for the scaled bogie are Inter nal Permanent Magnet IPM motors Fig 11 Compared with conventional asynchronous motors this solution presents lower dimensions and weight and consequently lower inertia greater efficiency a speed rigorously equal to the input frequency Since the energy losses are mainly located in the stator the cooling system is easier Their costs are higher with respect to conventional motors however this cost increasing is partially compensated by the lower dimensions and current consumption Fig 12 shows a comparison between the rotors of an asynchronous and a IPM motor 4 CONTROL TORQUE CALCULATION The scaled roller rig has to reproduce the behavior of a fullscale test rig in which
471. sono essere realizzate in modo da ottenere un attuatore in grado di fornire una forza quasi costante per un dato intervallo di corsa Sup poniamo di accoppiare 1 ED con un meccanismo compliant la cui forza di reazione elastica aumenta all aumentare della distanza P O Nella Fig 2 si presentano quattro differenti tipologie di curve FL riguardanti la forza Fs assumendo che la corsa dell attuatore x e la lunghezza iniziale l rimangano invariate Si consideri dapprima la curva S2 Si pu notare che per un ampia porzione della corsa F mantiene un valore costante F uguale alla distanza B C se il film di ED attivato mentre mantiene un valore costante F uguale alla distanza A C se il film di ED disat tivato Se l attuatore deve fornire maggior forza quando il film di ED attivato si po scegliere 314 un profilo FL della SDS simile alla curva 53 in modo da aumentare F da B C a B C e conseguentemente diminuire Fa off La forza F dell attuatore nello stato OFF massimizzata realizzando una struttura che fornisca un profilo FL simile alla curva S mentre la forza F dell attuatore nello stato ON massimizzata realizzando una struttura che fornisca un profilo FL simile alla curva S4 In quest ultimo caso non presente alcuna forza in grado di riportare l attuatore nella sua posizione iniziale qualora disattivato e si deve quindi predisporre un dispositivo di ritorno In alternativa
472. sono tratti dai lavori di Dragoni 7 e di Castagnetti e Dragoni 8 Metodo Le configurazioni esaminate sono due la barra prismatica con la sezione di Fig 3 e la barra circolare con gole anulari avente il profilo longitudinale di Fig 6 entrambe 239 soggette a torsione Per la geometria ed il metodo di analisi della barra in Fig 3 si gia detto nella sezione 2 Per la barra di Fig 6 si esplorano tutte le geometrie ottenute variando il rapporto p t tra 0 2 e 1 con passo 0 2 il rapporto P tra circa 0 un solo intaglio e 2 con passo 0 1 0 2 ed il rapporto d p secondo la serie 5 25 100 Anche per l analisi delle tensioni torsionali nella barra di Fig 6 Castagnetti e Dragoni in 8 utilizzano un metodo numerico basato su analogia termica In questo caso l analogia riconduce la torsione del solido assialsimmetrico alla conduzione di calore planare in una lastra omogenea di spessore variabile La lastra possiede in pianta lo stesso profilo della sezione meridiana della barra assegnata Fig 6 ed il suo spessore nel punto generico proporzionale al cubo del raggio distanza dal bordo corrispondente all originario asse di simmetria in quel punto A differenza del caso precedente non esiste calore diffuso nel volume e la lastra mantiene inalterato il flusso complessivo di calore in direzione assiale Le tensioni torsionali in ogni punto della barra sono date dal prodotto tra il raggio ed il gradiente termico nel pun
473. sotto della testa del provino Un cuscinetto dotato di ralla sferica permette anche di compensare le rotazioni Tale soluzione semplice e potenzialmente efficace non offre tuttavia la completa cancellazione di ogni contributo flessionale gt PEE Elemento intermedio R Boccola Cuscinetto assiale con ralla TAN 4 Vista in pianta dell Elemento intermedio Anello capovolt Sup sferica i Ralla l volventi e esterna gt gabbia Figura 7 Nuova attrezzatura di carico e sua integrazione con gli afferraggi esistenti 127 Infine per quanto riguarda la sotto funzione F3 essa pu essere espletata facendo uso di dischi calibrati o cunei che bloccano assialmente il treno di carico imprimendo una pre compressione sulle teste o di dispositivi cilindrici ad esempio a vite agenti sulle teste stesse Nel primo caso si ravvisa che 1 cunei vanno verosimilmente portati in posizione a colpi di martello il che potrebbe essere pericoloso per la creazione di disassamenti Alcune varianti concettuali VI V2 V3 considerate per l analisi del valore sono riportate in Fig 6 La suddetta analisi ha portato ad individuare la soluzione finale V3 mostrata in Fig 7 Essa perfettamente integrata con gli afferraggi in dotazione alla macchina impiegata l estremit inferiore del provino vin
474. ssachusetts Institute of Technology Cambridge MA Berselli G Vertechy R Vassura G and Parenti Castelli V 2008 A compound structure frame for improving the performance of a dielectric elastomer actuator Springer Advances in Robot Kinematics 11 pp 391 398 Berselli G Vertechy R Vassura G and Parenti Castelli V 2008 Design of a single acting constant force actuator based on dielectric elastomers Proceedings of IDETC ASME Interna tional Design Engineering Technical Conferences 7 le 8 323 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 Berselli G Vertechy R Vassura G and Castelli V P 2009 On designing compliant ac tuators based on dielectric elastomers for robotic applications IN TECH Advances in Robot Manipulators ISBN 978 953 7619 X X Plante J and Dubowsky S 2008 The calibration of a parallel manipulator with binary actua tion Springer Advances in Robot Kinematics 11 pp 291 299 Howell L 2001 Compliant Mechanisms John Wiley and Sons Jensen B and Howell L 2004 Bistable configurations of compliant mechanisms modeled using four links and translational joints ASME Journal of Mechanical Design 126 pp 657 666 Berselli G Vertechy R Vassura G and Castelli V P 2009 Experimental evaluation of optimal conically shaped dielectric elastomer linear actuators JEEE RSJ IRO
475. ssed in radians exceeds x by the area A of the triangle Therefore the following relation holds _T A 2 S 32 Another useful relation of spherical trigonometry links the angular radius R of the circle circumscribed to a spherical triangle see Fig 7 to quantities S and N 16 p 67 cos S tan R 33 At this point the tools for providing the absolute value of the Jacobian with an expressive geometric interpretation are all laid down From Eqns 29 and 30 the ensuing relation can be derived 365 ldet J 2N 34 Insertion into Eqn 34 of the expression for N drawn from Eqn 33 yields cos S tan R det J 2 35 Finally replacement into Eqn 35 of the expression for S provided by Eqn 32 results into sin Idet J 2 36 tan R Equation 36 shows that the magnitude of the Jacobian of the considered spherical fully parallel manipulator depends on two geometric parameters only the angular circumradius and the area of the spherical triangle drawn on a unit radius sphere by extending the arcs that represent the manipulator actuators The sign of the Jacobian is positive if the vertices of the considered spherical triangle are numbered in the same sequence as in Fig 6 negative in the opposite case 4 REMARKS The expressions in Eqns 13 and 36 for the absolute value of the Jacobian of 3 dof fully parallel planar and respectively spherical manipulators are similar T
476. sta elettronica di front end dovr fornire segnali elettrici robusti alle interferenze e facilmente usufruibili dal sistema di controllo del motore Quest ultimo sar diviso in due sezioni 1 smart processing e 11 power il primo deputato all acquisizione dei segnali dall elettronica di front end e alla generazione dei segnali necessari alla regolazione del sistema di iniezione e del motore il secondo deputato ad implementare opportuni moduli di potenza in grado di pilotare gli attuatori dei vari sistemi che si intende regolare UOR 1 1 2 Sperimentazione di combustibili alternativi e di motori multi fuel La composizione delle emissioni allo scarico di un motore a combustione interna risulta intrinsecamente legata alla composizione chimica del combustibile impiegato La ricerca di soluzioni a basso impatto ambientale argomento sempre pi rilevante e strategico non pu quindi trascurare la valutazione di combustibili alternativi ai tradizionali benzina e gasolio Una prima strada consiste nell utilizzo dei cosiddetti biocombustibili Essi sono prodotti di origine agricola biodiesel bioetanolo ETBE ed MTBE che possono essere utilizzati in alternativa o in combinazione con 1 combustibili tradizionali Tuttavia se da una parte il loro impiego auspicabile in quanto rappresentano una fonte di energia rinnovabile dall altra permangono ancora diverse incognite circa l individuazione del compromesso ottimale tra i costi e
477. stato dell arte emergono due tendenze fondamentali da un lato lo sviluppo di MRA modulari concepite come organi di presa manipolazione da accoppiare a braccia robotiche di qualsivoglia tipologia 2 4 dall altro MRA integrate concepite come parti di un sistema composto da MRA polso e avambraccio 5 6 La scelta di una linea guida rispetto all altra influenza profondamente il progetto della mano Dal punto di vista dell applicazione industriale un approccio modulare e quindi or gani di presa stand alone risulta preferibile D altro canto il recente interesse verso robot umanoidi 7 8 in grado di interagire direttamente con l uomo conduce alla necessit di in tegrare MRA in braccia robotiche anch esse simili al modello biologico di riferimento In quest ottica lo sviluppo simultaneo di un sistema mano polso avambraccio risulta tuttora promettente E necessario sottolineare che le caratteristiche funzionali delle MRA svilup pate finora sono ancora lontane in termini di destrezza effettiva da quelle possedute della mano umana Risulta quindi pienamente giustificato uno sforzo teso al miglioramento dello stato dell arte sia in termini di architettura generale di sistema che in termini di tecnologia realizzativa e di componentistica es sensori e attuatori Diverse linee guida possono definire le direzioni di ricerca una di queste quella di ispirarsi direttamente alla struttura intrinseca della mano umana Infatti
