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 Tali tensioni sono modulate all'inversione -- il carico $F$, fisso rispetto a terra, risulta rotante per l'albero -- e l'associata tensione critica è il limite di fatica all'inversione, che per dal diagramma di Goodman del C40 a p. 250 risulta essere 280 MPa.
-L'indicazione del testo //"considerando un'esplosione a ventaglio del ciclo di fatica"// formalizza la consuetudine di rifersirsi alla tensione critica all'inversione per componenti di tensione modulate all'inversione (k=0), alla tensione critica all'origine per tensioni all'origine (k=0.5), e alla tensione critica statica per tensioni statiche (k=1).
 Il valore massimo del taglio, pari a $F$, si osserva sul tratto lungo $a$ che va dalla puleggia al primo supporto, e -- nello schema a supporti concentrati -- interessa anche la sezione in cui il momento flettente è massimo. L'associato valore tensionale è
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 ed è da confrontarsi con la il valore di tensione critica tagliante all'inversione, valutata in 160 MPa dal Goodman del momento torcente proprio del C40.
-Il momento torcente $M_\mathrm{R}$ induce sull'intero albero una tensione tagliante da momento torcente pari a
+Il momento applicato $M_\mathrm{a}$ induce alla sezione in corrispondenza al supporto superiore una tensione tagliante da momento torcente pari a
 $$\tau_{M_t}=\frac{M_\mathrm{R}}{\frac{\pi d^3}{16}},$$
-da confrontarsi con la controparte critica statica -- o all'origine, assumendo cicli ripetuti di accensione/spegnimento del mescolatore -- pari a 220 MPa.  Per il materiale C40 in oggetto, tensioni critiche all'origine e statiche coincidono.
+da confrontarsi con la controparte critica statica pari a 220 MPa.
-Il coefficiente di sicurezza $n$ dell'albero, da valutarsi alla sezione posta in corrispondenza del supporto superiore, si ricava infine dalla formula (2.2.20) a p. 562.
+L'utilizzo di un valore di tensione critica i) all'origine o ii) all'inversione potrebbe essere giustificato considerando una successione di  cicli ripetuti di i) accensione/spegnimento o ii) inversione della coppia motrice; pur essendo tali valutazioni corrette, si preferisce supporre la frequenza di tali eventi  sufficientemente ridotta (rispetto a quella di rotazione dell'albero) da poter trascurare la natura affaticante del momento torcente.
+Il coefficiente di sicurezza $n$ dell'albero, valutata alla sezione posta in corrispondenza del supporto superiore, si ricava infine dalla formula (2.2.20) a p. 562.
 $$ \left(\frac{\sigma_f}{\sigma_{f,cr,inv}}\right)^2+\left(\frac{\tau_T}{\tau_{cr,inv}}+\frac{\tau_{M_t}}{\tau_{cr,stat}}\right)^2= \frac{1}{n^2}  $$
 ===== Es. 3 =====
-xxx
+La pressione massima di forzamento $p_f$ alla quale è associato uno scaricamento elastico è ricavabile della diseguaglianza (17.5) p. 726, valutata alla condizione limite di eguaglianza.
+Applicata tale pressione di forzamento, la componente radiale di tensione equaglia al solito $\sigma_r=-p_f$, mentre la tensione circonferenziale è definita eguagliando la tensione ideale al valore di snervamento, ossia $\sigma_\theta=R_s-p_f$; il bordo interno raggiunge infatti la condizione di snervamento sotto l'applicazione di tale pressione.
+Una volta rimossa tale pressione di forzamento, la tensione radiale al bordo interno si annulla, mentre -- coerentemente con la condizione di tensioni residue al limite dello snervamento -- la tensione circonferenziale residua, naturalmente compressiva, raggiunge un valore tale da portare la tensione ideale  al valore di snervamento, da cui $\sigma_\theta=-R_s$.
+Al medesimo risultato si può arrivare anche sostituendo il valore precedentemente calcolato della pressione di forzamento entro la formula (16.14) p.720; se la valutazione semplificata di cui al paragrafo precedente è specifica per la pressione di forzamento al limite dello scaricamento elastico, la (16.14) è valida in generale per ogni pressione inferiore o uguale a quella limite.
+Le pressioni che invece portano il raggio di frontiera plastica prima al raggio interno e poi al raggio esterno sono calcolabili applicando la (16.11) a p. 716, o equivalentemente, le due (5.4) p. 673 e (16.13) p. 718.
 ===== Es. 4 =====
-xxx
+La lunghezza dello spinotto per cui il momento flettente globale risulta essere il quadruplo del momento flettente ovalizzante (notare che tale rapporto riguarda i momenti stessi, e non le tensioni a questi associate) è valutabile tramite la formula
+$$ \frac{Pl}{8} = 4\frac{Pr_m}{8},$$
+da cui $l=4r_m$.
+I valori delle tensioni globali e ovalizzanti in mezzeria sono ricavabili quindi dalle (3.2.1-6) alle pp. 808 e sgg., mentre le associate tensioni critiche -- a flessione per cicli all'origine per ambo le componenti vista la natura lenta del motore, e lo spinotto non doppiamente flottante -- sono ricavabili dal diagramma di Goodman a p. 251.