DESCRIZIONE DELLA STRUTTURA...
|
|
- Mariano Gennaro Rossi
- 8 anni fa
- Visualizzazioni
Transcript
1
2 Sommario 1 DESCRIZIONE DELLA STRUTTURA NOTE DI CALCOLO E DI MODELLAZIONE NORMATIVE UTILIZZATE MATERIALI IMPIEGATI STRUTTURA METALLICA UNIONI BULLONATE ATTACCHI CON ANCORANTI MECCANICI UNIONI SALDATE GRIGLIATI ELETTROFORGIATI COPERTURE E TAMPONATURE STRUTTURALI ANALISI DEI CARICHI Carichi permanenti Carichi variabili Neve Vento Vento radente Temperatura ORDITURE DI COPERTURA E DI PARETE Terzere di copertura per pannello sandwich Parte curva della copertura Terzere di copertura per traslucido Orditure per controsoffitto Parte curva della copertura Orditure di parete VERIFICA DELLE ASTE ANALISI SISMICA Analisi sismica della copertura della tribuna Spostamenti allo SLV VERIFICA DELLE PRINCIPALI ASTE DI COPERTURA IN CORRISPONDENZA DELLE SCALE MONUMENTALI Tondo φ42 S355 bullone M30 classe Tondo φ48 S355 bullone M30 classe Corrente superiore reticolare tipo 11A HEA 300 S Pagina 2
3 9.4 Corrente inferiore reticolare tipo 11A HEA 200 S Correnti reticolare tipo 12 HEA 140 S Asta reticolare tipo 16 HEA 100 S VERIFICHE DEI COLLEGAMENTI Giunzioni bullonate dei profili della trave binata principale HEB 300 HEB 300 S M HEA 300 HEA 300 S M HEA 260 HEA 260 S M HEA 220 HEA 220 S M HEA 200 HEA 200 S M HEA 240 HEA 240 S M HEA 180 HEA 180 S M Giunzioni bullonate dei profili della trave binata in curva HEA 220 HEA 240 S M HEA 240 HEA 240 S M HEA 200 HEA 200 S M HEA 300 HEA 300 S M HEA 240 HEA 280 S M HEA 160 HEA 160 S M Attacco φ30 S275 bullone M24 classe Attacco φ42 S275 bullone M27 classe Attacco HEA 160 a reticolari Attacco HEA 180 a reticolari Attacco IPE 180 a reticolari Attacco parte bombata a binate Attacco parte bombata a solaio Attacco saldato tra tubi Corrente 250x250x8 S355 Montante 250x250x12,5 S Montante 180x100x8 S355 Corrente 180x100x8 S Corrente 200x200x8 S355 Montante 200x200x12,5 S Collegamento tra reticolari trasversali in HEA 100 e binate Correnti 4M12 cl Diagonali 6M12 cl Collegamento tra reticolari trasversali in HEA 120 e binate Correnti 4M12 cl Diagonali 4M12 cl Pagina 3
4 10.13 Attacco tubi 200x100x5 a Vierendeel Attacco tra tubo 406 sp 8,8 e colonne in c.a Attacco tubo bombato a tubo mensola Attacco tubo mensola a cls Attacco tubolare 406 sp 6,3 alle colonne di calcestruzzo Attacco Vierendeel esterna-binata Attacco Vierendeel interna-binata TIRAFONDI Giunzione acciaio-calcestruzzo sommità colonne circolari VERIFICA SLE VERIFICA PARAPETTI PASSERELLE DI ISPEZIONE Allegati Allegato 1 Tabulato di input copertura tribuna Allegato 2 Tabulato di output copertura tribuna Allegato 3 Tabulato di input copertura curva Allegato 4 Tabulato di output copertura tribuna Pagina 4
5 1 DESCRIZIONE DELLA STRUTTURA Le strutture di copertura della nuova tribuna e delle nuove curve dello Stadio Friuli di Udine saranno realizzate con struttura in carpenteria metallica e sovrastante manto di copertura in pannelli sandwich. Tali strutture saranno composte dai seguenti principali elementi: travi binate reticolari di lunghezza complessiva pari a circa 42,4 m di cui 15,6 m in semplice appoggio sulle sottostanti colonne circolari in c.a. e 26,8 m a sbalzo. Di tali travi sono state progettate una versione standard per le zone rettilinee di tribuna e curve ed una versione alleggerita per i tratti di raccordo tra tribuna e curve ove, stante la configurazione geometrica, i carichi agenti su ciascuna binata sono notevolmente ridotti rispetto a quelli agenti nella binata standard. Poiché le strutture saranno zincate le travi binate verranno realizzate in elementi saldati in officina di dimensioni trasportabili e compatibili con le vasche di zincatura, assemblati poi in opera per mezzo di collegamenti bullonati; travi reticolari di collegamento tra le binate. Tali travi hanno il compito di sorreggere gli elementi secondari della copertura e del controsoffitto e di garantire una ridistribuzione trasversale dei carichi tra le binate; travi secondarie di sostegno agli arcarecci superiori e inferiori; arcarecci in profilati pressopiegati a freddo superiori e inferiori con schema statico di trave continua su più appoggi di sostegno ai pannelli sandwich di copertura ed al controsoffitto; controventi di falda in tondi disposti all estradosso ed all intradosso della copertura. Nelle zone terminali (verso il campo di gioco) i pannelli sandwich di copertura saranno sostituiti da lastre in policarbonato alveolare per garantire un adeguato soleggiamento al manto erboso del campo da calcio. Il progetto prevede, inoltre, la possibilità di inserire all intradosso di tale zona una rete architettonica sostenuta da profili in IPE 180. Stante i modesti carichi indotti da tale rete se ne trascura il contributo nelle presenti analisi. Completano le strutture di copertura un sistema di travi curve disposte su piani verticali perimetralmente alle curve ed alle tribune cui verrà ancorata la pelle di rivestimento esterna, poggiante su profilati pressopiegati a freddo, e due porzioni di copertura a sbalzo Pagina 5
6 dalle binate di estremità delle curve che fungono da raccordo, previa realizzazione di un opportuno giunto sismico, con l arco in c.a. esistente. Pagina 6
7 2 NOTE DI CALCOLO E DI MODELLAZIONE Il calcolo delle sollecitazioni e le verifiche di sicurezza delle strutture di copertura in carpenteria metallica sono state effettuate analizzando due porzioni di copertura separate, una relativa alla parte di copertura della tribuna ed una per la parte di copertura delle curve e del tratto di raccordo tra queste ultime e la tribuna, sfruttando la presenza di un giunto sismico. La simmetria delle due curve consente di analizzare il comportamento strutturale di una sola delle relative coperture. Per ciascuna porzione di copertura sono stati realizzati i seguenti modelli di calcolo agli elementi finiti: 1) Modello completo, utilizzato per il calcolo generale delle sollecitazioni e delle verifiche di sicurezza; 2) Modello incompleto, privo dei controventi di falda inferiori, utilizzato per verificare l effetto di una possibile instabilità dei controventi in tondo inferiori causata dai carichi verticali gravitazionali che comprimono l intradosso della parte a sbalzo della copertura. I risultati di questo modello, omessi per brevità, confermano che la presenza nel modello completo di tali controventi modifica in maniera trascurabile la distribuzione delle sollecitazioni sugli elementi di intradosso delle strutture di copertura. Lo stato di teorica compressione che compare nel modello di calcolo FEM dei tondi del sistema di controvento inferiore causato dai carichi gravitazionali è in effetti assente nelle aste grazie al complessivo gioco foro bullone di 1,5 mm x 4 = 6,0 mm presente nei giunti di attacco. Nei modelli di calcolo di cui alla presente relazione sono state inserite soltanto le aste in acciaio e la porzione terminale dei pilastri in c.a. in quanto interessati principalmente alla valutazione degli effetti delle azioni gravitazionali, neve e vento, ritenute predominanti. Per la valutazione delle caratteristiche di sollecitazione indotte dall azione sismica si rimanda alle Relazioni di calcolo attinenti i singoli complessi strutturali della Tribuna distinti e delle curve. Ai Cap. 8 e 9 sono tuttavia illustrate alcune considerazioni salienti in merito alla progettazione sismica delle strutture di copertura. Pagina 7
8 Due immagini dei modelli tridimensionali utilizzati nelle presenti analisi sono riportate nella Figura 1 per la copertura della tribuna e nella Figura 2 per la copertura delle curve e dei tratti di raccordo. Pagina 8
9 Figura 1: Modello tridimensionale della copertura della tribuna. Pagina 9
10 Figura 2: Modello tridimensionale della copertura della curva e del tratto di raccordo con la tribuna. Pagina 10
11 3 NORMATIVE UTILIZZATE Il calcolo delle sollecitazioni e le verifiche di sicurezza sono state effettuate tenendo conto di quanto indicato nelle seguenti norme: D.M Norme Tecniche per le Costruzioni C.M.LL.PP. n. 609 del Istruzioni per l applicazione delle Nuove norme tecniche per le costruzioni UNI EN :2005 Eurocodice 3 Progettazione delle strutture di acciaio Parte 1-8 Progettazione dei collegamenti UNI EN ISO :2010 Sicurezza del macchinario Mezzi di accesso permanenti al macchinario Parte 2 Piattaforme di lavoro e corridoi di passaggio. UNI EN ISO :2010 Sicurezza del macchinario Mezzi di accesso permanenti al macchinario Parte 3 Scale, scale a castelletto e parapetti. Pagina 11
12 4 MATERIALI IMPIEGATI 4.1 STRUTTURA METALLICA Si utilizzano profilati S275 J0 UNI EN tubolari S355 J0 UNI EN tubolari S275 J0 UNI EN tondi S275 J0 UNI EN tondi S355 J0 UNI EN lamiere S275 J0 UNI EN UNIONI BULLONATE Si utilizza bulloneria a norma UNI EN classe 8.8 UNI EN ISO 4016 bulloneria a norma UNI EN classe 10.9 UNI EN ISO 4016 barre filettate cl. 8.8 con cert. conf. 3.1.B I bulloni vanno serrati con una forza di precarico pari a F p,c = 0,4 f tb A res I bulloni operanti ad attrito vanno serrati con una forza di precarico pari a F p,c = 0,7 f tb A res con controllo dello stato di serraggio. 4.3 ATTACCHI CON ANCORANTI MECCANICI Si utilizzano ancoranti HILTI tipo HSL o similari (fare riferimento al catalogo ditta produttrice). 4.4 UNIONI SALDATE Le saldature saranno realizzate con procedimento codificato secondo la norma UNI EN ISO Non sono previste saldature in opera, essendo il trattamento superficiale realizzato con zincatura a caldo secondo UNI EN ISO Pagina 12