478. stra come i provini P1 P2 e P5 siano caratterizzati da curve CS dalla tipica forma esponenziale descritta da Eq 1 Nel caso dei provini P4 e P5 ove le pareti che separano i vuoti interni sono soggette a carichi flettenti l effetto di aumento della cedevolezza risulta particolarmente evidente I questi casi le curve CS del provino possono essere concettualmente divise in due regioni la prima per piccoli spostamenti o piccoli carichi imposti in cui la curva FS risulta lineare e la seconda per spostamenti o carichi imposti di maggiore intensit in cui la curva CS presenta la caratteristica forma esponenziale Tale risultato confermato dall analisi FEM 19 interpretabile supponendo un progressivo collasso delle strutture che compongono lo strato intermedio i e costole o microtravi A seguito del collasso e del conseguente contatto tra le superfici laterali delle costole o delle micro travi con le superfici dello strato esterno uniforme ed interno rigido il provino si comporter in maniera similare ad un provino a strutturazione omogenea riportando perci il classico comportamento di tipo se f hardening Il concetto di DLD stato utilizzato per il disegno dei polpastrelli della UBHyy La morfologia esterna dei polpastrelli differisce da quella riportata in Fig 8 ma il concetto utilizzato per il disegno della struttura interna similare al polpastrello P1 polpastrello a costole L adozione di questa filosofia progettuale ci permette d
479. structural stress range AS obtained from the FE calculations at the point along the toe line where the fatigue crack initiated They all fall within the 20 scatter band in all cases and on the safe side with respect to the mean S N curve 151 Equivalent Structural Stress Range S_ MPa Number of cycles N Figure 9 2007 ASME Div 2 master S N curve and experimental results specimens H A specimens T The crack initiation location see Fig 10 of type H specimens was always predicted correctly while for type T two specimens out of three developed a crack at points Q instead of the predicted point Y see Fig 5 and Fig 6 This was attributed to the generous grinding at the tip of the T point Y that alleviated the stress concentration at the notch and produced a beneficial effect to fatigue strength Figure 10 Fractured fatigue specimens 152 The effect was sufficient to retard the fatigue initiation so the crack propagated at point Q where the grinding was almost absent These two T specimens in the graph have a lower AS because the structural stress is lower at points Q and the ratio r is also different All the data independently of the specimen geometry fall within the 20 scatter band therefore demonstrating that the predictions using the presented calculation approach are quite accurate 6 CONCLUSIONS The work presented a structural stress approach to fatigue assessment of welded joints that int
480. struzioni Meccaniche Nucleari Aeronautiche e di Met allurgia Universita di Bologna E mail gabriele vassura unibo it Vincenzo Parenti Castelli Dipartimento di Ingegneria delle Costruzioni Meccaniche Nucleari Aeronautiche e di Met allurgia Universita di Bologna E mail vincenzo parenti unibo it Sommario In questa memoria viene presentato un attuatore lineare ad Elastomeri Dielettrici ED ottenuto accoppiando un film di ED di forma conica ad un meccanismo compliant i e cedevole Il meccanismo compliant stato progettato per mezzo di un modello di corpo pseudo rigido al fine di modificare adeguatamente la forza elastica generata dal film di elastomero L attuatore risultante fornisce una spinta utile quasi costante lungo la sua corsa quando il film di ED viene attivato e si riporta ad una posizione iniziale di riposo quando il film di ED viene disattivato Il concetto proposto validato mediante procedura sperimentale Possibili applicazioni di questa tipologia di attuatori sono le celle di Braille i robot leggeri e le interfacce aptiche Parole chiave attuatori ad elastomeri dielettrici meccanismi compliant 311 1 INTRODUZIONE Tra la classe di materiali conosciuti come Polimeri Elettroattivi 1 gli Elastomeri Dielettrici ED sono fra 1 materiali migliori che possano essere utilizzati per lo sviluppo di attuatori lineari Gli attuatori basati sugli ED offrono alte densit di potenza e di forza e buone effi
481. subjective and in many common situations difficult even or a skilled engineer This is especially true when the geometry of the structure is complex or when the stress state is not reducible to a simple main component Moreover real structures may develop fatigue cracks in locations different to those indicated in the details present in the standards so this method has severe limitations The group of local methods are based on the determination of different local parameters ranging from the notch stress and notch strain to the fracture mechanics parameters such as J integral and the stress intensity factor see Fig 1 1 They are also aimed at different phases of the fatigue process for example local notch stress is suitable for the crack initiation while fracture mechanics is ideal for crack propagation 5 7 Cross structural El pi notch Short Long section discontin effect crack crack Cyclic Cyclic Cyclic Cyclic Cyclic Cyclic Cyclic load nominal structural notch notch J integral stress stress stress stress strain intensity IN NE Ss x Z O NO N N a AK El notch effect da dN _ nisi rr a ee 8 ut nominal structural notch fracture stress stress stress strain mechanics Figure 1 Classification of the different methods for the fatigue assessment of welds 1 144 Surface extrapolation Through thickness linearization hot spot TTWT Structural hot spot Stress Man linsar ret peak W
482. superiore possono essere intesi come lo spostamento e la rotazione relativi fra le due estremit Le prove sono state eseguite con due piazzamenti del provino quello mostrato in Fig 8 e quello ottenuto dopo rotazione assiale di 90 dello stesso cos da cogliere le componenti di disassamento nei due piani I dati relativi ai due piazzamenti sono stati tra loro elaborati per comporre 1 disassamenti nelle due direzioni perpendicolari Per ragioni di rilevanza statistica dei risultati tutta la procedura sopra descritta stata ripetuta tre volte valutando infine i valori mediati sull intera campagna sperimentale I risultati sono mostrati nella Fig 9 una valutazione attendibile dell entit del disassamento e dell inflessione indotta sul provino pu essere effettuata a partire dai termini n e e del rapporto e fra la massima deformazione assiale dovuta alla flessione e la deformazione assiale dovuta al carico imposto 129 0 100 0 080 0 060 Trazione 0 040 Compress 0 020 0 000 n 10 20 30 40 Carico assiale applicato kN Spost trasversale mm n 0 300 0 250 0 200 0 150 0 100 0 050 0 000 10 20 30 40 Trazione Compress 5 Rotazione 9 Carico assiale applicato kN Oo 30 25 ep 20 15 40 Hg Trazione Compress O1 15 25 35 c Carico assiale applicato kN Figura 9 Valutazione sperime
483. t di sviluppo sperimentale e trasferimento tecnologico di quattro Unit Operative di Ricerca UOR tra loro complementari e sinergiche UOR 1 INTERMECH SIMECH UOR 2 INTERMECH SUP amp RMAN UOR 3 SOFTECH UOR 4 UNIMORE DESIGN INDUSTRIALE UOR 1 INTERMECH SIMECH UORI1 1 AUtomotive REsearch at the University of Modena prof G Cantore L obiettivo principale l allestimento di un laboratorio di sperimentazione avanzata avente come fine la ricerca di soluzioni progettuali innovative per la realizzazione di motori a combustione interna ad accensione comandata e ad accensione per compressione e veicoli ad alta efficienza e a basso impatto ambientale In particolare si propone di rendere disponibile alle numerose aziende del settore automotive presenti sul territorio regionale una struttura caratterizzata da competenze avanzate maturate nel corso degli anni all interno del Dipartimento di Ingegneria Meccanica e Civile e del Dipartimento di Ingegneria dell Informazione e attrezzature sperimentali all avanguardia UOR 1 1 1 Sperimentazione avanzata per l analisi e il controllo del processo di combustione e delle emissioni inquinanti allo scarico dei motori Per far fronte alle sempre pi stringenti normative per la limitazione degli inquinanti allo scarico dei motori a combustione interna EURO V nel 2008 e oltre sar obiettivo primario del progetto la ricerca di soluzioni per l abbattimento delle emissioni inqui
484. t della soluzione DLD per modificare il comportamento a deformazione dei rivestimenti sof fici della mano ed ha posto le basi per la creazione di rivestimenti il cui comportamento sia simile a quello degli organi biologici 351 Ringraziamenti Questa ricerca stata finanziata da EC Seventh Framework Programme FP7 all interno del progetto DEXMART progetto n 216239 e dal MIUR all interno del PRIN2007CCRNFA 004 SICURA project Si ringraziano Prof Claudio Melchiorri Ing Gianluca Palli e Ing Gianni Borhgesan BIBLIOGRAFIA 1 2 3 4 5 m 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 Kaneko K Harada K and Kanehiro F 2007 Development of multi fingered hand for life size humanoid robots In Proc IEEE Int Conf on Robotics and Automation ICRA Liu H Meusel P Hirzinger G Jin M Liu Y and Xie Z 2008 The modular multisensory dlr hit hand Hardware and software architecture Mechatronics IEEE ASME Transactions on 13 4 Aug pp 461 469 Allen P and Raleigh B 2009 Design of a low cost anthropomorphic robot hand for industrial applications V J Segui ed Vol 1181 AIP pp 693 703 Butterfass J Grebenstein M Liu H and Hirzinger G 2001 DLR Hand II Next generation of a dextrous robot hand In Proc IEEE Int Conf on Robotics and Automation Lovchik C and Diftler M
485. t of the integrals encountered in the integral equation is extracted and the corresponding integral is evaluated analytically for each term of the series expansion 10 describing the contact pressure p In the integral equation 5 the weakly singular term 1s cos In anf z 2 p 0 do 6 which may be rewritten as In sin p w dot 7 foe tan where the term within square brackets is regular Consequently only the first integral is considered The following identity holds true 2 p w do Inksin 0 plo do tnsin 0 plo do 8 Inftan 0 tan o p d n cos oji plo do In COS p o do By introducing the following linear change of variables tana tan tan a tan tan 0 tang tan J _ tana tan p 2 2 9 tan a tan tan a tan tan BRANI x tana tan 8 2 2 cos tan a tan do Cl dx 2 the first integral in 7 becomes 162 f Injtan 0 tan o p do Q In x y cos p x dx I 10 Q nof p x cos dx where _ tana tan p 2 Q Only the first integral at the right hand side of expression 10 is singular and the term costo will be considered in the next section in formula 11 The series solution Since the exact solution of Egn 5 is not available a series solution approach was employed The form of the solution for the corresponding Cauchy integral equation problem e g 26 p 173
