First issue: 2022
Senna
Contenuti
- Campionato F1 del 1994
- Componente di modifica
- Carichi applicati
- Frattura del componente
- Analisi strutturale
- Risultati
- Conclusioni
- Riferimenti
La relazione presenta uno studio sulle effettive capacità strutturali del componente di modifica introdotto nella monoposto Williams FW16 n.2 guidata da Ayrton Senna nel campionato di F1 del 1994, e sul tragico incidente occorso al settimo giro del Gran Premio di San Marino, alla curva del Tamburello.
The report presents a study on the actual structural capabilities of the modification component introduced in the Williams FW16 # 2 single-seater driven by Ayrton Senna in the 1994 F1 championship, and on the tragic accident that occurred on the seventh lap of the San Marino Grand Prix, at the Tamburello curve.
Campionato F1 del 1994 – Il regolamento sportivo in vigore nel 1994 prevedeva che ogni gara di F1 dovesse avere una percorrenza minima di 305 Km e durare al massimo 2 ore. Unica eccezione per il Gran Premio di Monaco in cui la distanza di gara, per non superare appunto le 2 ore, era fissata a 260 Km (Figura 1). I dati relativi al campionato di Formula 1 del 1994 sono riportati in Figura 1. Organizzato su 16 gare, i team partecipanti al campionato dovevano prevedere e progettare vetture in grado di percorrere, come minimo, circa 4800 Km ed affrontare circa 16600 curve (Figura 1). Se si considerano poi i giri per la messa a punto della vettura, quelli necessari per le qualifiche, nonché le movimentazioni dello sterzo per la gestione del traffico in gara, questi numeri potevano facilmente superare, con un incremento stimato di circa il 10%, 5000 Km per la percorrenza e 18000 per le curve-cicli alla barra del volante. Al termine del ogni campionato le vetture erano solitamente sostituite con versioni rinnovate aventi nuovi sistemi di bordo, componenti meccanici e strutturali. In questa analisi il computo delle curve riveste una particolare importanza in quanto fornisce i cicli delle continue sollecitazioni a torsione sulla barra delle sterzo, rilevabili dalla centralina come [Nm] positivi (momento orario) ed [Nm] negativi (momento antiorario). Da quanto accaduto sulla vettura FW16 n.2, così come dagli stessi dati di Figura 1, è anche possibile evincere che i circa 640 Km percorsi ed i poco più di 2200 curve-cicli (al completamento del 6° giro) rappresentano solo il 12% del carico a fatica che la barra avrebbe dovuto sopportare (senza rotture) sino alla fine del campionato.
Componente di modifica – I principali riferimenti tecnici utilizzati in questo studio sono riportati ai punti [1] e [2] del paragrafo “Riferimenti”. Da queste fonti sono stati ricavati gli schemi costruttivi della modifica alla barra dello sterzo, introdotta dal Costruttore a seguito delle richieste dello stesso pilota, all’avvio del campionato di F1 del 1994. SI ricorda, al riguardo, che la richiesta di Senna era volta a migliorare la guidabilità della vettura, avvicinando il volante al conducente e permettendo alle mani (con guanti di guida) di non interferire con alcune parti dell’abitacolo. Gli schemi citati sono di seguito riportati come Figura 1, 2, 3 e 4.
Gli schemi in questione hanno permesso di ricostruire, come possibile, la configurazione della modifica introdotta comprensiva delle quote necessarie alla valutazione oggettiva dei singoli componenti interessati (Figura 5, 6).
Carichi applicati – La colonna dello sterzo è un componente meccanico sollecitato principalmente da un momento torcente mutevole nel tempo, positivo (orario) e negativo (antiorario), a seconda della rotazione del volante impressa dal pilota nei cambi di direzione dovuti alla presenza di curve e di traffico sul circuito di gara. Nel fermo immagine riportato in Figura 7, così come estratto dal filmato al riferimento [3], è possibile constatare che alla curva del Tamburello (Time 11.0) la vettura di Senna viaggiava a 307.0 Km/h, aveva un’accelerazione laterale di 2.7 g ed un carico applicato sulla barra (Torque) di -26.9 Nm (*). Il pilota, in pratica, era in curva e stava ancora sterzando.
(*) Nella trattazione degli eventi processuali e nel testo al riferimento [1] il valore del momento torcente è riportato come 25 Nm.