13 Se per qualche motivo particolare si dovesse rendere necessaria qualche saldatura in opera, si raccomanda di intervenire con opportuni utensili per ripulire le parti da saldare e, a saldatura avvenuta, ripristinare la protezione anticorrosiva con idonei zincanti a freddo. I controlli di tali saldature saranno definiti dal Collaudatore e dal Direttore dei Lavori come indicato nel punto della NTC GRIGLIATI ELETTROFORGIATI I camminamenti delle passerelle di ispezione alla copertura ed al maxischermo verranno realizzati con grigliati in acciaio elettrosaldato S235 JR con piatto portante di sezione 25 x 2 mm e maglia di dimensioni 25 x 76 mm. I grigliati saranno poggiati in semplice appoggio su di una luce di 1,2 m. 4.6 COPERTURE E TAMPONATURE STRUTTURALI Copertura in pannello sandwich ELCOM SYSTEM tipo RP/ST 4G spessore 60 mm o similare. Copertura in traslucido ARCOPLUS REVERSO 626 o similare. Controsoffittatura e tamponatura a doghe VMZINC o similare. Vetro a cura del fornitore conforme a norme vigenti. Si riportano nelle pagine seguenti alcuni estratti delle schede tecniche di tali prodotti. N.B. La progettazione e la fornitura delle orditure delle doghe VMZINC e del vetro sono a carico dei fornitori. Tali orditure dovranno garantire il contrasto alla deformabilità dei montanti verticali nel piano delle orditure stesse. Pagina 13
14 Pagina 14
15 Pagina 15
16 Pagina 16
17 5 ANALISI DEI CARICHI Per il calcolo delle sollecitazioni e le verifiche di sicurezza sono stati adottati i seguenti carichi permanenti e variabili: 5.1 Carichi permanenti p.p. struttura (elementi modello FEM) 78,5 kn/m 3 orditure superiori (elementi non modellati) 0,10 kn/m 2 copertura (pannello sandwich + guaine) 0,15 kn/m 2 fotovoltaico (ove previsto) 0,20 kn/m 2 controsoffitto con orditure 0,10 kn/m 2 impianti 0,10 kn/m Carichi variabili Neve Zona 1, a s = 113 m s.l.m. q sk = 1,50 kn/m 2 c E = 1 c T = 1 μ 1 = 0,8 q s = 0,8 x 1,50 = 1,20 kn/m 2 Pagina 17
18 5.2.2 Vento La seguente azione del vento è stata applicata, in favore di sicurezza, sia in depressione che in pressione, sempre all estradosso della copertura: v b,0 = 25 m/s q b = 1/2 x x 25 2 = 390 N/m 2 classe di rugosità del terreno B zona IV K r = 0,22 z 0 = 0,30 m z min = 8 m c e = 0,22 2 x ln(25/0,3) x [7 + ln(25/0,3)] = 2,45 c p = 1,5 (valore medio tra 1,3 valido per la maggior parte della struttura ed 1,8 valido per gli effetti locali nelle zone di bordo) p = 390 x 2,45 x 1,5 = 1433 N/m 2 = 1,43 kn/m 2 L azione del vento così valutata risulta essere cautelativa rispetto ai risultati di alcune analisi preliminari effettuate tramite software di fluido dinamica computazionale di cui si riportano brevemente i risultati salienti. Le simulazioni sono state effettuate su due sezioni piane, longitudinale e trasversale nell ipotesi di flusso turbolento con velocità di riferimento v ref pari a 40 m/sec alla quota di sommità della nuova copertura. Per la sezione longitudinale è stata eseguita, stante la simmetria, una sola simulazione. Per la sezione trasversale sono state, invece, effettuate due simulazioni con opposta direzione di provenienza del vento. I coefficienti di pressione c p possono essere stimati mediante il rapporto: c p p 0 p = ρ vref Pagina 18
19 in cui p rappresenta la pressione locale, p n la pressione di riferimento, assunta uguale a zero, ρ la densità dell aria pari a 1.25 kg/m 3. Nell ipotesi di assumere un coefficiente di pressione unitario, c p = 1, si otterrebbe una pressione p di 1000 N/m 2. Il confronto di tale valore con quelli illustrati nelle immagini seguenti conferma che i coefficienti di pressione attualmente ipotizzati nel calcolo sono generalmente cautelativi, ad eccezione di alcune limitate zone in cui effetti locali (zone di bordo, canali di gronda, ecc.) producono rilevanti depressioni. Gli arcarecci di copertura sono stati progettati, secondo quanto richiesto dalla C.M.LL.PP. 609, paragrafo C , utilizzando un coefficiente di pressione cp =± Vento radente p f = q b c e c f q b = 1/2 x x 25 2 = 390 N/m 2 classe di rugosità del terreno B zona IV K r = 0,22 z 0 = 0,30 m z min = 8 m c e = 0,22 2 x ln(25/0,3) x [7 + ln(25/0,3)] = 2,45 c f = 0,01 (superficie liscia) p f = 390 x 2,45 x 0,01 = 10 N/m 2 Pagina 19
20 Figura 3: Pressioni su sezione longitudinale con v = 40 m/sec: vista di insieme. Pagina 20
21 Figura 4: Pressioni su sezione longitudinale con v = 40 m/sec: particolare tribuna sopravento. Pagina 21
22 Figura 5: Pressioni su sezione longitudinale con v = 40 m/sec: particolare tribuna sottovento. Pagina 22
23 Figura 6: Pressioni su sezione trasversale con v = 40 m/sec proveniente da destra: vista di insieme. Pagina 23
24 Figura 7: Pressioni su sezione trasversale con v = 40 m/sec proveniente da destra: particolare nuova tribuna sopravento. Pagina 24
25 Figura 8: Pressioni su sezione trasversale con v = 40 m/sec proveniente da sinistra: vista di insieme. Pagina 25
26 Figura 9: Pressioni su sezione trasversale con v = 40 m/sec proveniente da sinistra: particolare nuova tribuna sottovento. Pagina 26
27 5.2.4 Temperatura È stato assunto un ΔT u pari a ± 25 C per strutture in acciaio esposte (zone con copertura in traslucido) e ± 15 C per strutture in acciaio non esposte (zone con copertura in pannello sandwich). Pagina 27
28 6 ORDITURE DI COPERTURA E DI PARETE Si eseguono i calcoli per le orditure secondarie necessarie per sorreggere il manto di copertura ed il controsoffitto, non presenti, per snellezza di calcolo, nel modello FEM tridimensionale. 6.1 Terzere di copertura per pannello sandwich Si ipotizza l utilizzo di un pannello sandwich in grado si sopportare i carichi su una luce di circa 2,60 m. Analisi dei carichi: p.p. terzera 0,05 kn/m 2 x 1,3 copertura 0,15 kn/m 2 x 1,3 eventuale fotovoltaico 0,20 kn/m 2 x 1,5 vento (c p = 1,8) 1,75 kn/m 2 x 1,5 neve 1,20 kn/m 2 x 1,5 x 0,5 TOT 4,09 kn/m 2 q = 4,09 x 2,60 = 10,63 kn/m 2,20 m M = 10,63 x 2,2 2 / 8 = 6,43 knm = Nmm Si adotta un pressopiegato 30x120x60x3 S235 W=31430 mm 3 Pagina 28
29 J= mm 4 Profilo appartenente alla classe 4 come da punto delle NTC 2008 per il quale è necessario tener conto degli eventuali fenomeni di instabilità locale come da punto C delle Istruzioni per l applicazione delle NTC Ψ=1 Ψ=-1 Ψ=1 Tabella C.4.2.VIII k σ =4 54 λ p = = 0,317 < 0, , ρ=1 Ψ=-1 Tabella C.4.2.VIII k σ =23,9 114 λ p = = 0,274 < 0, , ,9 ρ=1 235 M SLU = = Nmm > ,05 Nmm Per la verifica SLE il carico diventa q=7,15 kn/m e si ha 4 5 7, f = = 6 mm < = Nmm In realtà le terzere possono anche essere realizzate continue su 5 o 6 appoggi. La freccia ovviamente diminuisce drasticamente. Pagina 29
30 Il momento massimo subisce anch esso una riduzione (M= Nmm) con però un ulteriore verifica di instabilità locale da soddisfare in quanto in tal caso le fibre compresse si trovano sia superiormente che inferiormente. Ψ=-1 Ψ=1 Ψ=1 Tabella C.4.2.VIX k σ =0,43 27 λ p = = 0,483 < 0, , ,43 ρ=1 Ψ=-1 Tabella C.4.2.VIII k σ =23,9 114 λ p = = 0,274 < 0, , ,9 ρ=1 In alcuni casi le terzere risultano appoggiate su 2,4 m. Si adotterà una trave continua su 5 appoggi con luci esterne di 1,2 m e luci interne, appunto, di 2,4 m. Il momento massimo restituito dal calcolo è pari a M= Nmm < Nmm. Trascurabile la freccia Parte curva della copertura In corrispondenza della parte curva della copertura le terzere possono raggiungere la luce di 2,9 m. Si ricorre in tal caso allo schema di trave continua su 5 appoggi con M= Nmm. Si adotta un pressopiegato 40x150x80x3 S235 W=52670 mm 3 J= mm 4 Pagina 30
31 Ψ=1 Ψ=-1 Ψ=1 Tabella C.4.2.VIII k σ =4 74 λ p = = 0,434 < 0, , ρ=1 Ψ=-1 Tabella C.4.2.VIII k σ =23,9 144 λ p = = 0,346 < 0, , ,9 ρ=1 Ψ=-1 Ψ=1 Ψ=1 Tabella C.4.2.VIX k σ =0,43 37 λ p = = 0,662 < 0, , ,43 ρ=1 Ψ=-1 Tabella C.4.2.VIII k σ =23,9 144 λ p = = 0,346 < 0, , ,9 ρ=1 235 M SLU = = Nmm > ,05 Nmm Nessun problema di freccia. Pagina 31
32 Esistono anche terzere continue su 3 appoggi con luce circa 2,70 m. Si adotta ancora il pressopiegato 45x150x80x3 S235 M=10,63x2,7 2 /8=9,687 knm = Nmm 235 M SLU = = Nmm > ,05 Nessun problema di freccia. Nmm Le terzere continue su 3 appoggi raggiungono una luce massima di circa 3,30 m. Si adotta un pressopiegato 40x150x80x4 S235 W=67970 mm 3 J= mm 4 M=10,63x3,3 2 /8=14,470 knm = Nmm 235 M SLU = = Nmm > ,05 Nessun problema di freccia. Nmm 6.2 Terzere di copertura per traslucido Si ipotizza l utilizzo di un traslucido in grado si sopportare i carichi su una luce di circa 1,20 m. Analisi dei carichi: p.p. terzera 0,05 kn/m 2 x 1,3 copertura 0,10 kn/m 2 x 1,3 vento (c p = 1,8) 1,75 kn/m 2 x 1,5 neve 1,20 kn/m 2 x 1,5 x 0,5 Pagina 32
33 TOT 3,72 kn/m 2 q = 3,72 x 1,20 = 4,46 kn/m 2,20 m M = 4,46 x 2,2 2 / 8 = 2,70 knm = Nmm Si adotta un tubo 80x40x4 S275 W pl =22200 mm 3 J= mm M SLU = = Nmm > ,05 Nmm Per la verifica SLE il carico diventa q=3,00 kn/m e si ha 4 5 3, f = = 6 mm < = Nmm In realtà le terzere possono anche essere realizzate continue su 5,6 o 7 appoggi. Sia momento massimo che freccia subiscono una riduzione. In alcuni casi le terzere risultano appoggiate su 2,4 m. Si adotterà una trave continua su 5 appoggi con luci esterne di 1,2 m e luci interne, appunto, di 2,4 m. Il momento massimo restituito dal calcolo è pari a M= Nmm < Nmm. Trascurabile la freccia. Pagina 33
34 In altri casi (zone curve della copertura) le terzere risultano appoggiate su circa 3 m. M = 4,46 x 3 2 / 8 = 5,71 knm = Nmm Si adotta un tubo 100x50x4 S275 W pl =35700 mm 3 J= mm M SLU = = Nmm > ,05 Nmm 4 5 3, f = = 11 mm < = Nmm 6.3 Orditure per controsoffitto Si ipotizza l utilizzo di una controsoffittatura in grado si sopportare i carichi su una luce di circa 2,60 m. Analisi dei carichi: p.p. orditura 0,05 kn/m 2 x 1,3 controsoffitto 0,10 kn/m 2 x 1,3 impianti 0,10 kn/m 2 x 1,5 vento (c p = 1,8) 1,75 kn/m 2 x 1,5 TOT 2,97 kn/m 2 q = 2,97 x 2,60 = 7,72 kn/m 2,20 m Pagina 34