486. ta sperimentalmente partendo da una singola gamba utilizzando la strumentazione mostrata in Fig Sb Come riportato in Fig 9 1 risultati sperimentali mostrano una buona corrispondenza col comportamento previsto dal PRBM La Fig 10 mostra la spinta utile F dell attuatore complessivo La spinta utile dell attuatore nello stato ON approssimativamente costante circa 1 7 N nell intervallo di corsa 20 30mm ammettendo una deviazione massima di 0 2 N mentre la spinta utile nello stato OFF una curva approssimativamente lineare che si annulla per l 20mm Una pen denza positiva della spinta utile in stato OFF mostra che l attuatore in grado di recuperare la posizione iniziale J qualora disattivato 322 Table 4 Dimensioni dei giunti Dimension bj mm h mm Li mm Giunto Kj 5 0 08 3 Giunto Ky 5 0 08 6 4 Giunto K3 5 0 08 ll 5 CONCLUSIONI E stato presentato un prototipo di attuatore ad ED L attuatore ottenuto accoppiando un film di ED conico con una struttura compliant La struttura composta da una base fissa e da una piattaforma mobile connesse attraverso tre gambe uguali Ogni gamba si comporta come un manovellismo di spinta compliant La struttura proposta utilizzata per modificare la spinta utile dell attuatore ed ottenere un profilo desiderato della spinta stessa L attuatore qui presentato fornisce una forza costante lungo una parte rilevante della corsa quando il film di ED attivato ed una forza di rito
487. tato e fabbricato 1 componenti questa situazione introduce problemi pi complessi rispetto alla progettazione tradizionale per il progettista riguardo alle fasi della genopersistenza che seguono la fabbricazione dei singoli componenti Le considerazioni sviluppate permettono di definire design drivers indirizzi generali e linee guida indicazioni pi specifiche per la progettazione di questi prodotti che possono essere definiti in modo estensivo come si vedr assembly Kits SI 2 OTTIMIZZAZIONE DELLE OPERAZIONI DI MONTAGGIO Le scelte progettuali devono essere orientate in modo da favorire sia le specifiche operazioni sia il complesso delle operazioni di montaggio Pahl e Beitz 1984 hanno codificato regole per l ottimizzazione del montaggio che oramai sono consolidate Come prima regola generale occorre curare la standardizzazione delle operazioni di montaggio limitando al minimo indispensabile il numero delle tecniche d assemblaggio Una seconda regola generale la ricerca di operazioni di montaggio semplici che di conseguenza sono economiche In generale la riduzione delle operazioni di montaggio si ottiene diminuendo il numero di componenti uguali eventualmente variando configurazioni e o dimensioni per garantire la funzionalit combinando pi funzioni in un componente usando gruppi pre assemblati acquistati sul mercato combinando pi operazioni di montaggio in contemporanea con un adatto posizionamen
488. te affrontate con 1 modelli tipici della fatica a basso numero di cicli modelli di Manson Coffin Brown Miller sebbene come visto la sollecitazione sia strettamente di questo tipo Anche dal punto di vista dello studio dell effetto dell anisotropia in 4 sono riportati risultati di prove statiche e a fatica Tuttavia in quest ultimo caso le prove sono condotte a carico imposto piuttosto che a deformazione imposta come si conviene nelle applicazioni di fatica oligociclica A fronte di quanto osservato la presente ricerca si propone di operare la caratterizzazione a fatica oligociclica dei due materiali di uso pi comune per la realizzazione di cappe e rotori di turboalternatori prendendo in considerazione e cercando di valutare anche l aspetto dell anisotropia L obiettivo di ricavare i parametri fondamentali del comportamento a basso numero di cicli che permettano grazie al successivo perfezionamento e sviluppo di opportuni algoritmi numerico simulativi una previsione di vita per gli organi in oggetto in sede progettuale e di revisioni Il presente lavoro riporta la prima di tale ricerca e si focalizza sul progetto dell attrezzatura di prova pi idonea sulle prove di validazione di essa e sui risultati sperimentali 2 MATERIALI E METODI Per fissare i requisiti dell opera di caratterizzazione occorre puntualizzare le principali caratteristiche delle macchine elettriche cui si fa riferimento ed in particolare d
489. ted able to manage both pure rolling conditions and then from the microscopic point of view the micro sliding due to the elastic deformation of the bodies and the macroscopic sliding By supposing that the coefficient u is positive during a traction phase and negative during a braking a unique adhesion function can be defined The relative sliding is re defined as Faxon maxtiro lo 0 d io 0 25 It is clear that gt 0 during a traction phase and 6 lt 0 during a braking An exponential law 185 m ra I ll I I I i i I I I Figure 15 Adhesion function during a traction phase as function of the relative sliding 6 for a given speed value has been chosen to model the adhesion function valid in the whole sliding range 1 lt 6 lt 1 it is defined as Hasy Uo Maye 1 lt 0 lt do p q Ko o lt lt do 26 Hasy Ho lag om do lt d lt 1 The constants uo and Hasy represents the whole adhesion conditions between the wheel and the rail they incudes for example the effect of the environmental conditions and can be set by the rig user as function of the time or the traveled distance Fig 15 shows the behavior of the adhesion function for positive sliding values while Fig 16 shows the behavior of the adhesion function as a function of the sliding and the speed The black red path shows the behavior of adhesion coefficient during a test in which
490. ted on the reconstruction diagram right when the procedure determines a single contact on the platform it provides the correct in formation extracted by the platform only by a theoretical point of view the transitory phase of transfer of the total load between the two limbs in the time instants in which the second foot interacts with the same platform is coherently simulated Figs 7 and 8 respect to the logical outcome as it is suggested by the repetitive curve shape of the gait experiments In order to well estimate the efficiency of the proposed methodology it will be necessary an 307 time 5 time 5 Figure 8 Case 2 foot force reconstruction in case of double contact feet platform Global force applied on the platform left diagram partition of the force over the left solid and right dashed feet right diagram opportune test campaign to get a validation in case of dedicated platform load applications 6 CONCLUSIONS In this paper the problem of the determination of the centre of pressure for a double contact case in gait analysis has been explained Nowadays in case of double contact between the patients feet and platform the software of force platform cannot distinguish the force exerted by the single foot since it is statically indeterminate problem In that cases the acquisition data are eliminated since they are not relevant for the clinical diagnosis and the tests have to be repeated A new procedure is
491. tema di compensazione a bilanciere con corsoio di Fig 6 costituito da un leveraggio oscillante fissato a telaio in G per mezzo di una cerniera Sul bilanciere agisce una molla tradizionale di trazione avente lunghezza libera Lorrad e rigidezza kTraa fissata in E a telaio e in F al braccio pi corto del bilanciere mediante due cerniere Sull altro braccio del bilanciere tramite un corsoio O dotato di guida verticale agiscono gli elementi attivi a memoria di forma Nel caso di attuatore a singolo elemento SMA l elemento attivo sar collocato nella parte inferiore del dispositivo e vincolato a telaio in P Nel caso invece di attuatore a elementi contrapposti il secondo elemento attivo sar collo cato nella pare superiore e vincolato a telaio in Q Osservando l architettura del meccanismo si pu osservare come questo presenti un punto di equilibrio instabile Questa condizioni si 275 MOLLA Lo CONVENZIONALE j kirar lot d 4 H btX smal s a oi E p i d fe e l C a _ IN Figura 6 Sistema di compensazione elastica a bilanciere con corsoio verifica quando l asse della molla convenzionale EF passa per il perno G del bilanciere In questa situazione la forza erogata dal meccanismo di compensazione sugli elementi a memo ria di forma nulla Nel caso di attuatore a singolo elemento attivo la molla tradizionale EF non valica mai il punto di equilibrio instabile G in modo da fornire in ogni punto della corsa una forza d
492. tes by means of the finite strip method Ramakrishnan and Kunukkasseril 4 studied the free vibration of annular sector plates Cheung et al 5 analyzed arbitrarily shaped plates by mapping the Cartesian coordinate system into the natural coordinate plane by means of serendipity shape functions using polynomial splines as displacement functions Mizusawa 6 studied skew plates with different boundary constraints Geannakakes 7 applied the semi analytical finite strip method for the analysis of arbitrarily shaped plates using Hermitian polynomials as shape functions In the present study the problem of arbitrary shaped vibrating Kirchhoff plates with general boundary conditions is analyzed using the Rayleigh Ritz method 8 The solution 19 is expressed in terms of a linear combination of functions which in the present study are selected as products of eigenfunctions of homogeneous uniform prismatic beams in flexural vibration 9 General boundary conditions are introduced in the functional of the potential energy by additional terms and polynomial interpolations are implemented for mapping the shape of the plate in Cartesian coordinates into natural coordinates 5 7 Flexural free vibration analysis of different shaped plates is then performed skew plates plates with parabolic edges circular sector plates annular elliptic plates The proposed method can be directly applied also to variable thickness plates and nonhomogeneous plates with va
493. that the fine mesh and coarse mesh plots are consistently overlapped with differences substantially negligible almost everywhere Differences show only close to the points P as discussed before The plot demonstrates that the membrane stress is dominant while the macro geometric notch effect caused by the welded attachment is responsible for the bending component Peak values are reached at the tip of the T point Y in Fig 5c and in the middle of the top leg of the T point Q in Fig 5c These are actually the locations of the fatigue failures the choice between Y and Q being dictated by the local weld quality The structural stress along the sides of the T which are parallel to the load direction is close to zero because only the stress component normal to the weld fillet is considered as damaging Influence of Finite Element Type Figure 7 shows the type H specimen geometry where the welded H profile is made of 5 mm thick steel Two finite element models prepared using either solid elements or shell elements are also presented in the same Fig 7 The H shaped attachment is completely wrapped by the inclined elements forming the fillet The two legs of the H profile transverse to the loading direction are of slightly different length to affect univocally the fatigue crack initiation place Disturbance in the structural stress distribution is expected as in the previous case at weld corners Type H Solid elem