Nella successiva Figura 8 e sempre dallo stesso filmato [3], è invece visibile il l’andamento del carico applicato (Torque) al variare del tempo. Tutto ciò rappresenta una tipica porzione dello spettro di carico che avrebbe dovuto essere utilizzato per simulare, in laboratorio, la sollecitazione a fatica sulla barra riassumibile come: spettro a fatica gara 1 + gara 2 + 6 giri gara 3, più le opportune maggiorazioni per prove in pista e qualifiche. Sulla disponibilità dei dati di telemetria bisogna ricordate che, in mancanza di informazioni dalla FW16 n.2 di Ayrton Senna (centralina distrutta nell’incidente), sarebbe stato opportuno considerare, in alternativa, quelli della FW16 n.1 di Damon Hill. In questo caso si sarebbero semplicemente comparate due vetture Williams identiche, impiegate sugli stessi circuiti ed utilizzate, con prestazioni similari, da due piloti professionisti di formula uno.
Frattura del componente – Se si considera quanto prima stimato in termini di cicli a cui i componenti meccanici avrebbero dovuto sopportare senza alcun cedimento (18000), è facile immaginare che una estesa frattura a fatica occorsa a soli 2200 cicli è necessariamente da associare a problematiche strutturali di non poco conto. La tipologia della rottura (a fatica) dell’intermediario saldato sulla barra tubolare (Figura 6, componente blu) è stata accertata in sede processuale, sia dagli esperti utilizzati dall’accusa sia da quelli presentati dalla difesa, dal costruttore della vettura FW16. In Figura 9 è riportata l’immagine della rottura del componente di modifica con all’interno il cablaggio del cambio tranciato.
L’ampiezza della zona interessata dalla fatica, con frattura passante lo spessore della sottile parete tubolare (1.2 mm, Figura 6), è stata stimata nel corso del processo [1] in 35-40 % (media 37.5%) dai i periti dell’accusa e 21-40 % (media 30.5%) da quelli della difesa. Le due percentuali medie sono fatte convergere in un valore unico pari a (37.5 + 30.5) /2 = 34 %, corrispondente a circa (360° x .34) = 120°di ampiezza. Questo valore è stato utilizzato nello studio della frattura del componente, condotto con modelli matematici trattati in dettaglio nel successivo paragrafo “Analisi strutturale”.
Analisi strutturale – Fermo restando la poco comprensibile soluzione adottata da Williams di ottenere una barra più lunga mediante l’inserzione di un intermediario e non con un semplice piantone più lungo e con la stessa sezione dell’originale, è opportuno riflettere su quale sia stata la modifica strutturale adottata e che implicazioni abbia avuto sulla resistenza stessa del componente. Il taglio della barra tubolare esistente, in acciaio D45, e l’inserimento di una “prolunga” saldata in acciaio più o meno equivalente EN14 ha generato una discontinuità strutturale. A questo si è aggiunto un significativo indebolimento della sezione, visto che l’area resistente alla torsione (taglio) è passata da (Figura 6, sezione A e D) 133 mm2 a soli (Figura 6, sezione B) 63 mm2 ed uno spessore di parete di 1.2 mm (2.1 mm quello originale). Le valutazioni sui livelli basici di sollecitazione sono state effettuate mediante calcolo tradizionali [4], [6], così come riportate in Figura 10, 10a, e nella tabella riassuntiva in Figura 10b per le sezioni A, B, C e D considerate.
Oltre all’aumento del livello di sollecitazione a taglio generato dalla modifica (da 20.5 N/mm2 a 50.1 N/mm2, Figura 10b), è opportuno tener conto anche della nuova geometria della barra che introduce fattori di concentrazione di stress (Figura 11a, 11b) prima inesistenti in quella originaria, a sezione costante (es. sezione A e B).
Come sommatoria degli effetti combinati tra riduzione della sezione resistente e fattore di concentrazione si può affermare che, con la barra dello sterzo allungata, si è introdotta un’amplificazione della sollecitazione di 2.9 volte quella antecedente la modifica: (Tau b /Tau a) x Kts = (50.1 / 20.5) x 1.2 = 2.9, ed un valore della sollecitazione a taglio pari a: Tau max = Tau a x Kts = 50.1 x 1.2 = 60.1 N/mm2. Partendo dal presupposto che la maggior parte (circa 75%) dei cedimenti dei componenti meccanici avvengono per fatica, con sollecitazioni cicliche e molto più basse del limite elastico, è opportuno approfondire a questo punto quanto anticipato nel paragrafo “Frattura del componente”. A tale scopo sono stati generati quattro modelli ad elementi finiti [7], composti da circa 30000 elementi solidi (esaedri), e nei quali è stata rappresentata: una struttura priva di frattura (modello A), una con frattura passante di 0.2 mm ed un’ampiezza di 60° (modello B), una con 90° (modello C) ed infine una con un danno esteso a 120° (modello D) (Figura 12). Per i tre modelli soggetti a fenomeni di fatica, la frattura è stata posta alla base del raggio di raccordo di 1 mm, dove si sono riscontrati, sia la maggiore concentrazione dello sforzo sia la rottura stessa della sezione.