35 M = 7,72 x 2,2 2 / 8 = 4,67 knm = Nmm Si adotta un pressopiegato 30x100x50x3 S235 W=23950 mm 3 J= mm 4 Ψ=-0,923 Ψ=1 Ψ=1 Tabella C.4.2.VIII k σ =4 54 λ p = = 0,317 < 0, , ρ=1 Ψ=-0,923 Tabella C.4.2.VIII k σ =7,81+6,29x0,923+9,78x0,923 2 =21,9 λ p ρ=1 94 = 28,4 3 1 = 0,236 < 0,673 21,9 235 M SLU = = Nmm > ,05 Nmm Per la verifica SLE il carico diventa q=5,20 kn/m e si ha 4 5 5, f = = 7 mm < = Nmm In realtà le orditure possono anche essere realizzate continue su 5 o 6 appoggi. Sia freccia che momento diminuiscono però si presenta un ulteriore verifica di instabilità locale da soddisfare in quanto in tal caso le fibre compresse si trovano sia superiormente che inferiormente. Pagina 35
36 Ψ=1 Ψ=-0,923 Ψ=1 Tabella C.4.2.IX k σ =0,43 27 λ p = = 0,483 < 0, , ,43 ρ=1 Ψ=-0,923 Tabella C.4.2.VIII k σ =7,81+6,29x0,923+9,78x0,923 2 =21,9 λ p ρ=1 94 = 28,4 3 1 = 0,236 < 0,673 21,9 In alcuni casi le orditure risultano appoggiate su 2,4 m. Si adotterà una trave continua su 5 appoggi con luci esterne di 1,2 m e luci interne, appunto, di 2,4 m. Momento e freccia risultano inferiori rispetto a quelli calcolati Parte curva della copertura In corrispondenza della parte curva della copertura le orditure possono raggiungere la luce di 2,9 m. Si ricorre in tal caso allo schema di trave continua su 5 appoggi con M= Nmm. Si adotta un pressopiegato 40x120x80x3 S235 W=38280 mm 3 J= mm M SLU = = Nmm > ,05 Nmm Pagina 36
37 Nessun problema di freccia. Esistono anche terzere continue su 3 appoggi con luce circa 2,70 m. Si adotta ancora il pressopiegato 40x120x80x3 S235 M=7,72x2,7 2 /8=7,034 knm = Nmm 235 M SLU = = Nmm > ,05 Nmm Nessun problema di freccia. Le terzere continue su 3 appoggi raggiungono una luce massima di circa 3,30 m. Si adotta un pressopiegato 40x150x80x3 S235 M=7,72x3,3 2 /8=10,509 knm = Nmm 235 M SLU = = Nmm > ,05 Nmm Nessun problema di freccia. 6.4 Orditure di parete Si ipotizza l utilizzo di una pelle in grado si sopportare i carichi su una luce di circa 1,10 m. Analisi dei carichi: verticali p.p. orditura 0,05 kn/m 2 x 1,3 pelle 0,10 kn/ m 2 x 1,3 Pagina 37
38 impianti 0,10 kn/m 2 x 1,5 TOT 0,35 kn/m 2 orizzontali vento (c p = 1,8) 1,75 kn/m 2 x 1,5 TOT 2,63 kn/m 2 q verticale = 0,35 x 1,10 = 0,39 kn/m q orizzontale = 2,63x 1,10 = 2,89 kn/m 2,20 m M x = 2,89 x 2,2 2 / 8 = 1,75 knm = Nmm M y = 0,39 x 2,2 2 / 8 = 0,24 knm = Nmm Si adotta un pressopiegato 30x100x50x3 S235 W x =23950 mm 3 J x = mm 4 W y =16280 mm 3 J y = mm M SLU x = = , M SLU y = = ,05 Nmm Nmm Pagina 38
39 M M x SLU x M + M y SLU y = 0,39 Per la verifica SLE i carichi diventano q x =1,93 kn/m e q y =0,28 kn/m si ha 4 5 1, f x = = 2 mm < = Nmm 4 5 0, f y = = 1 mm < = Nmm In realtà le orditure possono anche essere realizzate continue su 5 o 6 appoggi. Nessun problema per resistenza e deformabilità. In alcuni casi le orditure risultano appoggiate su 2,4 m. Si adotterà una trave continua su 5 appoggi con luci esterne di 1,2 m e luci interne, appunto, di 2,4 m. Momento e freccia risultano inferiori rispetto a quelli calcolati. In corrispondenza della parte curva della copertura le orditure raggiungono la luce di 2,9 m. Si ricorre in tal caso allo schema di trave continua su 5 appoggi con M x = Nmm e M y = Nmm. Si adotta sempre il pressopiegato 30x100x50x3 S235 M M x SLU x M + M y SLU y = 0,58 Nessun problema per la freccia. Pagina 39
40 7 VERIFICA DELLE ASTE La verifica di dettaglio delle aste presenti nei modelli FEM e conseguenti all applicazione dei carichi gravitazionali, neve e vento sono riportate per esteso negli Allegati Tabulati di input ed output. Nel seguito si riportano a titolo illustrativo e di sintesi i risultati di tali verifiche in forma grafica. La mappatura di colori indicata in legenda indica con colore rosso gli elementi che avendo un coefficiente di sfruttamento maggiore dell unità sarebbero non verificati. Pagina 40
41 Figura 10: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: vista 3D copertura tribuna. Pagina 41
42 Figura 11: Numerazione aste: binata copertura tribuna. Figura 12: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: binate copertura tribuna. Pagina 42
43 Figura 13: Numerazione aste: elementi di estradosso copertura tribuna. Pagina 43
44 Figura 14: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: elementi di estradosso copertura tribuna. Pagina 44
45 Figura 15: Numerazione aste: elementi di intradosso copertura tribuna. Pagina 45
46 Figura 16: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: elementi di intradosso copertura tribuna. Pagina 46
47 Figura 17: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: vista 3D copertura tribuna. Pagina 47
48 Figura 18: Numerazione aste: binata alleggerita curva. Figura 19: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: binate alleggerita curva. Pagina 48
49 Figura 20: Numerazione aste: elementi di estradosso copertura curva. Pagina 49
50 Figura 21: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: elementi di estradosso copertura curva. Pagina 50
51 Figura 22: Numerazione aste: elementi di intradosso copertura curva. Pagina 51
52 Figura 23: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: elementi di intradosso copertura curva. Pagina 52
53 8 ANALISI SISMICA Per quanto concerne l analisi sismica della struttura delle curve e del tratto di raccordo con la tribuna distinti, stante la limitazione del presente modello FEM alle sole strutture di copertura, si rimanda alla Relazione di calcolo generale per una più esaustiva e corretta valutazione delle sollecitazioni indotte da tale azione. La validazione reciproca del modello semplificato e del modello completo nei confronti delle azioni verticali è invece testimoniata dal confronto tra i diagrammi delle sollecitazioni assiali indotte dalla combinazione di carico che massimizza i carichi verticali riportati nella Figura 24. Si può ad esempio osservare che lo sforzo di compressione presente in uno dei correnti inferiori della binata dell allineamento 8 ha valore pressoché identico tanto nel modello globale che in quello semplificato. Nella presente Relazione vengono poi effettuate le verifiche di sicurezza di alcuni controventi di falda ed alcune travi con funzionamento di tirante/puntone disposte in prossimità della scala monumentale (e dei relativi collegamenti) deputati ad assorbire ed a trasferire l azione sismica proveniente dalle sottostanti strutture in c.a. Il modello di calcolo semplificato della tribuna è stato infine validato confrontando le sollecitazioni con esso ottenute con quelle provenienti dal modello globale. Si riepilogano, per completezza, i parametri salienti utilizzati nella valutazione dell azione sismica: Latitudine Longitudine V N C U 1,5 V R Categoria sottosuolo Categoria topografica 50 anni 75 anni B T1 a g SLV 0,246 g Fattore di struttura CD B Struttura a telaio a un piano non regolare in pianta α u / α 1 = (1,1+1)/2 =1,05 q 0 3 x 1,05 = 3,15 Pagina 53
54 k (non regolare in altezza) 0,8 q 3,15 x 0,8 = 2,52 Figura 24: Sollecitazioni assiali provenienti dal modello di calcolo globale espresse in tonnellate (in alto) e dal modello semplificato espresse in kn (in basso). Pagina 54
55 8.1 Analisi sismica della copertura della tribuna Nell analisi dinamica modale sono stati utilizzati per entrambi i modelli i primi 400 modi di vibrare della struttura in modo da raggiungere una massa partecipante non inferiore ai 85% della massa totale. Poiché l azione sismica verticale risulta di intensità inferiore all azione del vento, sebbene sia stata inserita tra le condizioni di carico, per essa ci si è accontentati di considerare una massa partecipante inferiore al 85%. Le caratteristiche di sollecitazione corrispondenti alle condizioni sismiche sono state rimoltiplicate per il fattore di struttura q per tener conto della progettazione in campo elastico delle strutture di copertura e scalate per tener conto del differente periodo di vibrazione dei primi modi traslazionali calcolato nel modello semplificato e nel modello globale. Nella verifica dei controventi di falda e dei relativi collegamenti le sollecitazioni restituite dal modello FEM relative alle condizioni di carico sismiche sono state incrementate del fattore 1,3 come prescritto al punto della NTC Il modello parziale trascura, per brevità e semplicità di input, l eccentricità accidentale prevista al punto 7.26 della NTC 2008, confidando che il carico aggiuntivo sia compensato dall aver utilizzato una formula pseudostatica, sicuramente cautelativa, per tener conto della sottostante massa di cemento armato. I dati ottenuti dall analisi dinamica del modello parziale (copertura in acciaio), integrati con il fattore di amplificazione, sono stati poi confrontati con i dati ottenuti dall analisi dinamica del modello globale (copertura in acciaio e sottostanti telai in cemento armato). In particolare i controventi φ42 S275 hanno nel modello parziale una sollecitazione massima di 129 kn che, tenendo conto che nelle croci di sant Andrea è da considerare attiva la sola diagonale tesa, diventano 129 x 2 = 258 kn. Il modello FEM globale, che non ha inserito nei dati di input il coefficiente 1,3, restituisce la sollecitazione massima è di 8,5 ton = 85 kn (già comprensiva degli effetti dovuti all eccentricità accidentale) che porta quindi ad una sollecitazione di calcolo pari a 85 x 2 x Pagina 55