494. the hip joint is defined as a ball in socket joint with the aim to analyze the effect of subject specific modelling of hip geometry on the quan tification of hip joint moments muscle moments and hip contact forces during gait in 7 9 some models have been used for calculating the contact stress distribution in the hip to know the resultant hip forces and characteristic geometrical parameters or to represent the human hip in the static one legged position of the body in 10 a 3D finite element FE model has been developed and validated for predicting cartilage contact stresses in the human hip in 11 a phisical rig of the hip joint consists of an artificial pelvis made of aluminium linked by a ball and socket joint to an anatomically shaped steel femur thigh bone to simulate the impact load on the hip of a falling person wearing a hip protector In the last few years a great amount of work about the modeling of the human knee have been also presented A computationally efficient methodology that combines a multibody dynamic simulation with a deformable contact knee model has been developed for predicting muscle forces and joint contact pressures simultaneously 12 In a number of 2D models 13 14 and 3D models 15 the femur and tibia bones have been represented with rigid segments also the patella has been modeled as a rigid body when it has been considered in the knee model 13 connected to each other by nonlinear elastic elements repr
495. the interface summing all the contributions produces the so called Reduced Interior Mass RIM matrix _ ze No M gt M gt P P EP 17 i l j Substituting Eqn 10 into Eqn 17 and bearing in mind that as mentioned normal modes are mass normalized gives after some simple manipulation M M_ M M Y M M7M 18 It is worth noting that such expression can be computed based solely upon the partitioned FE mass and stiffness matrices and is thus totally independent of any eigenvalue solution By using some appropriate matrix norm e g the trace norm it can be used as an absolute reference with respect to which the dynamic importance of each mode shape can be computed The EIM value of the 1 th fixed interface mode is then introduced E tr M tr M 19 By using an analogous expression a measure of dynamic completeness of a reduced representation in which N normal modes are retained is given by E tr M tr M 20 where M is obtained by simply extending the summation in Eqn 17 to the k set modes 95 EIM value 0 10 20 30 40 50 60 70 80 Normal mode number modes sorted based upon eigenfrequency Figure 2 EIM values of fixed interface normal modes Though representing E a cumulative sum of the k set EIM values it can be c
496. the more time consuming operation is the collection of a relevant number of gait cycles over the force platforms that is to obtain a reliable kinetic measure Indeed if the new generation of optoelectronic systems allows the setup of measuring volumes with large field of view in which therefore is easy to acquire tens of gait cycles enclose in few walking trials However this is not true for kinetic The small number of force platforms installed in the laboratories usually two and their size usually fitted for adults impose to acquire a relevant number of walking trials at the expense of the children endurance and com fort However kinetic is fundamental especially in determining the adaptive changes in the gait patterns expressed by patients following treatments 16 Thus in order to easy and to speed up the acquisitions reducing the fatigue and the discomfort of the patients during a gait analysis exam and rising the number of the kinetic waveforms collectable in a session it 1s worth to store all the data available over the force platforms including the ones with a double contact and solve mathematically this drawback Aim of the present study is to design an ad hoc biomechanical model able to split the whole dynamic load into the ones carried by each limb thus to integrate the trials with a double contact over the same platform into the kinetic report 2 TOOLS OF GAIT ANALYSIS This section describes the three main devices used in gait
497. the natural joint Starting from basic assumptions and anatomical investigations a number of models have been devised with the purpose to find a model which is the best compromise between sim plicity and efficacy Each developed model has been critically analyzed and used as a basis for a further improved model The intermediate models will be presented The assumptions done and the limits of the models will be underlined in order to show the evolution of the preliminary study and the definition of a possible procedure that could be useful to tackle the kinematic analysis of an anatomical complex under virtually unloaded conditions The final model proposed at the end of this study is represented by an equivalent spatial mechanism that can both simulate the passive motion of the TFC complex and fit well the TFC s main anatomical structures 328 Frontal Sagittal Figure 1 The main bones of the human ankle complex 2 MODELING Assumptions Four main bones namely tibia fibula talus and calcaneus Fig 1 and some ligaments are considered Among all the ligaments of the lower leg two ligaments have been proved experimentally to have some isometric fibers during ankle passive motion calcaneofibular CaFiL and tibiocalcaneal TiCaL ligaments 2 for the other ligaments the isometry of some fibers is taken as an assumption that allows the modeling of these ligament fibers with rigid bodies Thus in the equivalent mechanisms propose
498. the plane through points O P and Q see Fig 4 The special case of collinear points O Pi and O is here neglected 1 e sin y 0 is assumed Either orientation for c is acceptable provided that sin y takes the corresponding sign in order to satisfy Egn 18 Thanks to Eqn 18 Eqn 17 can be re written as follows dy c d 19 The equations obtained from Eqn 19 for i 1 2 3 are now collected in the ensuing vector relation dy J d 20 In this equation dy is a three dimensional vector that has dy as i th component d is the infinitesimal rotation vector of the platform expressed by its components in an arbitrarily selected reference frame Oxyz and J is the ensuing 3x3 matrix T C T C The i th row of J contains the components of unit vector c in reference frame Oxyz c is considered as a column vector which justifies the transposition operators in Eqn 21 Matrix J provided by Eqn 21 is the Jacobian matrix of the considered spherical manipulator The Jacobian By switching back to vector notation the determinant of matrix J see Eqn 21 can be expressed in the ensuing form det J c Xc C 22 Equation 22 shows that the Jacobian of the considered manipulator depends exclusively on the relative placement of the unit vectors c i 1 2 3 orthogonal to the planes that contain arcs Y Geometric Interpretation of the Jacobian Arc y belongs to a great circle that subdivides the
499. this machine suitable to be used inside decentralized rehabilitation units 8 9 The device is shown in Fig 9 This paper describes the robotic tools developed at our Laboratories with some details with the aim of drawing the recent evolution of our research activity in the field of rehabilita tion robotics 2 ROBOTIC DEVICES AT DIMEG In this section the robotic devices developed at the Robotics Mechatronics and Rehabrobotics Labs of DIMEG are introduced More detailed information on these robots can be found in the cited references 290 Cable driven haptic displays The first cable driven haptic device developed within our research group called the the Feriba3 10 11 is depicted in Fig 1 The Feriba3 is a haptic display with a planar working space which exploits 4 driven cables to generate 3 generalized forces on a round shaped end effector End effector position is imposed by the operator who perceives the force feedback from the device from this point of view the Feriba3 is an impedance haptic display The direction and amount of force reflected depends on end effector position and on the specific remote or virtual environment represented By using a downward oriented compressed airflow the friction between the end effector and the table is reduced so that very high transparency is obtained The wires are wound around a motorized pulley at one end and around the end effector on the other end This particular kinematic
500. ti CAD CAE poich gli ambienti virtuali da essi generati permettono di studiare in tempi ridotti e in modo accurato nuove soluzioni progettuali sviluppando efficacemente strategie di controllo adattativo 6 9 e logiche oloniche 10 Lo sviluppo di sistemi robotizzati dotati di capacit di auto regolamentazione rappresenta un obiettivo industriale di grande interesse scientifico e primaria importanza 66 industriale ma richiede ancora notevole impegno anche nella gestione della fase di definizione del percorso utensile e di generazione del codice robot Infatti soprattutto quando utilizzati in operazioni di finitura meccanica su grezzi 1 robot devono raggiungere elevati standard di qualit su forme complesse caratterizzate da differenti geometrie e peculiarit superficiali La necessit industriale di garantire elevata produttivit impone la riduzione del tempo ciclo e la minimizzazione del tempo di fermo macchina al cambio lotto Poich ogni componente richiede generalmente pi lavorazioni e pi utensili e poich ognuno di questi comporta la definizione di un percorso utensile composto di centinaia 0 spesso migliaia di punti definiti nello spazio 3D 1 programmi robot pi complessi si compongono di decine di migliaia di istruzioni cosicch il sistema di controllo del robot si trova a processare grandi moli di dati e a dover risolvere esplicitamente tutti 1 vincoli legati alla dimensione e alla forma degli utensili 11 evide
501. tibia and talocalcaneal segments and the CaFiL segment with the fibula and talocalcaneal segments These points represent the insertion points on the bone segments of the isometric fibers of the two ligaments The tibia segment is also connected with two interosseus membrane fibers points A that belongs to the axis of the R pair see Fig 2 and A that is the centre of the S pair see Fig 2 represent the insertion points on the tibia bone of the two fibers Fibula segment is connected with the same two interosseus membrane fibers points 6 that is the centre of the U joint see Fig 2 and B that belongs to the axis of the R pair see Fig 2 represent the insertion points on the fibula bone of the two 331 fibers Although anatomically based this model has two main limits the first one is that it is a two DoFs while the aim of the present study was to model the TFC complex with a single DoF mechanism The second limitation of M1 is that it cannot satisfactorily represent the contact between the fibula and the tibia bones in the proximal end under the knee joint because the R pair whose axis is throught A doesn t allow the centre of the U joint B fixed on the fibula segment the rotation around the two axes ortogonal to the revolute kinematic pair axis these displacements are not the fibula bone principal ones but they are not forbidden in the anatomical complex Therefore MI mechanism does not allow a knowledge
