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@@ Linea 1: / Linea 1: @@
 ====== Es. 1 ======
-Chiamiamo //O// la sezione di calettamento della mola; in corrispondenza di tale sezione la mola trasmette all'albero una forza //R// valutata di modulo $R=\sqrt{F^2+R^2}$, e una coppia resistente((vettore momento allineato al vettore velocità angolare, ma con verso opposto in modo da produrre potenza //negativa//)) pari a $C_{r,O}=F \cdot r$, ove $r$ è il raggio esterno della mola.
+Chiamiamo //O// la sezione di calettamento della mola; in corrispondenza di tale sezione la mola trasmette all'albero una forza //R// di modulo $R=\sqrt{F^2+P^2}$, e una coppia resistente((vettore momento allineato al vettore velocità angolare, ma con verso opposto in modo da produrre potenza //negativa//)) pari a $C_{r,O}=F \cdot r$, ove $r$ è il raggio esterno della mola.
 Tale coppia può essere interpretata come coppia di trasporto generata dallo spostamento della retta d'azione delle forze di taglio dall'originale posizione periferica alla mola al centro della sezione //O// dell'albero.
 Chiamiamo $\gamma$ il piano definito da $R$ e dall'asse dell'albero.
@@ Linea 43: / Linea 44: @@
 La tensione ideale nel mozzo sarebbe valutabile mediante la (5.4) p. 673, ma è per ipotesi pari alla $\sigma_\mathrm{amm}$ imposta.
-La tensione ideale nell'albero viene valutata in $p_f$ applicando la teoria di Tresca ad uno stato tensionale con componenti principali $\sigma_r=-p_f$, $\sigma_\theta=-p_f$ $\sigma_a=0$.
+La tensione ideale nell'albero viene valutata in $p_f$ applicando il criterio di Tresca ad uno stato tensionale con componenti principali $\sigma_r=\sigma_\theta=-p_f$,  $\sigma_a=0$.
 ====== Es. 3 ======
-FIXME
+La verifica del ramo di forcella a taglio può essere svolta valutando  la tensione tagliante alla sezione resistente mediante la (3.7) p. 532; la tensione tagliante critica per cicli all'origine è reperibile dal diagramma di Goodman a p. 248, e coincide con la $\tau_s$ di snervamento a torsione (($\tau_\mathrm{cr,or}=R_\mathrm{s}/2$, con $R_s$ a flessione o sforzo normale è stato considerato parimenti corretto)).
+Le tensioni nominali per i punti A e B sono valutabili dalle Eqq. (5.2.3) p. 330 e (5.2.2) p. 329, rispettivamente, mentre i fattori di forma sono ricavabili entrando con $\frac{r_i}{r_e}=\frac{d}{w}=0.4$ in Fig. 5.2.8 p.329.
+In ipotesi di $\eta\approx 1$, le tensioni teoriche coincidono con le tensioni effettive, e possono essere direttamente comparate con la tensione critica all'origine a flessione (siamo in presenza di intaglio, e quindi con gradiente tensionale significativo) per il materiale; dal sopracitato diagramma di Goodman tale tensione critica coincide con la tensione di snervamento a flessione.
+La tensione tagliante sullo spinotto in corrispondenza del passaggio di portata è valutata tramite la (3.15) p. 539, mentre la pressione media di contatto (rapporto tra carico e area diametrale) coincide per la forcella con la tensione nominale propria del punto B.
 ====== Es. 4 ======
-FIXME
+La tensione critica a sforzo normale per carichi statici del materiale coincide con il carico di snervamento, ed  valutabile in 850 MPa dal diagramma di Goodman a p. 253.
+In condizioni di avviamento il fusto è sollecitato a compressione da un carico pari a quello dei gas, e dalla formula $$ P_\mathrm{scoppio} = A \cdot \frac{R_\mathrm{s}}{n} $$ con $n$ coefficiente di sicurezza, si ricava l'area resistente della sezione.
+Nota tale area, si ricava il valore della profondità di tasca $g$ mediante la relazione $A(g)=bh-2eg$.
+L'azione dei gas è stata trattata come statica su esplicita richiesta del testo dell'esercizio; a questo primo dimensionamento segue una verifica a fatica che considererà il consueto ciclo combinato tra avviamento e regime.
+Si considera quindi il ciclo di fatica con estremo trattivo pari alle forze inerziali al //pms.i.// ed estremo compressivo dato dalle sole azioni del gas al //pms.c.// in avviamento; tale ciclo viene quindi ribaltato in segno in modo da ottenerne uno equivalente a carico medio positivo; si calcola quindi il fattore $K$ per tale ciclo secondo la formula (6.1) p. 244 ottenendo
+$$K=\frac{1+\frac{-F_\mathrm{pms,i}}{P_\mathrm{gas}}}{2}= 0.34$$
+a cui corrisponde sul diagramma di Goodman per lo sforzo normale del materiale una tensione critica di circa $\sigma_\mathrm{crit,a.a.}\approx 650 \mathrm{MPa}$.
+Si procede quindi al calcolo del coeff. di sicurezza utilizzando la formula
+$$n=\frac{A \sigma_\mathrm{crit,a.a.}}{P_\mathrm{gas}}$$