56 1,3 = 221 kn. Un estratto delle sollecitazioni sui tiranti calcolate nel modello FEM globale sono riportate in Figura 25. I risultati sono assolutamente confrontabili e garantiscono sulla bontà del metodo utilizzato nel modello parziale, dove si è operato a vantaggio della sicurezza (+16%) senza peraltro aggravare i costi in maniera sensibile considerando sia il minimo scostamento delle sollecitazioni, sia il peso percentuale davvero modesto dei controventi se rapportato al peso totale della struttura. Figura 25: Inviluppo delle sollecitazioni assiali provenienti dal modello di calcolo globale. 8.2 Spostamenti allo SLV Il dimensionamento dei giunti sismici tra tribuna distinti e settore di raccordo con le curve è riportato nella Relazione di calcolo generale. Per ciò che attiene il martellamento tra coperture delle curve ed arco in c.a. esistente si analizza la più sfavorevole condizione presente a quota m. Nella impossibilità di effettuare calcoli specifici, lo spostamento dell arco viene valutato come indicato al punto delle NTC 2008: Pagina 56
57 h ag S , 246g 1, 157 = = ± 139, 4mm 100 0, 5g 100 0, 5g Lo spostamento massimo della copertura risulta pari a mm. Il martellamento tra copertura della curva ed arco in c.a. esistente è quindi evitato avendo disposto un giunto sismico di ampiezza 430 mm maggiore di: 251, , 4 = 391, 0mm. Pagina 57
58 9 VERIFICA DELLE PRINCIPALI ASTE DI COPERTURA IN CORRISPONDENZA DELLE SCALE MONUMENTALI 9.1 Tondo φ42 S355 bullone M30 classe 10.9 La massima sollecitazione assiale agente nei tondi φ42 in acciaio S355 in prossimità della scala monumentale, desunta dall inviluppo delle combinazione del modello di calcolo globale, è pari a ( ) / 2 kn = 135 kn (vedi Figura 26). Considerando che il modello globale tiene conto anche della presenza dei tondi sollecitati a compressione e che le sollecitazioni restituite dal modello FEM relative alle condizioni di carico sismiche vanno incrementate del fattore 1,3 come prescritto al punto della NTC 2008 la massima sollecitazione di trazione nei tondi φ42 in acciaio S355 è pari a: Figura 26: Inviluppo delle sollecitazioni assiali nei tondi φ42 in prossimità della scala monumentale desunti dal modello di calcolo globale. Pagina 58
59 Essendo , N la verifica risulta soddisfatta. Saldatura gola 8 mm (spessore piatto) lg 120 (4 cordoni) τ N mm , N mm N N ,05 N ,5 20 0, N N 2, N (K=2,5 in quanto e 2 =60 mm α=0.95 in quanto e 1 =90 mm) T 2 0, N Tondo φ48 S355 bullone M30 classe 10.9 La massima sollecitazione assiale agente nei tondi φ48 in acciaio S355 in prossimità della scala monumentale, desunta dall inviluppo delle combinazione del modello di calcolo globale, è pari è pari a ( ) / 2 kn = 158,5 kn (vedi Figura 27). Considerando che il modello globale tiene conto anche della presenza dei tondi sollecitati a compressione e Pagina 59
60 che le sollecitazioni restituite dal modello FEM relative alle condizioni di carico sismiche vanno incrementate del fattore 1,3 come prescritto al punto della NTC 2008 la massima sollecitazione di trazione nei tondi φ48 in acciaio S355 è pari a: , Essendo , N la verifica risulta soddisfatta. Saldatura gola 8 mm (spessore piatto) lg 120 (4 cordoni) τ ,7 N mm , N mm Figura 27: Inviluppo delle sollecitazioni assiali nei tondi φ48 in prossimità della scala monumentale desunti dal modello di calcolo globale. Pagina 60
61 N N ,05 N ,5 20 0, N N 2, (K=2,5 in quanto e 2 =60 mm α=0.95 in quanto e 1 =90 mm) N T 2 0, N Nelle verifiche si omette, poiché non significativa, la verifica a rifollamento sulle lamiere conseguente alle modeste sollecitazioni taglianti presenti nei collegamenti e la verifica a punzonamento stante l elevato spessore. 9.3 Corrente superiore reticolare tipo 11A HEA 300 S275 Le sollecitazioni agenti nel corrente superiore della reticolare esterna tipo 11A (all. B) in prossimità della scala monumentale sono state desunte dal modello di calcolo globale e risultano pari a (vedi Figura 28):, 4,04 knm 1,3 5,25 knm orizzontale, 0 knm verticale 343 kn 1, kn La verifica di resistenza risulta soddisfatta essendo: Pagina 61
62 ,,,,,, 0,03 1 La verifica di instabilità risulta soddisfatta essendo:,, 1,,, 1, 0,21 1 Per i valori assunti dalle singole grandezze si veda la seguente tabella: Figura 28: Inviluppo delle sollecitazioni assiali nel corrente superiore (HEA 300) e nel corrente inferiore (HEA 200) della reticolare tipo 11 sul filo B in prossimità della scala monumentale desunti dal modello di calcolo globale. Pagina 62
63 Profilo HEA 300 CARATTERISTICHE MECCANICHE CARATTERISTICHE GEOMETRICHE E N/mm 2 b 300 mm A mm 2 tf 14 mm fyk 275 N/mm 2 l0y 2891 mm l0z 2891 mm Jy 1.83E+08 mm 4 Jz 6.31E+07 mm 4 Wy 1.38E+06 mm 3 Wz 6.41E+05 mm 3 alfa,y 0.34 alfa,z 0.49 PARAMETRI DI CALCOLO PARAMETRI DI CALCOLO Ncr,y N n Ncr,z N a lambda,y lambda,z Mpl,y,Rd Nmm fi,y Mpl,z,Rd Nmm fi,z chi,y Mn,y,Rd Nmm chi,z Mn,z,Rd Nmm chi,min Nbrd N SOLLECITAZIONI INSTABILITA' SOLLECITAZIONI RESISTENZA N N N N My 0 Nmm My 0 Nmm Mz Nmm Mz Nmm VERIFICA DI INSTABILITA' VERIFICA DI RESISTENZA Sfruttamento 0.21 Sfruttamento 0.03 Pagina 63
64 9.4 Corrente inferiore reticolare tipo 11A HEA 200 S275 Le sollecitazioni agenti nel corrente inferiore della reticolare esterna tipo 11A (all. B) in prossimità della scala monumentale sono state desunte dal modello di calcolo globale e risultano pari a (vedi Figura 28):, 0 knm orizzontale, 0 knm verticale 343 kn 1, kn Si trascurano, stante i piccoli valori, le sollecitazioni flettenti. La verifica di resistenza ed instabilità risulta soddisfatta essendo: 445,9, 1048,8 0,43 1 con, A 0, , , ,84 0,84 0,67 0,74 A ,67 π EJ π , Pagina 64
65 9.5 Correnti reticolare tipo 12 HEA 140 S275 Le sollecitazioni agenti nei correnti inferiore e superiore della reticolare interna tipo 12 (tra gli all. B e C) in prossimità della scala monumentale sono state desunte dal modello di calcolo globale (vedi Figura 29) e risultano pari a:, 0 knm orizzontale, 0 knm verticale 123,0 kn 1,3 159,9 kn Si trascurano, stante i piccoli valori, le sollecitazioni flettenti. Figura 29: Inviluppo delle sollecitazioni assiali nelle aste (HEA 140) della trave reticolare tipo 12 tra gli all. B e in prossimità della scala monumentale desunti dal modello di calcolo globale. Pagina 65
66 La verifica di resistenza ed instabilità risulta soddisfatta essendo: 159,9, 470,2 0,34 1 con, A 0, ,05 470, ,13 1,13 0,95 0,57 A ,95 π EJ π Asta reticolare tipo 16 HEA 100 S275 Le sollecitazioni agenti nei correnti inferiore e superiore della reticolare tipo 16 (tra gli all. C e D) in prossimità della scala monumentale sono state desunte dal modello di calcolo globale (vedi Figura 30) e risultano pari a:, 0 knm orizzontale, 0 knm verticale 95 kn 1,3 123,5 kn La verifica di resistenza ed instabilità risulta soddisfatta essendo:, 123,5 199,2 0,62 1 Pagina 66
67 con, A 0, ,05 199, ,73 1,73 1,37 0,36 A ,37 π EJ ,34 10 π Figura 30: Inviluppo delle sollecitazioni assiali nelle aste (HEA 100) della trave reticolare tipo 16 tra gli all. C e D in prossimità della scala monumentale desunti dal modello di calcolo globale. Pagina 67
68 10 VERIFICHE DEI COLLEGAMENTI 10.1 Giunzioni bullonate dei profili della trave binata principale Nelle verifiche si omette, poiché non significativa, la verifica a rifollamento sulle lamiere conseguente alle modeste sollecitazioni taglianti presenti nei collegamenti e la verifica a punzonamento stante l elevato spessore HEB 300 HEB 300 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante M = 75 KNm T = 20 KN Sforzo max sopportabile a trazione 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) 0, = Nmm , , ,37 Spessore flangia 30 mm piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 200 sp 12 Si ritiene superflua la verifica a punzonamento. Pagina 68
69 HEA 300 HEA 300 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante M = 93 KNm T = 33 KN Sforzo max sopportabile a trazione Pagina 69
70 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) 0, = Nmm , , ,46 Spessore flangia 30 mm piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 200 sp 12 Si ritiene superflua la verifica a punzonamento HEA 260 HEA 260 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante N = 1212 KN M = 38 KNm T = 22 KN Sforzo max sopportabile a trazione 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) Pagina 70
71 0, = Nmm , , , ,77 Spessore flangia 30 mm piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 200 sp 12. Si ritiene superflua la verifica a punzonamento. Pagina 71
72 HEA 220 HEA 220 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante N = 576 KN M = 7 KNm T = 2,7 KN Sforzo max sopportabile a trazione 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) 0, = Nmm , , , ,56 Spessore flangia 25 mm piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 150 sp 8. Si ritiene superflua la verifica a punzonamento. Pagina 72
73 HEA 200 HEA 200 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante N = 666 KN M = 4,6 KNm T = 1,53 KN Sforzo max sopportabile a trazione 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio Pagina 73
74 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) 0, = Nmm , , , ,8 Spessore flangia 25 mm piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 150 sp 8. Si ritiene superflua la verifica a punzonamento. Pagina 74
75 HEA 240 HEA 240 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante N = 727 KN M = 32 KNm T = 23 KN Sforzo max sopportabile a trazione 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio Pagina 75
76 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) 0, = Nmm , , , ,85 Spessore flangia 25 mm piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 160 sp 10. Si ritiene superflua la verifica a punzonamento. Pagina 76