502. tico nelle stesse condizioni di carico 23 In accordo con tali metodologie le prove sperimentali svolte per convalidare il concetto di DLD sono state effettuate in condizioni di quasi staticit ed utilizzando provini emisferici a contatto con superfici rigide piane La strumentazione di prova Fig 9 costituita da un motore elettrico lineare che com prende un sensore di posizione ad alta risoluzione una cella di carico monoassiale ed un telaio rigido E stata adottata una procedura di prova che prevede l incollaggio del rivesti mento omogeneo sull anima rigida onde evitare slittamenti Il provino cosi assemblato rigidamente vincolato al movente del motore lineare viene premuto contro la superficie rigida misurandone lo spostamento applicato ed il carico normale risultante La superficie rigida Fig 9 realizzata in Plexiglass modulo di Young E 3000M Pa e coefficiente di Poisson v 0 3 Prima di eseguire ogni test la superficie rigida viene cosparsa di lubri ficante In Figura 10 si riporta la relazione sperimentale tra Spostamento mm e Carico normale N Curva CS per le quattro tipologie di polpastrelli presentate P1 P2 P3 P4 per il polpastrello uniforme P5 e per il polpastrello umano Si pu osservare come tutti 1 provini presentino un tipico comportamento di se f hardening intensificato dalla presenza di un anima rigida ed alterato a parit di spessore dalla morfologia dello strato intermedio Opportune strategie d
503. tigue lifetime predicition of a martensitic tool steel Fatigue Fract Eng Mater Struct 28 pp 1009 1023 115 116 FATICA OLIGOCICLICA SU CAPPE E ROTORI DI TURBOALTERNATORI Giorgio Olmi Dip di Ingegneria delle Costruzioni Meccaniche Nucleari Aeronautiche e di Metallurgia Universit degli Studi di Bologna Italia E mail giorgio olmi unibo it Alessandro Freddi Dip di Ingegneria delle Costruzioni Meccaniche Nucleari Aeronautiche e di Metallurgia Universit degli Studi di Bologna Italia E mail alessandro freddi unibo it Abstract Dopo un introduzione sulle principali caratteristiche delle cappe e dei rotori sui materiali sul ciclo di carico affaticante viene illustrata la pianificazione sperimentale per caratterizzare a fini progettuali due diversi tipi di acciai tenendo conto anche della loro anisotropia Particolare cura dedicata al progetto concettuale e alla costruzione dell attrezzatura di carico appositamente studiata per ridurre al minimo i disassamenti dei provini nelle prove a trazione e compressione La campagna sperimentale stata divisa in due fasi Nella prima ci si accertati dell effettiva corrispondenza dell attrezzatura ai requisiti per via estensimetrica si sono rilevate le entit dei disassamenti dell ordine del centesimo di mm ed il rapporto fra contributi deformativi flessionali e dovuti a trazione e compressione 5 7 Nella seconda si intrapresa la caratterizzazione d
504. tigue strength of welded joints Fatigue and Fracture of Engineering Materials and Structures 22 369 382 8 Niemi E 2001 Structural Stress Approach to Fatigue Analysis of Welded Components Designer s Guide IIW Doc XIII 1819 00 XV 1090 01 Final Draft 9 Dong P 2001 A structural Stress Definition and Numerical Implementation for Fatigue Analysis of Welded Joints International Journal of Fatigue 23 865 876 10 Dong P Hong J K Cao Z 2003 Stresses and Stress Intensities at Notches Anomalous Crack Growth Revisited International Journal of Fatigue 25 811 825 11 Dong P Hong J K 2004 An effective structural stress parameter for evaluation of multiaxial fatigue IW Doc XIII 2036 04 X V 1173 04 153 12 Fermer M Andreasson M 1998 Fatigue Life Prediction of Mag Welded Thin Sheet Structures SAE Technical Paper 982311 13 Anon 2007 ASME Boiler and Pressure Vessel Code Section VIII Rules for construction of pressure vessels Division 2 Alternative rules ASME 14 Marin T Nicoletto G 2009 Fatigue design of welded joints using the finite element method and the 2007 ASME Div 2 master curve Atti IGF workshop su Progettazione a fatica di giunzioni saldate e non Forni di Sopra 15 Marin T Nicoletto G 2009 Finite Element based Fatigue Analysis of Seam welded Joints using the ASME Div II Master S N Curve Proc VAL2 Second International
505. tion of the attachment points of the actuators to base and platform especially if dimensional constraints have to be taken into account 2 PLANAR MANIPULATOR A 3 dof planar fully parallel manipulator is here considered with the movable platform 0100 connected to the base P P P by three variable length linear actuators P Q i 1 2 3 see Fig 1 The length L of the generic linear actuator P Q is related to the position of the platform by the ensuing equation L Q B 1 253 1 The Jacobian Matrix Differentiation of Egn 1 for an observer fixed to the base leads to l l dL 0 F dE d kx 0 E 2 i 356 In this equation the infinitesimal displacement of point O relative to the base is expressed in terms of the infinitesimal displacement dE of a reference point E of the platform see Fig 1 together with the infinitesimal rotation angle d of the platform positive if counterclockwise Moreover k is the unit vector orthogonal to the platform s plane of motion pointed towards the reader in Fig 1 The special case of a vanishing L is here neglected Rearrangement of the right hand side of Eqn 2 yields dL n dE O E xn k d 3 In Eqn 3 n is a unit vector parallel to the axis of the i th linear actuator directed from point P to point Qj In the sequel of this section all vectors appearing in Eqns 1 3 will be presumed as expressed by their three components in a Cartesian ref
506. to Le prime quattro righe mostrano i valori relativi ad ogni ripetizione La quinta riga presenta per ciascuna configurazione il valor medio e la deviazione standard delle quattro ripetizioni sperimentali In Tabella 3 e Tabella 4 si presentano rispettivamente 1 valori sperimentali della forza massima e dell energia spesa per portare a collasso le giunzioni L energia spesa rappresenta l area sottesa alle curve forza spostamento Entrambe le tabelle hanno la medesima struttura di Tabella 2 Analisi computazionali I diagrammi di Figura 4 riportano in linea tratteggiata le curve forza spostamento ottenute dalle analisi computazionali svolte sulle stesse configurazioni di giunzione della campagna sperimentale In Tabella 2 alla sesta riga si presentano per tutte le configurazioni esaminate le rigidezze misurate nel tratto elastico della curva computazionale forza spostamento L ultima riga di tabella mostra infine il valore di errore relativo tra il valore computazionale ed il valor medio sperimentale L errore relativo calcolato come un rapporto avente a numeratore la differenza tra la risposta computazionale e quella sperimentale e a denominatore la risposta sperimentale In Tabella 3 e Tabella 4 si presentano rispettivamente i valori di forza massima ed energia spesa per portare a collasso le giunzioni forniti dalle analisi computazionali Entrambe le tabelle hanno la medesima struttura di Tabella 2 198
507. to di superfici di contatto e di elementi di collegamento La terza regola generale prevedere configurazioni che facilitino le operazioni di controllo La sequenza delle operazioni di montaggio deve essere studiata e stabilita dal progettista durante la progettazione si deve cercare di definire una sequenza logica che eviti possibili errori e faciliti le riparazioni e la manutenzione applicando le tecniche Poka Yoke e Maintenance Prevention Le indicazioni progettuali specifiche per facilitare l ottimizzazione delle singole fasi del montaggio sono secondo le indicazioni di Andresen Stoferle et alii Warnecke et alii DIN 8593 e della VDI 3239 integrate e riportate da Pahl e Beitz 1984 1 immagazzinare in maniera sistematica le parti da assemblare 2 predisporre sistemi di maneggio di parti e componenti che effettuino identificazione dei pezzi sollevamento dei pezzi spostamento dei pezzi fino al punto di montaggio 3 adottare forme che inducano corretto posizionamento verso la sede finale 4 prevedere mezzi adeguati funzionalmente e strutturalmente per il collegamento delle parti 5 prevedere accoppiamenti e tolleranze che non richiedano aggiustaggi manuali 6 bloccare le parti assemblate per evitare movimenti indesiderati o scollegamenti sotto 1 carichi di esercizio Il progetto per il montaggio Design for Assembly DFA o DXA integra le indicazioni riportate all interno dei design requirements La progettazio
508. to omologo della piastra secondo la procedura commentata dettagliatamente in 8 Strumento di analisi il codice commerciale agli elementi finiti LUSAS versione 13 4 munito di elementi termici e capace di assegnare spessore variabile ai domini bidimensionali secondo qualunque legge definita dall utente In virt della simmetria 1 modelli termici riguardano la sola regione abcde di Fig 6 con temperatura assegnata su ab e cd condizioni di adiabaticit su bc e aed e spessore variabile con legge cubica da bc spessore nullo verso aed Per ogni geometria il fattore di concentrazione delle tensioni valutato con la 2 in cui la tensione nominale 7 calcolata come rapporto tra la coppia torcente applicata al solido M ed 11 modulo di resistenza della sezione di gola ab in Fig 6 Risultati e discussione Per la barra di Fig 3 la Fig 7 confronta il fattore di concentrazione di tensione numerico 7 con le previsioni ottenute applicando integralmente il metodo di Neuber Ai fini dell applicazione del metodo il fattore di concentrazione di tensione per l intaglio singolo stato calcolato inserendo nella 3 la profondit ridotta 1 yt con y fornito dalla 1 Le differenze tra 1 risultati sono notevoli con le previsioni di Neuber sistematicamente in eccesso rispetto ai valori computazionali da ritenersi esatti L errore percentuale massimo rispetto a questi ultimi raggiunge il 100 per gli intagli pi rav
509. trasversalmente l intera sezione La striatura in realt la composizione di tre linee saldatura longitudinale materiale della vecchia billetta saldatura trasversale ci maggiormente visibile vicino alla superficie dove le tre linee divergono Queste linee sono meno visibili nella sezione inferire Fig 12 In un raffronto con l andamento delle linee di saldatura Fig 7 appare subito evidente l analoga tendenza Figura 9 Punti di analisi del profilo 256 a a Figura 10 Zona 1 super a Py Ape a ADI if ad eal be FP uh PER Ore an LE aa di pda F y f Li Pi gi i i ae TAT A Figura 12 Zona 3 zona Figura 13 Zona 3 intera sezione interna Per l analisi al microscopio ottico con luce polarizzata il materiale stato inglobato lucidato e sottoposto ad attacco elettrolitico L analisi in luce polarizzata permette una visione migliore della forma dei grani e del loro differente orientamento differente colorazione In Fig 14 mostrata in luce polarizzata la medesima sezione di Fig 11 Queste due analisi mostrano come la striatura sia l effetto congiunto delle tre linee di saldatura che corrono attraverso i grani cos come tra di essi Questi ultimi hanno dimensioni paragonabili in tutte le varie zone ie z e i E Figura 14 Zona 1 intera sezione vista in luce polarizzata 257 L analisi al microscopio elettronico a scansione stata effettuata senza alcun attacco il