Sul componente di modifica il momento torcente di 25 Nm è stato applicato con due coppi di forze, così come rappresentate in Figura 13. Nei due modelli generati ed in accordo alle unità di misura richiesti dal programma di calcolo, le forze sono espresse in micro-Newton.
T= 25 Nm = 25000 Nmm = 2.5E7 micro-N
F4, F5, F6, F7 = 2.5E7 / (2x 16.8) = 7.44E5 micro-N
Risultati – Le sollecitazioni di von Mises rilevate all’estremità della frattura di ampiezza 60° (modello B) sono risultate pari a 100 N/mm2 (Figura 14). Con la frattura a 90° (modello C) tali valori sono saliti a 186 N/mm2 (Figura 15). Nell’ultima analisi, con cricca estesa sino a 120° (modello D), le sollecitazioni hanno invece raggiunto 986 N/mm2 (Figura 16, Figura 16a), superando considerevolmente sia l’ammissibile a snervamento sia quello a rottura dell’acciaio EN14 (Figura 17). Per quest’ultimo modello è anche possibile valutare la sua risposta torsionale, a elica, mediante l’andamento delle deformazioni visibili in Figura 16b.
Nota: Il criterio di von Mises stabilisce che un materiale duttile inizia a cedere quando il valore della sollecitazione raggiunge il suo limite che, nella maggior parte dei casi, è considerato il limite di snervamento (Yield Stress).
Tenendo conto degli ammissibili del materiale EN14 (Figura 17) e dell’enorme differenza tra i livelli di sollecitazione raggiunti all’estremità di una frattura passante di ampiezza 60°, di 90°, e infine 120° (1/3 della sezione resistente), risulta evidente che quest’ultima condizione è facilmente associabile ad una rottura catastrofica del componente con associata perdita di controllo del sistema sterzante. Al riguardo, si ricorda che in Figura 7 e Figura 8 è possibile verificare (filmato con camera-car) che dopo l’istante 11.25 il pilota, ancora in piena curva, interrompe inspiegabilmente la sterzata per proseguire su una traiettoria rettilinea sino all’impatto con la barriera di protezione.
Figure 16a – 8 points von Mises stress at 120° crack ends (Elem. id. 20002).
I livelli delle sollecitazioni riscontrate con i modelli matematici sono da comparare con gli ammissibili del materiale EN14 utilizzato nella fabbricazione dell’intermediario. Questo materiale, denominato (BS) EN14 secondo British Standards, è un acciaio al carbonio-manganese di media resistenza, saldabile e con buone capacità di resistenza agli urti. Le sue proprietà meccaniche sono condizionate dai trattamenti termici (es. tempra, rinvenimento) a cui lo stesso può essere sottoposto per migliorare le sue caratteristiche meccaniche. Per questo studio, visto che in fase di dibattimento processuale la questione sul tipo di EN14 utilizzato non è proprio emersa, sono state effettuate delle comparazioni (Figura 17) ed una stima finale anche con altri materiali equivalenti, classificati [8] da standard internazionali similari (es. AISI 1524).
Nella successiva Figura 18 è stata effettuata la comparazione tra le sollecitazioni (von Mises) dei modelli ad elementi finiti con cricca di 60°, 90°, 120° e l’ammissibile a snervamento del materiale (BS) EN14, assunto in 500 N/mm2 (o MPa). Per estendere la valutazione a diversi valori di momento torcente applicato alla barra dello sterzo il diagramma comprende, oltre al solito 25 Nm di riferimento, anche le curve associate a 15, 20, e 30 Nm. Dall’andamento di queste curve è facile notare che la propagazione della frattura oltre i 90° di ampiezza genera un rapido incremento della sollecitazione alle estremità della cricca, sino a raggiungere lo snervamento (500 N/mm2) e poi il limite di rottura del materiale (700 N/mm2).
I risultati della modifica, nei suoi elementi essenziali quali: barra dello sterzo (A) e componente intermediario/prolunga (B) sono anche stati realizzati fisicamente mediante stampa 3D, così come visibili per confronto in Figura 19.