77 HEA 180 HEA 180 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante N = 481 KN M = 11 KNm T = 3,4 KN Sforzo max sopportabile a trazione dal singolo bullone Pagina 77
78 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) 0, = Nmm , , , ,78 Pagina 78
79 10.2 Giunzioni bullonate dei profili della trave binata in curva Nelle verifiche si omette, poiché non significativa, la verifica a rifollamento sulle lamiere conseguente alle modeste sollecitazioni taglianti presenti nei collegamenti e la verifica a punzonamento stante l elevato spessore HEA 220 HEA 240 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante N = 477 KN Pagina 79
80 M = 15 KNm T = 13,5 KN Sforzo max sopportabile a trazione 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) 0, = Nmm Verifiche , , , ,56 Spessore flangia 25 mm piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 150 sp HEA 240 HEA 240 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante N = 0 KN (sollecitazione sempre di compressione) M = 9,3 KNm T = 5 KN Sforzo max sopportabile a trazione 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio Pagina 80
81 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) 0, = Nmm Verifiche , , ,07 Spessore flangia 25 mm piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 160 sp 10. Si ritengono superflue le verifiche a punzonamento e rifollamento HEA 200 HEA 200 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante N = 272 KN M = 4 KNm T = 1,4 KN Sforzo max sopportabile a trazione 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) 0, = Nmm Verifiche Pagina 81
82 , , , ,38 Spessore flangia 25 mm piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 150 sp 8. Si ritengono superflue le verifiche a punzonamento e rifollamento HEA 300 HEA 300 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante M = 35 KNm T = 10,4 KN Sforzo max sopportabile a trazione 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) 0, = Nmm Verifiche , , ,25 Spessore flangia 30 mm piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 200 sp 12. Si ritengono superflue le verifiche a punzonamento e rifollamento. Pagina 82
83 HEA 240 HEA 280 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante N = 701 KN M = 22 KNm T = 15 KN Sforzo max sopportabile a trazione Pagina 83
84 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) 0, = Nmm Verifiche , , , ,55 Spessore flangia 25 mm piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 160 sp 10 Si ritengono superflue le verifiche a punzonamento e rifollamento HEA 160 HEA 160 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante N = 446 KN M = 5 KNm T = 1,3 KN Sforzo max sopportabile a trazione 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) Pagina 84
85 0, = Nmm Verifiche , , , ,84 Spessore flangia 20 mm piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 130 sp 6. Si ritengono superflue le verifiche a punzonamento e rifollamento. Pagina 85
86 10.3 Attacco φ30 S275 bullone M24 classe , N saldatura gola 6 mm (spessore piatto) lg 100 (4 cordoni) τ N mm , N mm N , N N ,5 10 0, N N 2, N (K=2,5 in quanto e 2 =60 mm α=1 in quanto e 1 =60 mm) T 2 0, N Attacco φ42 S275 bullone M27 classe , N saldatura gola 8 mm (spessore piatto) lg 120 (4 cordoni) Pagina 86
87 τ N mm , N mm N , N N ,5 15 0, N N 2, N (K=2,5 in quanto e 2 =60 mm α=1 in quanto e 1 =90 mm) T 2 0, N Attacco HEA 160 a reticolari Sollecitazioni nel profilo: ,5 Sollecitazioni sul singolo bullone (12M12 cl. 8.8):,, , ,7 Resistenza a trazione del singolo bullone Pagina 87
88 , 0,9 84, Resistenza a taglio del singolo bullone, 0,6 84, Verifiche di resistenza del bullone,, 0,2,, 0,23, 1,4, Resistenza a punzonamento su piatto di spessore 15 mm, 0,6 3, Resistenza a rifollamento su piatto di spessore 15 mm, 1 2, Attacco HEA 180 a reticolari Sollecitazioni nel profilo: Sollecitazioni sul singolo bullone (12M12 cl. 8.8):,, ,8 Resistenza a trazione del singolo bullone Pagina 88
89 , 0,9 84, Resistenza a taglio del singolo bullone, 0,6 84, Verifiche di resistenza del bullone,, 0,41,, 0,35, 1,4, Resistenza a punzonamento su piatto di spessore 15 mm, 0,6 3, Resistenza a rifollamento su piatto di spessore 15 mm, 1 2, Attacco IPE 180 a reticolari Sollecitazioni nel profilo: Sollecitazioni sul singolo bullone (6M12 cl. 8.8):,, Resistenza a trazione del singolo bullone Pagina 89
90 , 0,9 84, Resistenza a taglio del singolo bullone, 0,6 84, Verifiche di resistenza del bullone,, 0,76,, 0,66, 1,4, Resistenza a punzonamento su piatto di spessore 15 mm, 0,6 3, Resistenza a rifollamento su piatto di spessore 15 mm, 1 2, Attacco parte bombata a binate Sollecitazioni nel profilo: (cautelativo) (cautelativo) Sollecitazioni sul singolo bullone (4M16 cl. 8.8):,, ,5 6,5 Resistenza a trazione del singolo bullone Pagina 90
91 , 0, Resistenza a taglio del singolo bullone, 0, Verifiche di resistenza del bullone,, 0,1,, 0,18, 1,4, Resistenza a punzonamento su piatto di spessore 15 mm, 0,6 3, Resistenza a rifollamento su piatto di spessore 15 mm, 1 2, Attacco parte bombata a solaio Reazioni sull attacco: 46,3 5,7 30,4 Sollecitazioni sul bullone (due superfici di taglio) - M20 cl.8.8:, 30,4 46,3, 2 5,7 2 23,5 Pagina 91
92 Resistenza a taglio del bullone (ad attrito), 0,3 0, ,1 30 Verifica piatti, 30,4 0,17 2 2,6,, ,05 3, Attacco saldato tra tubi Corrente 250x250x8 S355 Montante 250x250x12,5 S355 Rispetto delle condizioni necessarie per l applicazione dei criteri descritti al punto dell Eurocodice 3 parte 8 (per la simbologia fare riferimento alla citata norma): Per la presenza di piatti di rinforzo in corrispondenza dell attacco, si considerano cautelativamente le caratteristiche geometriche e inerziali di un tubo rettangolare 420x250x12 al posto di quelle del montante della binata , , ,3 Pagina 92
93 Calcolo resistenza del nodo per momento nel piano della binata ,,, 0, , ,,,, Calcolo resistenza del nodo per momento fuori dal piano della binata,,, ,,,, 0, , Calcolo resistenza assiale ridotta 3, sin 3, , ,33 0,5 1 0,21 0,2 1,5 1 0,46 Pagina 93
INDICE 1 DESCRIZIONE DELL OPERA... 3 2 NORMATIVA DI RIFERIMENTO... 4 3 MATERIALI... 7 4 TRAVE IN C.A. - ANALISI DEI CARICHI... 8
2/6 INDICE 1 DESCRIZIONE DELL OPERA... 3 2 NORMATIVA DI RIFERIMENTO... 4 3 MATERIALI... 7 4 TRAVE IN C.A. - ANALISI DEI CARICHI... 8 5 CALCOLO DELLE SOLLECITAZIONI TRAVE... 9 6 CALCOLO DELLE SOLLECITAZIONI
DettagliFORMULE UTILIZZATE NEI CALCOLI
OGGETTO LAVORI Committente: FORMULE UTILIZZATE NEI CALCOLI Il Progettista Strutturale VERIFICA DELLE RIGIDEZZE. La rigidezza iniziale (K in ) si calcola con la formula: K = GAEl 2 h 3 G1,2hEl 2 dove: E,G
DettagliCarichi unitari. Dimensionamento delle sezioni e verifica di massima. Dimensionamento travi a spessore. Altri carichi unitari. Esempio.
Carichi unitari delle sezioni e verifica di massima Una volta definito lo spessore, si possono calcolare i carichi unitari (k/m ) Solaio del piano tipo Solaio di copertura Solaio torrino scala Sbalzo piano
DettagliSETTI O PARETI IN C.A.
SETTI O PARETI IN C.A. Parete Pareti accoppiate SETTI O PARETI IN C.A. Na 20% Fh i i h i Na/M tot >=0.2 SETTI O PARETI IN C.A. IL FATTORE DI STRUTTURA VERIFICHE SETTI O PARETI IN C.A. SOLLECITAZIONI -FLESSIONE
Dettagli- Accidentali: per edifici scolastici: 300 Kg/mq
I PREMESSA La presente relazione riporta i calcoli e le verifiche relativi alle nuove strutture in progetto. Sono previste opere in acciaio (scale di sicurezza esterne, spazi calmi, passerelle) e in c.a.
DettagliANALISI STRUTTURALE DELLA TRAVE PORTA-PARANCO IN ACCIAIO (sala C LNGS - INFN)
ANALISI STRUTTURALE DELLA TRAE PORTA-PARANCO IN ACCIAIO (sala C LNGS - INFN) SALA C SALA A SALA B Ing. FRANCESCO POTENZA Ing. UBERTO DI SABATINO 1 1. PREESSA La presente relazione illustra i risultati
DettagliRELAZIONE STRUTTURALE
RELAZIONE STRUTTURALE DESCRIZIONE DELL OPERA. Si prevede di realizzare una passerella pedonale in acciaio per l accesso secondario alla grotta. La struttura è costituita da due travi parallele in acciaio
DettagliFondazioni a platea e su cordolo
Fondazioni a platea e su cordolo Fondazione a platea massiccia Una volta normalmente impiegata per svariate tipologie di edifici, oggi la fondazione a platea massiccia viene quasi esclusivamente adottata
DettagliVERIFICA OPERE IN C.A. CORPO "A"
VERIFICA OPERE IN C.A. CORPO "A" 1 VERIFICA PIASTRA FONDALE...3 VERIFICA RESTANTI OPERE IN C.A...9 VERIFICHE SLE...11 2 VERIFICA PIASTRA FONDALE Verifica a flessione Stati limiti La piastra fondale presenta
DettagliRIFACIMENTO COPERTURA DELLA PALESTRA SCUOLA "DON BOSCO" RAPAGNANO RELAZIONE DI CALCOLO RELAZIONE QUALITA' MATERIALI
pagina 1 RIFACIMENTO COPERTURA DELLA PALESTRA SCUOLA "DON BOSCO" RAPAGNANO RELAZIONE DI CALCOLO RELAZIONE QUALITA' MATERIALI INDICE: Norme di calcolo...pag 2 Relazione sui Materiali...pag 3 Carichi...pag
DettagliSussidi didattici per il corso di COSTRUZIONI EDILI. Prof. Ing. Francesco Zanghì TRAVI RETICOLARI AGGIORNAMENTO DEL 7/11/2011
Sussidi didattici per il corso di COSTRUZIONI EDILI Prof. Ing. Francesco Zanghì TRAVI RETICOLARI AGGIORNAMENTO DEL 7/11/2011 Le travi reticolari sono strutture formate da aste rettilinee, mutuamente collegate
DettagliHorae. Horae Software per la Progettazione Architettonica e Strutturale
1 IL MATERIALE X-LAM Nel programma CDSWin il materiale X-LAM pu ò essere utilizzato solo come elemento parete verticale. Quindi, dal punto di vista strutturale, il suo comportamento è prevalentemente a
DettagliGENERALITÀ La presente relazione sulle fondazioni riguarda il progetto Riqualificazione della scuola media C. Colombo in Taranto.