510. tri iniziali e configurando opportunamente la comunicazione tra 1 dispositivi coinvolti Alcune procedure di controllo infine assicurano la corretta esecuzione delle operazioni 76 Figura 8 Generazione del percorso utensile Interfaccia grafica L interfaccia grafica mette a disposizione tutti 1 parametri e le impostazioni necessarie all esecuzione del processo descritto consiste di una finestra principale e altre quattro finestre operative Queste sono dedicate ai parametri per l elaborazione delle immagini la gestione dei parametri generali la modifica del profilo ed la visualizzazione grafica dei punti modificati La barra dei comandi mostrata in Fig 9 comune a tutte le finestre La finestra principale consente l accesso a tutte le altre e permette l accesso diretto ad alcune operazioni generali legate alla gestione dei file alla generazione del profilo ed alla comunicazione con il robot Alcune icone accessorie sulla finestra principale consentono la generazione automatica del programma in codice RAPID l impostazione dei parametri di luminosit e contrasto la ricostruzione dell immagine ad alta definizione e la preparazione di maschere per supportare il riconoscimento delle feature is e ill et Pio ome gra heip Hear astern asa eee RR Vama i ees li Oerhedee Calia sr lee A I Figura 9 Interfaccia grafica con barra dei comandi FI 5 CONCLUSIONI Le prove realizzate hanno evidenziato alcuni as
511. tta Department of Energetics Sergio Stecco University of Florence Italy E mail benedetto allotta unifi it Luca Pugi Department of Energetics Sergio Stecco University of Florence Italy E mail luca mappl de unift it Monica Malvezzi Department of Information Engineering University of Siena Italy E mail malvezzi dii unisi it Abstract In railway applications the testing activity of on board components is necessary to optimize the efficiency of the systems and to allow a proper safety level In order to decrease the times and the costs of the testing phases the use of dedicated test rigs is being increased This paper summarizes some studies for the realization of a roller rig to be used to test locomotives In these studies the main mechanical and control problems that arises in the design of this type of test rigs have been focused in particular the feasi bility of tests were degraded adhesion condition between the wheel and the rail are simulated Keywords HIL simulation scaled roller rig railways 1 INTRODUCTION Modern railways increasingly require equipments that allow to obtain higher performance in terms of speed safety and traffic capacity The design and integration of such components requires a deep and careful testing activity For example complex mechatronic devices like WSP system Wheel Slide Protection System or Traction control are used to prevent exces sive wear of rolling surfaces and to improve s
512. tudinale di barra pallini e teoria linea continua per 1l assialsimmetrica con gole periodiche coefficiente correttivo della profondit soggetta a torsione dell intaglio acuto e superficiale la quale valutata per la condizione limite di intaglio acuto t o diventa 1 0 556 y f 1P 7 Ricavando 1 valori di f t P dai punti di Fig 4 e calcolando y con la 7 si ottiene la punteggiata di Fig 5 Il confronto di questi risultati con il grafico di y proposto da Neuber curva a di Fig 2 riprodotta a linea continua in Fig 5 mostra un ottimo accordo con le deduzioni analitiche di Neuber nelle medesime condizioni di intaglio acuto 0 gt e superficiale t R 0 soggetto a tensioni tangenziali Questa conclusione rappresenta il principale risultato di questa sezione Quanto l espressione originale 1 di Neuber per il coefficiente y sia capace di prevedere la concentrazione di tensioni tangenziali per intagli meno acuti 0 1 e pi profondi R 1 sar discusso nella prossima sezione 3 INTAGLIO REALE SOGGETTO A TENSIONI TANGENZIALI Rispetto al caso ideale appena discusso questa sezione conserva le condizioni di carico tensioni tangenziali ma abbandona le semplificazioni geometriche L intaglio acuto e superficiale sostituito da un intaglio con ampio raggio di fondo confrontabile con la profondit e di profondit finita confrontabile con le dimensioni del solido I risultati presentati
513. tures The resulting evolution of the displacements indicated a mixed time and cycle dependant damage mechanism at a high temperature the cycling loading led to the softening of the material which was accelerated by the superimposed creep The results of the present research confirmed the capabilities of the testing method to evaluate the effects of both the design stress and process temperature parameters in extrusion on the deformation and lifetime of the mandrel in the hollow die The geometry of the specimen designed on the basis of FE analysis allowed the dedicated analysis of the regions affected by creep and fatigue This made the test a powerful tool for the die designer REFERENCES 1 Donati L Tomesani L 2005 The effect of die design on the production and seam weld quality of extruded aluminium profiles Journal of Material Processing and Technology 164 165 pp 1025 1031 2 Assaad W A Geijselaers H J M Huetink J 2008 3 D Numerical Simulation of Direct Aluminum Extrusion and Die Deformation In the Proceeding of ET 08 May 13 16 Gaylord Palms Orlando Florida USA 3 Sabour M H Bhat R B 2008 Lifetime prediction in creep fatigue environment Materials Science Poland 26 3 4 Rubesa Domagoj Lifetime prediction and constitutive modelling for creep fatigue interaction 1996 Materialkundlich Technische Reihe Band 13 ISBN 978 3 443 23015 9 5 Oudin A Lamesle P Penazzi
514. uenti smontaggi rimontaggi nella vita di servizio Il montaggio pu avvenire 83 1 all interno della catena commerciale da parte di personale specializzato o almeno addestrato prima della consegna all utente finale 2 alla consegna all utente da parte di installatori specializzati e o autorizzati 3 da parte dell utente finale dopo l acquisto In tutti i casi sopra citati generalmente finalizzati alla riduzione dei costi di trasporto e commercializzazione o a necessit specifiche funzionali e o gestionali va soddisfatta la necessit della standardizzazione del packaging come struttura e come dimensioni in particolare in relazione alle dimensioni dei pallets standard che pu comportare condizionamenti sensibili ed inevitabili a pena di ricadute negative su appetibilit commerciale e customer satisfaction sull architettura e sulla suddivisione in componenti del prodotto Inoltre un fondamentale design driver prescrive il pre assemblaggio di tutti i componenti di sicurezza e della maggior parte possibile dei componenti vitali complessi da parte del produttore Questo design driver discende dalla necessit di un elevata garanzia di precisione di montaggio riguardo all affidabilit richiesta in esercizio ai suddetti componenti Al Manuale d Uso e Manutenzione MUM deve essere aggiunto un Manuale di Istruzioni per il Montaggio MIM del prodotto che costituisce parte integrante del Fascicolo Tecnico Nel MIM
515. uired in order to correctly describe most of the experimentally observed effects under monotonic or cyclic loadings Indeed these models are nowadays only partially available within the main commercial FE codes The new technologies developed for aluminium extrusion aim to minimize the tool system material flow interference and optimize the mechanical performance of the die that is related both to design and tool steel The design step requires methods capable of fast analysis in order to verify the possible solutions found and in this direction FE codes are powerful instrument for this type of analysis Specific models for die lifetime prediction are needed in order to obtain an accurate FEM analysis and have to be validated with experimental tests In addition die maker are interested to evaluate for example modified steel compositions or different heat treatment cycles for lifetime improvement in typical loading conditions to which the die is subjected during and extrusion process Aim of this paper is to present an innovative test in which the specimens were designed with a shape close to that of the die bridges and tested using a thermomechanical simulator Gleeble The test is therefore able to replicate the creep fatigue loading scheme typical of an extrusion die and to estimate the level of the achieved deformation but accounting for realistic stress and strain distributions and superficial roughness The test has also the potentiality to qu
516. ulate the actual hoop stress 0 actuar on the coupling surface and therefore to evaluate the equivalent stress due to the assembly operation by applying the Tresca or the Von Mises criterion Eq 10 O eg _ Tresca T O _ actual O actual 7 Ot _ actual Dr _ actual 2 2 10 _ VonMises T O _ actual T O actual O actual Ot _ actual T 2 2 Ot actual Pr _ actual PF _ actual Pt actual 216 Figure 6 The tools useful for the assembly and decoupling operation Interference fit couplings friction coefficients definition Once the tensile state is completely and precisely defined in order to calculate the axial releasing force Fy the fundamental design parameter it is necessary to evaluate the static coefficients of friction in axial direction u between the mating materials The coupling process is a longitudinal compression fit carried out by means of a standing press maximum static load equal to 250kKN as reported in Fig 6 No heat expansion of the hub is usually considered for the assembly operation The knowledge of the most important and significant parameters which can influence and maximize the static friction coefficients is strategic and important After some screening tests 13 the appropriate input factors and their levels were identified 14 the presence of rust because steering pins are not immediately assembled and they may be stored in open metal boxes for some days and therefore th
517. uld be increased according to the polynomial order of the edges in this example the quadratic Lagrange function 1s adopted P 6 7 6 6 1 m 4 i 1 2 3 4 P 6 n n m n 1 2 i 5 7 P m 6 1 m 2 i 6 8 P E n A N n i 9 21 where the numbering convention is shown in Fig 1 Introducing the coordinates of points 1 to 9 in Egn 21 yields the coordinate mapping aie 1 a y n3 Example 3 A plate clamped on all edges is considered the solution in this case does not depend on v In Tab 3 the dimensionless frequencies computed using 6x6 clamped clamped beam eigenfunctions NxN 36 global dofs are compared with those obtained using the finite element method 48 dofs and 8463 dofs using quadratic serendipity plane elements with 8 nodes each Shapes of modes 1 2 5 and 6 are plotted in Fig 6 y 7 3 2F 4 3 1 0 8 6 X 2 1 2 3 H 5 Fig 5 Plate with curved edges ZI Table 3 Example 3 Dimensionless frequency parameter 7 Present approach 6x6 dofs FE 9 elements 48 dofs 900 elements 8463 dofs Example 4 A free plate on all edges is considered assuming v 0 3 In Tab 4 the dimensionless frequencies computed using 6x6 and 12x12 free free beam eigenfunctions with NxN 144 global dofs are compared with those obtained using the finite element method 8463 dofs Note that in this case the convergence is slower than in the case of the