Conclusioni – La vicenda che ha interessato la tragica scomparsa del pilota Ayrton Senna nel corso della gara del campionato di F1 del 1994 sul circuito di Imola è stata caratterizzata da un lungo e controverso processo iniziato nel 1997 e concluso nel 2005. Anche se il giudizio finale ha presentato un piantone dello sterzo con modifiche “mal progettate ed eseguite” ed un comportamento “colposo” non punibile per sopraggiunta prescrizione, rimangono nella narrazione alcune zone d’ombra che questo studio ed in prevalenza per gli aspetti strutturali, ha cercato di approfondire. Al di là dell’aspetto principale, l’intervento di modifica con un intermediario saldato e non con una semplice barra dello sterzo più lunga e della stessa sezione dell’originale, è necessario tener conto anche di un paio di altri importanti fattori che hanno condizionato con alta probabilità gli eventi qui analizzati.
Il primo fattore, la modifica strutturale per allungare la barra dello sterzo, ha previsto l’utilizzo di un intermediario saldato con sezione anulare ridotta rispetto a quella originaria. Si è passati, creando anche una certa discontinuità strutturale, da una sezione di 133 mm2 ed uno spessore di parete di 2.1 mm, ad un’area di soli 63 mm2 ed uno spessore di 1.2 mm. Anche il raggio di raccordo riportato a disegno (1 mm) è apparso di ridotte dimensioni ed in grado di amplificare possibili fattori di concentrazione delle sollecitazioni.
Il secondo fattore riguarda la lavorazione meccanica (tornitura) del componente e la sua integrazione nella barra di sterzo mediante saldatura. Nello specifico, una finitura meccanica grossolana, specie nell’intorno del raggio di raccordo miniale (1 mm), può aver costituito il preludio alla presenza di rugosità e di micro-cricche di fatica. L’impatto termico dovuto alla saldatura del componente alla barra originaria può aver indotto fragilità in un materiale, l’EN14, essenzialmente duttile.
Il terzo fattore coinvolge le pratiche di controllo dei componenti e della vettura in generale che avrebbero potuto consentire il rilevamento tempestivo dei danni a fatica innescati e poi propagatisi sul componente di modifica.
La rapida insorgenza di gravi fenomeni di fatica sul componente in acciaio EN14, già solo dopo i primi chilometri di percorrenza del campionato di F1, confermerebbero quindi la presenza di problematiche multiple. Il tutto da associare a quanto effettivamente accertato sul componente di modifica, in termini di inneschi di micro-fratture poi propagate irrimediabilmente sino compromettere un terzo (120°) della sezione stessa. Se poi si considera il livello della sollecitazione all’estremità della frattura (Figura 18, rif. 25 Nm), oltre il limite di rottura del materiale (700 MPa) e che in tale condizione la vettura FW16 stava affrontando il Tamburello con un momento torcente alla barra ed un’accelerazione laterale che si annullavano nell’istante 11.50 (Figura 7, Figura 8), è anche possibile pensare ad un evento estremo, giustificabile con la perdita della funzionalità dello sterzo e col il successivo incontrollabile impatto contro la barriera di protezione.
Riferimenti
[1] – Nicola Santoro, “Il caso Ayrton Senna – Tutta la verità sul processo”. Ed. goWare, Maggio 2014, prima edizione digitale rivista e aggiornata.
[2] – Ayrton Senna da Silva, https://digilander.libero.it/mattia901/Ayrton.htm
[3] – CINECA – Ayrton Senna Car accident https://www.cineca.it/video/ayrton-senna-car-accident
[4] – W.C. Young, R.G. Budynas, “Roark’s Formulas for Stress and Strain”. McGraw-Hill, 7th edition. Note – Roark’s Formulas for Stress and Strain was first published in 1938 and the most current ninth edition was published in March 2020.
[5] Petersons’s Stress Concentration Factors. W.D. Pilkey, 1997. Chart 3.15c – Stress concentration factors of a torsion tube with a shoulder fillet (c) d1 / d = 0.796
[6] – SMath Studio software – https://en.smath.com/view/SMathStudio/summary
[7] – LISA – A user-friendly finite element analysis package for Windows with an integrated modeler, multi-threaded solver and graphical post-processor – https://lisafea.com/
[8] Equivalent Material by Matmatch, AISI 1524, BS EN14, ASTM A1008 –https://equivalentmaterials.com/materials/aisi-1524
[9] Longhai Steel, EN14 Steel material – https://www.steel0.com/EN14.htm
[10] Haihong, EN14 Structural Steel – http://www.ccsteels.com/Structural_steel/5474.html
[11] Steelexpress, EN14 Steel also know as150m19, AISI1524 – https://www.steelexpress.co.uk/engineeringsteel/EN14.html
[12] MakeltFrom.com, SAE-AISI 1524 Carbon Steel – https://www.makeitfrom.com/material-properties/SAE-AISI-1524-formerly-1024-G15240-Carbon-Steel
[13] SteelGr, China steel supplier, AISI 1524 – https://www.steelgr.com/Steel-Grades/Carbon-Steel/aisi-1524.html