GENERALITÀ La presente relazione sulle fondazioni riguarda il progetto Riqualificazione della scuola media C. Colombo in Taranto. Il progetto prevede: la realizzazione di un nuovo intervento strutturale:
DettagliIl calcolo delle sopraelevazioni in muratura in funzione del livello di conoscenza
MICHELE VINCI Il calcolo delle sopraelevazioni in muratura in funzione del livello di conoscenza Collana Calcolo di edifici in muratura (www.edificiinmuratura.it) Articolo 2 Ottobre 2013 Bibliografia:
DettagliCALCOLO DEL NUOVO PONTE
CALCOLO DEL NUOVO PONTE CARATTERISTICHE DEI MATERIALI I materiali utilizzati sono: - Calcestruzzo Rck450 = 2500 Kg/m 3 Resistenza di esercizio a flessione: f cd = 0,44*45 = 19,8 N/mm 2 = 198 Kg/cm 2 -
DettagliModelli di dimensionamento
Introduzione alla Norma SIA 266 Modelli di dimensionamento Franco Prada Studio d ing. Giani e Prada Lugano Testo di: Joseph Schwartz HTA Luzern Documentazione a pagina 19 Norma SIA 266 - Costruzioni di
Dettagli*COMUNE DI NOCETO * *REALIZZAZIONE IMPIANTI FOTOVOLTAICI PRESSO EDIFICI PUBBLICI* STUDIO DI FATTIBILITA IDONEITA STATICA
COMUNE DI NOCETO *REALIZZAZIONE IMPIANTI FOTOVOLTAICI PRESSO STUDIO DI FATTIBILITA IDONEITA STATICA PROGETTISTA: Ing. Diego Pantano FIRMA TIMBRO PREMESSA INDICE 1. PREMESSA... 3 2. NORMATIVA TECNICA DI
DettagliDimensioni Altezza del telaio di protezione dai supporti: Larghezza del telaio di protezione:
Scheda 23: TELAIO ANTERIORE ABBATTIBILE SALDATO PER MOTOAGRICOLE CON STRUTTURA PORTANTE DI TIPO ARTICOLATO O RIGIDO CON POSTO DI GUIDA ARRETRATO CON MASSA MAGGIORE DI 2000 kg E FINO A 3500 kg SPECIFICHE
DettagliCALCOLI ESECUTIVI DELLE STRUTTURE
OGGETTO LOCALITA' OPERE DI BONIFICA COPERTURA IN CEMENTO AMIANTO CAPANNONE AUTORIMESSA E OFFICINA Località "Palombare", Via Del Commercio 27 Ancona PROGETTISTA Dott. Ing. LUCA MOSCA ELABORATO PROGETTO
DettagliPer prima cosa si determinano le caratteristiche geometriche e meccaniche della sezione del profilo, nel nostro caso sono le seguenti;
!""##"!$%&'((""!" )**&)+,)-./0)*$1110,)-./0)*!""##"!$%&'((""!" *&)23+-0-$4--56%--0.),0-,-%323 -&3%/ La presente relazione ha lo scopo di illustrare il meccanismo di calcolo che sta alla base del dimensionamento
DettagliLezione 10:!Verifiche e!!!! disegni costruttivi
Modulo 4:"" " Progetto di un edificio " " " " monopiano ad uso " " " " industriale in zona sismica Lezione 10:!Verifiche e!!!! disegni costruttivi LʼAquila 4 giugno 2010 Ing. Oreste Mammana o.mammana@unina.it
DettagliL ingombro ed il numero delle corsie si calcola attraverso lo schema e la tabella riportata a seguito.
4.2 IL COLLAUDO STATICO DEI PONTI 4.2.1 Ponti stradali Per i ponti stradali le norme per l effettuazione del collaudo statico sono contenute nel D.M. LL. PP. del 4 maggio 1990 Aggiornamento delle norme
DettagliPROGRAMMA DETTAGLIATO CORSO INTEGRATO DI TECNICA DELLE COSTRUZIONI: COSTRUZIONI IN CEMENTO ARMATO E ACCIAIO
PROGRAMMA DETTAGLIATO CORSO INTEGRATO DI TECNICA DELLE COSTRUZIONI: COSTRUZIONI IN CEMENTO ARMATO E ACCIAIO 1 LEZIONE COSTRUZIONI IN CEMENTO ARMATO ARGOMENTI 1. Introduzione Presentazione del corso 2.
DettagliMECCANISMI RESISTENTI IN ELEMENTI NON ARMATI A TAGLIO
MECCANISMI RESISTENTI IN ELEMENTI NON ARMATI A TAGLIO MECCANISMO RESISTENTE A PETTINE Un elemento di calcestruzzo tra due fessure consecutive si può schematizzare come una mensola incastrata nel corrente
DettagliCALCOLO DI PARAPETTO ARENA 2,00 X 4,00 ml.
CALCOLO DI PARAPETTO ARENA 2,00 X 4,00 ml. SIXTEMA S.r.l. Loc. Mezzano Passone, 11 26846 Corno Giovine (LO) Italy tel-fax +39 0377 69370 r.a. info@sixtema-line.com sixtema-line.com 1) PREMESSE: La presente
DettagliTECNICA DELLE COSTRUZIONI: PROGETTO DI STRUTTURE LE FONDAZIONI
LE FONDAZIONI Generalità sulle fondazioni Fondazioni dirette Plinti isolati Trave rovescia Esecutivi di strutture di fondazione Generalità Le opere di fondazione hanno il compito di trasferire le sollecitazioni
DettagliSOMMARIO 1. VERIFICA DELLA PASSERELLA DI ACCESSO AL TEATRO - DESCRIZIONE DELL OPERA - NORMATIVA DI RIFERIMENTO - MATERIALI ADOTTATI
SOMMARIO 1. VERIFICA DELLA PASSERELLA DI ACCESSO AL TEATRO - DESCRIZIONE DELL OPERA - NORMATIVA DI RIFERIMENTO - MATERIALI ADOTTATI 1.1 DIMENSIONAMENTO E VERIFICA DEGLI ELEMENTI STRUTTURALI travi secondarie
DettagliSCHEDA 69: TELAIO POSTERIORE ABBATTIBILE PIEGATO PER TRATTORI A CINGOLI CON MASSA MAGGIORE DI 1500 kg E FINO A 3000 kg
SCHEDA 69: TELAIO POSTERIORE ABBATTIBILE PIEGATO PER TRATTORI A CINGOLI CON MASSA MAGGIORE DI 1500 kg E FINO A 3000 kg SPECIFICHE DEL TELAIO DI PROTEZIONE. : il testo compreso fra i precedenti simboli
DettagliContributo dei tamponamenti nelle strutture in c.a. Metodo utilizzato da FaTA-e
1 2 Contributo dei tamponamenti nelle strutture in c.a Metodo utilizzato da FaTA-e La presenza dei tamponamenti in una struttura in c.a., come evidenziato nei vari eventi tellurici avvenuti, riveste un
DettagliLAVORI DI ADEGUAMENTO NORMATIVO E DI EFFICIENZA ENERGETICA PROGETTO ESECUTIVO. Sez III Art. 33 DPR 5 Ottobre 2010 N. 207 e s.m.i.
Ingegnere BIAGIO D AMATO E03b Via I.Lodato, 9 84025 Eboli (SA) tel 339.2183301 fax 0828.330614 biagiodamato@tiscali.it LAVORI DI ADEGUAMENTO NORMATIVO E DI EFFICIENZA ENERGETICA Liceo Scientifico Statale
DettagliSOLAIO A TRAVETTI TRALICCIATI PREFABBRICATI
SOLAIO A TRAVETTI TRALICCIATI PREFABBRICATI Il solaio a travetti tralicciati, noto anche come solaio bausta, è costituito da travetti tralicciati e da elementi di alleggerimento in laterizio. I travetti
DettagliPROVE DI CARICO MEDIANTE CONTENITORI E SERBATOI AD ACQUA
PROVE DI CARICO PREMESSA La presente sezione illustra lo svolgimento delle seguenti prove: prove di carico mediante contenitori e serbatoi ad acqua prove di carico mediante martinetti idraulici prove di
DettagliCorsi di Laurea in Ingegneria Edile ed Edile-Architettura. Costruzioni in Zona Sismica. Parte 7.