518. ultati incoraggianti L obiettivo del lavoro valutare l applicabilit e l accuratezza del metodo nella previsione della risposta post elastica di strutture incollate complesse di dimensioni anche elevate La convalida del metodo viene svolta rispetto ad una campagna sperimentale sistematica La struttura incollata che si considera costituita da una trave tubolare composta da due tratti di lunghezza differente incollati testa a testa mediante sovrapposizione di lamierini Il caricamento della trave a flessione su tre punti fino a completo collasso origina uno stato tensionale complesso nella zona di incollaggio Le curve sperimentali forza spostamento sono confrontate direttamente con quelle fornite dal modello computazionale semplificato Il modello computazionale implementa un criterio di cedimento secondo l approccio della zona coesiva come proposto in 21 in modo da unire accuratezza del modello e velocit di calcolo Si propone infine una interpretazione analitica dei risultati ottenuti per spiegare l influenza della dimensione del lato del tubo quadro sul carico di collasso della struttura L originalit del lavoro consiste nella semplicit degli strumenti computazionali proposti basati su opzioni convenzionali di modellazione disponibili in ogni applicativo agli EF commerciale Ne deriva un metodo generale e di facile impiego caratterizzato da una forte riduzione del costo computazionale occupazione di memoria e tempo di cal
519. ultiplying and dividing the right hand side of Eqn 11 by aj the length of the side VV of triangle Vj VV see Fig 3 ah on 12 a Oh 359 det J Figure 3 The triangle associated with the Jacobian and its circumscribed circle On the right hand side of Egn 12 the numerator is twice the area A of triangle Vi VV whereas the denominator is twice the radius R of the circle circumscribed to triangle Vi VV see Fig 3 where C is the center of the circumscribed circle Therefore the resulting expression for the magnitude of the Jacobian of the considered fully parallel manipulator is A det J 13 For a given manipulator at a given configuration the sign of the Jacobian can be easily determined based on the sign of the two box products on the right hand side of Egn 10 In turn these are dependent among other factors upon the labeling of the three linear actuators 3 SPHERICAL MANIPULATOR The case of a 3 dof spherical fully parallel manipulator is now considered The manipulator consists of a movable platform that is oriented about a fixed point O the center of the mechanism by three actuators see Fig 4 If the mechanism is intersected with a unit radius spherical surface centered at O then the movable platform can be regarded as a movable unit radius spherical surface with embedded points Qi Q2 and O that is superimposed on a fixed unit radius spherical surface with embedded points
520. uman motion The joint kinematics is the relative movement between adjacent bones segmented in period of time of a gait cycle occurring in the sagittal coronal and transverse planes and it represents the valuable clinical information Beside the kinematic the joint kinetic that is the dynamic description of the locomotion depicts the moments and the powers generated or absorbed by the muscles acting on the joints during a gait cycle To complete a gait analysis exam pa tients may also undergo dynamic electromyography EMG to record the timing of activation of specific muscles groups 4 7 Kinematic kinetic and EMG data are usually showed along with typical waveforms recorded over a population of asymptomatic subjects 7 The com parison of the walking kinematics kinetics and muscle activity patterns between healthy and impaired individuals serve as the basis for defining the pathological features of the gait 8 The systematic interpretation of the compiled information with respect to the identification of deviations from normal patterns or values and the understanding of the causation of these abnormalities lead the recommendation of the treatments for individual patients on a case by case basis 4 To compute the joint kinetic force platforms embedded in the floor able to measure the 3d vector Ground Reaction Force GRF 9 such as Kistler Kistler Instrumente AG Winterthur AMTI AMTI USA or Bertec Bertec USA are used I
521. una distribuzione di precipitati e intermetallici pi reattiva ad eventuali attacchi sulla superficie superiore BIBLIOGRAFIA 1 N C Parson J D Hankin e A J Bryant 1992 The metallurgical background to problems occurring during the extrusion of 6XXX alloys ET Seminar 1992 vol 2 pp 13 23 2 S Takagi and H Hamzah 2008 Extrusion Defects Streaking Proceedings of Extrusion Technology Seminar ET 2008 vol 1 pp 261 270 260 3 X Zhang H Zhu A K Dahle M J Couper 2008 Mechanisms of streaking on anodized 6XXX series extrusions ET Seminar 2008 vol 2 pp 455 464 4 Porter D A e Easterling K E Phase transformations in metals and alloys Chapman amp Hall 5 R Shahani R Tirard Collet C Sigli 2000 Optimized 6XXX alloy billet performance a structural approach Proceedings of Extrusion Technology Seminar ET 2000 vol 1 pag 13 22 6 T Ramanan 1992 Helping the Customer ET Seminar 1992 vol 2 pp 35 42 7 L Donati e L Tomesani 2008 Evolution of particles and intermetallics during hot plastic eformation of AA6060 alloy AMPT International Conference Manama Barhain October 261 262 COMPENSAZIONE ELASTICA DI ATTUATORI LINEARI A MEMORIA DI FORMA PER AUMENTARE LA FORZA E LA CORSA Giovanni Scire Mammano Dipartimento di Scienze e Metodi dell Ingegneria University of Modena and Reggio Emilia Italy E mail giovanni sciremammano unimore it Eugenio Dra
522. una giunzione tubolare incollata ottenuta per sovrapposizione di lamierini e caricata a flessione su tre punti fino a collasso Si presenta il confronto tra le curve forza spostamento numeriche e quelle sperimentali ottenute da una campagna sistematica I risultati ottenuti mostrano un ottimo accordo tra le previsioni fornite dal modello e le prove sperimentali specialmente in termini di forza massima e rigidezza del sistema L originalita del lavoro consiste nella semplicit degli strumenti computazionali proposti basati su opzioni di modellazione standard disponibili in ogni applicativo agli EF commerciale Keywords adhesive bonding efficient finite element modeling design of experiment 1 INTRODUZIONE La diffusione industriale dell incollaggio per la realizzazione di giunzioni strutturali primarie legata allo sviluppo di metodi di calcolo semplici veloci e accurati per la previsione della loro resistenza meccanica Il lavoro riguarda l applicazione di un modello efficiente agli elementi finiti EF precedentemente verificato dagli autori in campo elastico 193 1 ed esteso al campo post elastico 2 4 per l analisi a collasso statico di strutture incollate complesse In letteratura si ritrovano numerosi metodi agli elementi finiti per l analisi delle giunzioni incollate 5 14 Molti di questi metodi sono basati su elementi speciali per descrivere lo strato adesivo o la zona di sovrapposizione I principali svantaggi di
523. unti nel 2009 alcuni Ricercatori della Toscana e del Veneto A tutti i partecipanti va il nostro pi cordiale ringraziamento a loro si deve per intero il successo della manifestazione La crescente adesione di amici ed allievi di prima e di seconda generazione alle Giornate di Studio intitolate a Ettore Funaioli confermano l alta considerazione per la sua figura sotto l aspetto sia scientifico sia umano Conferma anche il diffuso bisogno di ritrovarsi fra colleghi ed amici che si stimano e si apprezzano per fare tutti partecipi dei risultati scientifici e dei comuni problemi che incontriamo nella nostra attivit quotidiana motivo di grande soddisfazione constatare la qualit scientifica e il costante impegno dei Ricercatori di Meccanica che hanno voluto partecipare alla Terza Giornata il buon seme ha trovato buona terra e d buon frutto da ricordare che la Giornata ha visto anche il conferimento del Premio di Laurea Ettore Funaioli per l anno 2008 consegnato dai familiari del Prof Funaioli alla Dott ssa Ing Benedetta Baldisserri La Giornata ha potuto svolgersi grazie anche alla collaborazione della Facolt di Ingegneria dell Alma Mater Studiorum e del DIEM Dipartimento di Ingegneria delle Costruzioni meccaniche nucleari aeronautiche e di Metallurgia Ringraziamo vivamente il Preside della Facolt Prof Pier Paolo Diotallevi e il Direttore del DIEM Prof Emilio Ferrari che hanno consentito queste collabo
524. ure can be replicated by numerical simulations using finite element models and is present in standard codes i e Eurocode3 4 Alternatively as depicted in Fig 2b the stress component orthogonal to the weld line is considered and a linearized distribution over the section thickness is determined through FE simulation interrogating nodal stresses 8 Such practice has also been introduced in pressure vessel standard EN 13445 2 As a result of the linearization the structural stress o at the weld toe is composed by a membrane part o constant in the thickness and a bending part while the remaining self equilibrated non linear o is not considered Therefore the structural stress includes only the global effects of structural discontinuities but disregards the notch effect due to the local weld geometry This approach requires a linear elastic finite element analysis and the fatigue assessment is performed using structural stress S N curves that are in limited number with respect to the nominal stress S N curves 145 3 THE STRUCTURAL STRESS APPROACH BASED ON NODAL FORCES The finite element method when applied for the calculation of a structural stress in the traditional surface extrapolation method and in the through thickness linearization is typically characterized by mesh dependence of the results P Dong and colleagues at Battelle Institute have recently formulated an effective procedure for the calculation of the Structur
525. ures have to be extracted in order to assess the physical state of the machine or to detect some incipient defects and to determine the causes of their presence Mechanical faults in machines often show their presence through abnormal vibration signals thus techniques for machine condition monitoring based on the analysis of these signals are widely used 1 2 However most studies have been carried out on simple mechanical parts such as gears and rolling bearings having well determined dynamic characteristics Therefore gearbox condition monitoring and bearing defect analysis using vibration signatures are extensively reported 3 4 among a wide amount of References Moreover some works related to the condition monitoring of machining processes can be found in literature 5 6 refer to the drilling process as an example The aim of this paper is to present some quality control applications that are primarily based on vibration analysis The use of processing techniques that can be considered well suited for implementation in on line monitoring equipment at the end of the production line is proposed The presented applications are a the detection of contamination faults in polyurethane wheels b tooth fault detection in helical gears 2 DETECTION OF CONTAMINATION FAULTS IN POLYURETHANE WHEELS The first application deals with heavy duty wheels that are mainly mounted in automatic vehicles they are composed of a polyurethane tread and a
526. vicinati t P elevato Si percepisce inoltre la dipendenza di K dal parametro p t implicita nella 6 ed assente solo per l intaglio acuto Eq 7 La Fig 8 mostra che la correlazione pu essere migliorata euristicamente conservando il concetto di Neuber coefficiente y funzione della sola profondit relativa t P ed adottando per y invece della 1 la seguente espressione y P 2xt Tgh 2xrt P 8 descritta dalla curva b di Fig 2 Il fattore 2 che ora compare nella 8 stato ottenuto con una procedura di ottimizzazione volta a minimizzare l errore tra le previsioni del metodo e valori numerici L errore massimo in Fig 8 scende in questo caso al 10 240 K 7 3 s y O Risultati numerici 7 i Equazione 8 3 0 O Risultati numerici 7 j 0 J y4 0 0 0 00 0 2 Pplt 0 0 0 0 v2 pit Figura 7 Confronto tra risultati numericie Figura 8 Confronto tra risultati numerici e previsioni di Neuber y da Eq 1 per la nuova interpolazione yda Eq 8 per la concentrazione di tensioni nell intaglio di concentrazione di tensioni nell intaglio di Fig 3 Fig 3 Analogo confronto mostrato in Fig 9 per la barra con gole circonferenziali di Fig 6 I risultati numerici in Fig 9 derivano dalle analisi descritte nella sezione 3 1 Le previsioni teoriche sono ottenute inserendo nell espressione empirica proposta da 10 per l intaglio singolo la profondit
527. visivo e o attraverso l impiego di liquidi penetranti fluorescenti post emulsionabili con successivo trattamento con rilevatore bianco ed osservazione in camera oscura alla lampada di Wood L immagine in Fig 18 mostra l individuazione di tante piccole cricche trasversali tra loro parallele nel tratto centrale di un provino del materiale del rotore 6 CONCLUSIONI A seguito delle indagini a carattere bibliografico dello sviluppo progettuale della nuova attrezzatura e dei risultati delle prove sperimentali si pu rimarcare quanto segue Il rotore e soprattutto la cappa sono componenti altamente sollecitati ad ogni transitorio del turbogeneratore si compie un ciclo a fatica oligociclica con circa 10 000 transitori previsti nell arco della vita Pur essendo note le caratteristiche metallurgiche dei materiali impiegati si registra una mancanza di dati in merito ai parametri tipici che ne definiscono il comportamento dinamico a basso numero di cicli Si programmata una campagna sperimentale basata su un piano di prove a due fattori ciascuno valutato a due livelli si considerano cio due materiali quello usato per il rotore 26 NiCrMoV14 5 e quello per la cappa 18Mn18Cr e due orientazioni delle fibre secondo le direzioni degli sforzi pi elevati tangenziale e radiale 160 provini sono stati opportunamente ricavati da cappe e rotori reali tenendo conto delle normative in materia e dei vincoli dimensionali La nuova attr
528. wn that during the ankle plantar dorsi flexion the main displacement of the fibula with respect to the 329 SB Fibula segment D Figure 2 The spatial four bar linkage for the tibia fibula complex Tibia segment tibia is the lateral one a few mm this motion corresponds to the widening of the ankle mor tise The fibula has also minimal anterior posterior and upward downward displacements that shortly exceede 1 mm Moreover it has been underlined that the displacement of the fibula along the longitudinal axis during plantar dorsi flexion leads the interosseus membrane fibers between tibia and fibula to change their positions from an oblique one to a horizontal one The first model M1 From anatomical investigation a first equivalent mechanism of the tibia fibula complex has been developed It is the spatial four bar linkage of type RURS R U and S are for revolute universal and spherical pair respectively with one DoF depicted in the Fig 2 two links represent the fibula and tibia bones and the other two links represent the constrains consisting of the interosseus membrane fibers The connections between the tibia segment and the two interosseus membrane fiber segments are modelled respectively with a R pair whose direction maybe taken orthogonal at the frontal plane and with a S pair whose centre is the fiber insertion point on the tibia the connections between the fibula segment and the two interosseus membrane fiber
529. y of three markers placed on the heel and the first and fifth metatarsal head These data are used to estimate the centre of pressure for each foot and to calculate the loads transmitted between each limb and the platform Keywords Gait analysis centre of pressure double contact 1 INTRODUCTION Clinical laboratories for gait analysis are aimed at measuring the walking pattern of a pa tient through the use of equipment specifically design to evaluate the human locomotion in its basic components that are the gait kinematic and kinetic There is a growing acceptance on the use of clinical gait analysis in the rehabilitation setting 1 In Italy for example as recently census by the Italian society for movement analysis in clinics over 60 laboratories usually perform gait analysis exams This technique found the best application in the as sessment of pathological gait where motions are often complex multi planar and distorted relative to a fixed observer A typical laboratory for gait analysis uses optoelectronic sys tems equipped with multiple high resolution cameras to capture the trajectories of markers located on preset bony landmarks applied with a double side tape or straps over the subject skin 2 3 Typical optoelectronic systems such as Vicon Oxford Metrics Group UK Op totrak Optotrak USA or BTS BTS IT can acquire the markers trajectories with a sample frequency usually set at 100Hz that fully cover the spectrum of the h
530. ying robot technology and multisensory stimulation As to the robot technology employed in the treatment of the upper limb two main approaches can be found in the literature The first one is based on exoskeletal kinematic structures whereas the second one achieves the mobilization of the arm hand by controlling the movements of an end effector to which the former is linked This paper presents the approaches and the prototypes developed in the Rehabilitation Robotics Lab of the Dept of Innovation in Mechanics and Management DIMEG University of Padua Essentially our approach consists in employing cable based robotic devices for the treatment of the upper limbs in acute and sub acute subjects Two prototypes have been developed so far the NeReBot and the MariBot the former of which undergone a randomized controlled trial with sub acute patients showing positive results In addition a new cable based robot called the Sophia 4 is being developed to extend the robot assisted rehabilitation treatment to chronic patients This device is able to carry out the mobilization of the upper limb over a planar workspace An adaptive controller manages the human machine interaction with the aim to obtain a compliant behavior of the robot capable of providing a customized level of assistance based on patient s recovery Keywords rehabilitation robotics neurorehabilitation cable driven robots 289 1 INTRODUCTION The research group leaded by P
531. za netta ossia misurata alla radice dell intaglio pari a d Lo studio comprende per anche 241 D3 PJ oo frei HHHH Kp Equazione 8 Risultati numerici 8 NON Pa oo M M Figura 9 Confronto tra risultati numerici e nuova Figura 10 Geometria di intaglio interpolazione y da Eq 8 per la concentrazione periodico soggetto a sforzo assiale di tensioni nell intaglio di Fig 6 barre assialsimmetriche caricate assialmente per le quali la dimensione d assume il significato di diametro di fondo gola Ogni geometria particolare in Fig 10 individuata dai quattro parametri adimensionali p t t d e t P Di questi 1 primi due fissano la geometria base dell intaglio il terzo ne esprime la profondit relativa rispetto al solido il quarto definisce la periodicit della schiera di intagli Le analisi sono state condotte su intagli definiti dalle combinazioni 0 60 120 0 2 0 4 2 P 0 01 0 2 0 4 2 t d 0 01 0 05 0 1 0 2 0 5 1 per un totale di circa 1000 geometrie Per ogni geometria base we 0 1 e profondit di intaglio d col valore P 0 01 si inteso riprodurre la situazione di intaglio singolo verificata esattamente per P 0 Analogamente per ogni profilo della schiera p t e P col valore t d 0 01 si voluto simulare la condizione di semipiano intagliato intaglio superficiale realizzabile teoricamente solo per d 0 Per l ana
532. zzarsi attraverso la sintesi di nuove strutture molecolari la messa a punto di processi di applicazione e la determinazione delle propriet di superficie Verranno realizzate Texturing laser e litografia di superfici metalliche e successive analisi delle propriet tribologiche delle superfici texturate e delle stesse funzionalizzate mediante ricoprimenti superficiali ricorrendo quando necessario alla caratterizzazione 14 meccanica durezza adesione trasmissione delle sollecitazioni di rivestimenti decorativo funzionali UOR 3 SOFTECH proff R Cucchiara e F Bonfatti ben noto che a fronte di un rapido sviluppo del settore ICT e nonostante la natura dinamica del tessuto economico regionale il livello di penetrazione delle soluzioni informatiche nelle industrie e nelle imprese del territorio non ancora adeguato al panorama internazionale e ci rappresenta un fattore di rischio per il mantenimento di adeguati livelli di competitivit Lo sviluppo di applicazioni e servizi software rappresenta dunque una delle voci di maggiore costo nella realizzazione dei sistemi informatici sia per le aziende del settore ICT sia per le aziende meccaniche e manifatturiere I problemi che si incontrano nello studio nello sviluppo e nella diffusione di nuove soluzioni software dipendono da molteplici fattori fra cui la loro intrinseca complessit la continua evoluzione degli ambienti di sviluppo la necessit di integrare tecnol

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