Università di Pisa DIPARTIMENTO DI INGEGNERIA STRUTTURALE Corsi di Laurea in Ingegneria Edile ed Edile-Architettura Costruzioni in Zona Sismica. Parte 7. Danneggiamento e riparazione di elementi strutturali
Dettagli(7) Nel calcolo della resistenza di un collegamento ad attrito il coefficiente di attrito µ dipende: (punti 3)
Domande su: taglio, flessione composta e collegamenti. Indica se ciascuna delle seguenti affermazioni è vera o falsa (per ciascuna domanda punti 2) (1) L adozione di un gioco foro-bullone elevato semplifica
Dettagli1 RELAZIONE TECNICA GENERALE... 1 1.1 PREMESSA... 1 1.2 NORMATIVA TECNICA DI RIFERIMENTO... 1
Sommario 1 RELAZIONE TECNICA GENERALE.... 1 1.1 PREMESSA.... 1 1.2 NORMATIVA TECNICA DI RIFERIMENTO.... 1 1.3 VITA NOMINALE, CLASSE D USO, PERIODO DI RIFERIMENTO.... 1 1.4 METODO DI VERIFICA.... 1 2 RELAZIONE
DettagliComune di BRESCIA PROGETTO DI RISTRUTTURAZIONE DI UN FABBRICATO ESISTENTE
Comune di BRESCIA PROGETTO DI RISTRUTTURAZIONE DI UN FABBRICATO ESISTENTE RELAZIONE DI CALCOLO OPERE IN CONGLOMERATO CEMENTIZIO ARMATO NORMALE, IN MURATURA PORTANTE ED IN FERRO (ai sensi dell'art. 4 della
DettagliUNIVERSITA DEGLI STUDI DI CAGLIARI FACOLTA DI INGEGNERIA DIPARTIMENTO DI INGEGNERIA STRUTTURALE PROVE SPERIMENTALI SU PIGNATTE IN PSE RELAZIONE
UNIVERSITA DEGLI STUDI DI CAGLIARI FACOLTA DI INGEGNERIA DIPARTIMENTO DI INGEGNERIA STRUTTURALE PROVE SPERIMENTALI SU PIGNATTE IN PSE RELAZIONE Il Responsabile Scientifico Dott. Ing. Fausto Mistretta Il
DettagliCONSOLIDAMENTO PONTE E DIFESA SPONDA DESTRA TORRENTE STANAVAZZO. NORMATIVA UTILIZZATA: D.M. 14/01/2008 Norme Tecniche per le costruzioni
GENERALITA COMUNE DI PREDOSA Provincia di Alessandria CONSOLIDAMENTO PONTE E DIFESA SPONDA DESTRA TORRENTE STANAVAZZO ZONA SISMICA: Zona 3 ai sensi dell OPCM 3274/2003 NORMATIVA UTILIZZATA: D.M. 14/01/2008
DettagliIng. Stefano Di Sangro REALIZZAZIONE DI UN IMPIANTO SOLARE FOTOVOLTAICO CONNESSO ALLA RETE
Studio di Ingegneria Stefano Di Sangro CITTA DI ROSETO DEGLI ABRUZZI Provincia di Teramo PIANO REGIONALE TRIENNALE TUTELA E RISANAMENTO AMBIENTALE 2006/2008 ART. 225 L.R. N. 15 DEL 26.04.04 INSTALLAZIONE
DettagliAdriano Castagnone Davide Cerroni CALCOLO DI COLLEGAMENTI IN LEGNO E VALIDAZIONE DEL SOFTWARE ET - MODULO UNIONI LEGNO
Adriano Castagnone Davide Cerroni CALCOLO DI COLLEGAMENTI IN LEGNO E VALIDAZIONE DEL SOFTWARE ET - MODULO UNIONI LEGNO Indice VERIFICA DI UN NODO DI TRAVE RETICOLARE REALIZZATO MEDIANTE COLLEGAMENTO DI
DettagliCollegamenti nelle strutture
1 Collegamenti nelle strutture Le tipologie delle unioni bullonate o saldate sono molteplici e dipendono essenzialmente da: caratteristiche dell unione: nell ambito di quelle bullonate si possono avere
DettagliRelazione ed elaborati di progetto per il solaio
LABORATORIO DI COSTRUZIONE DELL ARCHITETTURA 2A prof. Renato Giannini Relazione ed elaborati di progetto per il solaio (arch. Lorena Sguerri) Relazione di calcolo Predimensionamento e analisi dei carichi
DettagliLINEA FIRETECH SOLUZIONI PER LA PROTEZIONE PASSIVA DAL FUOCO STRUTTURE
LINEA FIRETECH SOLUZIONI PER LA PROTEZIONE PASSIVA DAL FUOCO STRUTTURE PROTEZIONE STRUTTURE IN ACCIAIO Le strutture in acciaio sono un sistema costruttivo sempre più utilizzato nelle costruzioni. In particolare
DettagliDIMENSIONAMENTO DI UN PILASTRO
DIMENSIONAMENTO DI UN PILASTRO Si dimensioni un pilastro nelle tre diverse tecnologie: legno, acciaio e cemento armato. Osservando una generica pianta di carpenteria, il pilastro centrale sarà quello maggiormente
DettagliTEST DI VALIDAZIONE DEL SOFTWARE VEM NL
1 2 TEST DI VALIDAZIONE DEL SOFTWARE VEM NL Confronto dei risultati tra il software VEM NL el il metodo SAM proposto dall Unità di Ricerca dell Università di Pavia. Stacec s.r.l. Software e servizi per
DettagliCALCOLO DI STRUTTURA PER PALCO ARENA-CLASSIC 2,00 X 2,00 ml.
CALCOLO DI STRUTTURA PER PALCO ARENA-CLASSIC,00 X,00 ml. SIXTEMA S.r.l. Loc. Mezzano Passone, 11 6846 Corno Giovine (LO) Italy tel-fax +39 0377 69370 r.a. info@sixtema-line.com sixtema-line.com 1) PREMESSE:
DettagliDocumento #: Doc_a8_(9_b).doc
10.10.8 Esempi di progetti e verifiche di generiche sezioni inflesse o presso-tensoinflesse in conglomerato armato (rettangolari piene, circolari piene e circolari cave) Si riportano, di seguito, alcuni
DettagliASPETTI DELLA PROGETTAZIONE STRUTTURALE DI IMPIANTI FOTOVOLTAICI
ASPETTI DELLA PROGETTAZIONE STRUTTURALE DI IMPIANTI FOTOVOLTAICI Pescara 13 Aprile 2011 Relatore Dott. Ing. Maria Angelucci Fattori che influenzano la progettazione strutturale Caratteristiche del pannello
DettagliVerifica di sicurezza di un capannone industriale in acciaio
Verifica di sicurezza di un capannone industriale in acciaio 1 Elementi strutturali Travi principali reticolari (capriate); travi secondarie (arcarecci); pilastri; controventi di falda; controventi longitudinali
DettagliLE STRUTTURE IN CEMENTO ARMATO: Progetto dei pilastri
prof. Renato Giannini LE STRUTTURE IN CEMENTO ARMATO: Progetto dei pilastri (arch. Lorena Sguerri) Prescrizioni di normativa per le armature dei pilastri La normativa (D.M. 09/01/96, par.5.3.4) fornisce
DettagliCalcolo di edificio con struttura prefabbricata situato in zona sismica di I categoria.
Politecnico di Torino Calcolo di edificio con struttura prefabbricata situato in zona sismica di I categoria. III parte Pag. 1 Le componenti dell azione sismica devono essere considerate come agenti simultaneamente,
DettagliEsempi Relazione di Calcolo
Esempi Relazione di Calcolo Introduzione Introduzione L ergonomia e la facilità di utilizzo di 3Muri permettono un agevole input e grande facilità di interpretazione dei risultati. La relazione di calcolo
DettagliINTERVENTI DI MIGLIORAMENTO SISMICO FASE 2 - DELLA SCUOLA SECONDARIA I "DANTE ALIGHIERI" DI COLOGNA VENETA
RELAZIONE ILLUSTRATIVA DEGLI INTERVENTI Pag. 1 di 8 SOMMARIO 1 DESCRIZIONE DELL EDIFICIO... 2 2 DESCRIZIONE DEGLI INTERVENTI... 7 2.1 INTERVENTI ESEGUITI IN FASE 1... 7 2.2 INTERVENTI PREVISTI IN FASE
Dettagli6. Unioni bullonate. 6.1 Tecnologia delle unioni bullonate. 6.1.1 Classificazione dei bulloni. (aggiornamento 24-09-2009)
6. Unioni bullonate (aggiornamento 24-09-2009) 6.1 Tecnologia delle unioni bullonate 6.1.1 Classificazione dei bulloni NTC - D.M. 14-1-2008 1 N.B. Il primo numero x 100 = f ub il secondo per il primo =f
DettagliINDICE INDICE... 2 PREMESSA... 3 AZIONI DI PROGETTO E RELATIVE COMBINAZIONI... 6 NORME DI RIFERIMENTO... 6 MATERIALI... 7 ANALISI DEI CARICHI...
INDICE 2/23 INDICE... 2 PREMESSA... 3 AZIONI DI PROGETTO E RELATIVE COMBINAZIONI... 6 NORME DI RIFERIMENTO... 6 MATERIALI... 7 COMPOSIZIONE CHIMICA DEGLI ACCIAI.... 7 CARATTERISTICHE MECCANICHE DEGLI ACCIAI
DettagliSTRUTTURE IN CEMENTO ARMATO - V
Sussidi didattici per il corso di COSTRUZIONI EDILI Prof. Ing. Francesco Zanghì STRUTTURE IN CEMENTO ARMATO - V AGGIORNAMENTO 22/09/2012 DOMINIO DI RESISTENZA Prendiamo in considerazione la trave rettangolare
DettagliPROVA DI AMMISSIONE ALLA LAUREA MAGISTRALE IN INGEGNERIA CIVILE A.A. 2011/2012
Cognome e nome PROVA DI AMMISSIONE ALLA LAUREA MAGISTRALE IN INGEGNERIA CIVILE A.A. 2011/2012 Si ricorda al candidato di rispondere alle domande di Idraulica, Scienza delle costruzioni e Tecnica delle
Dettagli11. Criteri di analisi e di verifica
11. Criteri di analisi e di verifica Il progetto dell edificio esistente riflette naturalmente lo stato delle conoscenze al tempo della costruzione e può contenere difetti di impostazione e di realizzazione,
Dettagli4. Edificio multipiano a telaio in acciaio : DIMENSIONAMENTO TRAVI, PILASTRI, CONTROVENTI ORIZZONTALI E VERTICALI.
4. Edificio multipiano a telaio in acciaio : DIMENSIONAMENTO TRAVI, PILASTRI, CONTROVENTI ORIZZONTALI E VERTICALI. La tipologia è descritta in figura (pianta piano tipo). In figura sono anche evidenziati
DettagliManuale ANCORAGGIO STRUTTURALE PALO INCLINATO Ø80 ZINCATO/INOX ART. 68050/68051
Manuale ANCORAGGIO STRUTTURALE PALO INCLINATO Ø80 ZINCATO/INOX ART. 68050/68051 2 EDIZIONE GIUGNO 2012 Indice SOMMARIO ELEMENTO DI ANCORAGGIO STRUTTURALE Descrizione del prodotto Modalità d uso e limite
DettagliLezione. Progetto di Strutture
Lezione Progetto di Strutture Impostazione della carpenteria Impostazione della carpenteria Definizione dell orditura dei solai e della posizione di travi e pilastri ( La struttura deve essere in grado
DettagliCertificazione di produzione di codice di calcolo Programma CAP3
1 Certificazione di produzione di codice di calcolo Programma CAP3 1) CARATTERISTICHE DEL CODICE Titolo programma : CAP3 - Travi precompresse ad armatura pretesa, Metodo agli stati limite. Autore : ing.
DettagliI padiglioni A e C degli Spedali Civili di Brescia.
APPLICAZIONI DEL CAPITOLO 8 : COSTRUZIONI ESISTENTI. I padiglioni A e C degli Spedali Civili di Brescia. Relatore: Ing. Alessandro Aronica (MSC Associati S.r.l. Milano) IL TEAM IMPRESA GENERALE DI COSTRUZIONI:
DettagliEDIFICI IN C.A. SOLAI sbalzi
EDIFICI IN C.A. SOLAI sbalzi Sbalzi Sbalzi Sbalzi Sbalzi Sbalzi Sbalzi Sbalzi Sbalzi EDIFICIO IN ACCIAIO Sbalzi EDIFICIO IN ACCIAIO E LEGNO Sbalzi EDIFICIO IN ACCIAIO Sbalzi PONTI under construction Sbalzi
DettagliGuida. Sistemi di Supporto per pannelli fotovoltaici. energia dalla natura
Guida Sistemi di Supporto per pannelli fotovoltaici energia dalla natura La Gaia Energy offre accurate strutture e vari sistemi di montaggio per pannelli fotovoltaici Strutture e Sistemi di Supporto Veste
DettagliSCALE INCLINATE IN PRFV
IN PRFV COMPOSITE SOLUTION Pagina 1 SOMMARIO 1. APPLICAZIONI E CARATTERISTICHE 3 2. SETTORI DI IMPIEGO 4 3. MATERIALI 5 3.1 5 3.1 TABELLA PROFILI STRUTTURA 6 3.2 TABELLA PROFILI PARAPETTO 7 4. ISTRUZIONI
DettagliCORSO DI RECUPERO E CONSERVAZIONE DEGLI EDIFICI A.A. 2010-2011 CONSOLIDAMENTO DI SOLAI LIGNEI
CORSO DI RECUPERO E CONSERVAZIONE DEGLI EDIFICI A.A. 2010-2011 CONSOLIDAMENTO DI SOLAI LIGNEI CONSOLIDAMENTO DI SOLAI IN LEGNO (1) Chiodi in numero eccessivo ed allineati: soluzione scorretta. Tavole connesse
DettagliVALUTAZIONE DELLA SICUREZZA STRUTTURALE DELLA SCUOLA MATERNA G. FIASTRI IN VIA ROMA 101
COMUNE DI SANT ILARIO D ENZA Provincia di REGGIO EMILIA VALUTAZIONE DELLA SICUREZZA STRUTTURALE DELLA SCUOLA MATERNA G. FIASTRI IN VIA ROMA 101 INDAGINI INTEGRATIVE Committente: Amministrazione Comunale
DettagliCommessa N. VALCOSS Foglio 1 di 9 Rev A. Titolo commessa. Redatto da PTY/AAT Data Gennaio 2006
Commessa N. VALCOSS Foglio di 9 Rev A P.O.Box 000, FI-0044 VTT Tel. + 58 0 7 Fax + 58 0 7 700 Esempio di progetto Travatura reticolare Redatto da PTY/AAT Data Gennaio 006 RFCS Verificato da MAP Data Febbraio
DettagliSussidi didattici per il corso di PROGETTAZIONE, COSTRUZIONI E IMPIANTI. Prof. Ing. Francesco Zanghì FONDAZIONI - III AGGIORNAMENTO 12/12/2014
Sussidi didattici per il corso di PROGETTAZIONE, COSTRUZIONI E IMPIANTI Prof. Ing. Francesco Zanghì FONDAZIONI - III AGGIORNAMENTO 12/12/2014 Progetto strutturale di una trave rovescia Alle travi di fondazioni
DettagliLAVORI SPECIALI. (Articolo 148 D.Lgs 81/08)
146 LAVORI SPECIALI (Articolo 148 D.Lgs 81/08) Prima di procedere alla esecuzione di lavori su lucernari, tetti, coperture e simili, fermo restando l obbligo di predisporre misure di protezione collettiva,
DettagliParere d idoneità tecnica
Parere d idoneità tecnica Premessa UNICMI, Unione Nazionale delle Industrie delle Costruzioni Metalliche, dell Involucro e dei Serramenti, attraverso le sue 12 divisioni, rappresenta circa 22.000 aziende,
Dettagli6. Analisi statica lineare: esempio di calcolo
6. Analisi statica lineare: esempio di calcolo Si supponga di volere determinare lo schema di carico per il calcolo all SLV delle sollecitazioni in direzione del telaio riportato nella Pfigura 1, con ordinata
DettagliSOLAI SOLAI RIFERIMENTO NORMATIVA D.M. 14.02.1992 CAPITOLO 7 Art.7.0 CLASSIFICAZIONE SOLAI PIENI IN C.A. o C.A.P. PER QUESTO TIPO DI STRUTTURE VALGONO TOTALMENTE LE INDICAZIONI STRUTTURALI E DI CALCOLO
Dettaglisistema euromax Eurotherm SpA Pillhof 91 I-39010 Frangarto BZ Tel. 0471 63 55 00 Fax 0471 63 55 1 1 mail@eurotherm.info www.eurotherm.
sistema euromax Eurotherm SpA Pillhof 91 I-39010 Frangarto BZ Tel. 0471 63 55 00 Fax 0471 63 55 1 1 mail@eurotherm.info www.eurotherm.info sistema euromax Alta resistenza nel minimo spessore Il sistema
DettagliFlessione orizzontale
Flessione orizzontale Presso-flessione fuori piano Presso-flessione fuori piano Funzione dei rinforzi FRP nel piano trasmissione di sforzi di trazione all interno di singoli elementi strutturali o tra
DettagliCommittente : Provincia Regionale di Ragusa Località : Porto di Pozzallo (RG) Opera : Realizzazione della stazione passeggeri nel porto di Pozzallo
Committente : Provincia Regionale di Ragusa Località : Porto di Pozzallo (RG) Opera : Realizzazione della stazione passeggeri nel porto di Pozzallo RELAZIONE TECNICA ILLUSTRATIVA SOMMARIO 1 DESCRIZIONE
DettagliLezione. Tecnica delle Costruzioni
Lezione Tecnica delle Costruzioni Collegamenti saldati Procedimenti di saldatura Sorgente termica che produce alta temperatura in modo localizzato Fusione del materiale base più il materiale di apporto
DettagliEDIFICI IN MURATURA ORDINARIA, ARMATA O MISTA
Edifici in muratura portante 2 1 Cosa è ANDILWall? ANDILWall è un software di analisi strutturale che utilizza il motore di calcolo SAM II, sviluppato presso l Università degli Studi di Pavia e presso
DettagliOggetto: Realizzazione di una stazione ferroviaria per l alta velocità
Oggetto: Realizzazione di una stazione ferroviaria per l alta velocità Scelte architettoniche Corpo centrale Pensiline Pensiline Parte centrale Superficie 13600 m 2 Pensiline Lunghezza 92 m Scelte architettoniche
DettagliUNI EN 795: Protezione contro le cadute dall alto. Requisiti e prove dei dispositivi di ancoraggio
UNI EN 795: Protezione contro le cadute dall alto. Requisiti e prove dei dispositivi di ancoraggio Ing. Salvatore LEANZA 22 Giugno 2012 - Fondazione Ordine degli Ingegneri - Catania UNI EN 795:2002 TITOLO
DettagliANALISI DI UNA STRUTTURA IN MURATURA ESISTENTE
ANALISI DI UNA STRUTTURA IN MURATURA ESISTENTE si esamina una struttura esistente, individuando carenze sugli spessori della muratura con snellezza e pressoflessione trasversale (statica e sismica) non
DettagliEdifici antisismici in calcestruzzo armato. Aurelio Ghersi
Incontro di aggiornamento Edifici antisismici in calcestruzzo armato Aspetti strutturali e geotecnici secondo le NTC08 1 Esame visivo della struttura Orizzonte Hotel, Acireale 16-17 dicembre 2010 Aurelio
DettagliSCALA CON GRADINI PORTANTI E TRAVE A GINOCCHIO
prof. Gianmarco de Felice, arch. Lorena Sguerri SCALA CON GRADINI PORTANTI E TRAVE A GINOCCHIO Tipologie correnti di scale Progetto di gradini portanti Progetto della trave a ginocchio Esecutivi: piante,
DettagliLOMBARDI AMPLIFICAZIONI di Lombardi Renato
LOMBARDI AMPLIICAZIONI di Lombardi Renato via G. Mengozzi 1/b - 47011 Castrocaro Terme (C) tel/fax: 054376748 cel: 3397769 P.I. 055890408 - C.. LMBRNT6C16D704J STUDIO TECNICO DI INGEGNERIA Dott. Ing. ANDREA
DettagliBASATI SULLA GERARCHIA DELLE RESISTENZE. Footer Text
ARGOMENTI: MATERIALI E PRODOTTI DA COSTRUZIONE TIPOLOGIE STRUTTURALI E DETTAGLI COSTRUTTIVI AZIONI SULLE COSTRUZIONI RISPOSTA SISMICA E CRITERI DI PROGETTAZIONE BASATI SULLA GERARCHIA DELLE RESISTENZE
DettagliLamiere grecate semplici in acciaio. Domenico Leone
Lamiere grecate semplici in acciaio Domenico Leone Lamiere grecate semplici in acciaio Parte 1 Domenico Leone Il prof. Domenico Leone vanta un esperienza più che trentennale nel campo della progettazione
Dettagliwww.lavoripubblici.it
Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici ****** Istruzioni per l applicazione delle Norme tecniche per le costruzioni di cui al D.M. 14 gennaio 2008 16 INTRODUZIONE Il Decreto Ministeriale 14 gennaio 2008,
DettagliMODULO GRAT PROCEDURA TRASFXY TEST CASES
TC GRAT/TrasfXY 1 MODULO GRAT PROCEDURA TRASFXY TEST CASES 1 TC TRASFXY 1 - Graticcio a 17 aste carico nel perimetro aste ripartizione in direz. Y Trave 1 Trave 2 Trave 3 Traverso 1 Traverso 2 Traverso
DettagliLezione. Tecnica delle Costruzioni
Lezione Tecnica delle Costruzioni 1 Materiali Caratteristiche dell acciaio Acciaio = lega ferro-carbonio Caratteristiche importanti: resistenza duttilità = capacità di deformarsi plasticamente senza rompersi
DettagliMANUALE STRUTTURE DI MONTAGGIO SU TETTO
MANUALE STRUTTURE DI MONTAGGIO SU TETTO REV 01-05/2014 INDICE 1 Premessa 1.1 Avvertenze 1.2 Norme tecniche di riferimento 1.3 Caratteristiche dei materiali 1.4 Caratteristiche tecniche dei profili maggiormente
DettagliEsercitazione: Edificio Multipiano in Acciaio
Università degli Studi di Cagliari Esercitazione: Ediicio ultipiano in Acciaio Sommario Introduzione.... Analisi dei carichi... 3. Veriica delle travi... 5.. Trave N... 5.. Trave N... 7.3. Trave N 3...
DettagliIstruzioni per la Progettazione, l Esecuzione ed il Controllo delle Strutture di Legno,
Come indicato al Par. 4.4.14 del D.M. 14/01/2008, VERIFICA DI RESISTENZA AL FUOCO ELEMENTI LIGNEI Le verifiche di resistenza al fuoco potranno eseguirsi con riferimento a UNI EN 1995-1-2, utilizzando i
Dettagli30/05/2012. PDF Lezioni sul sito: www2.unibas.it/ponzo. Mettere figura. Prof. Ing. Felice Carlo Ponzo. Prof. Ing. Felice Carlo Ponzo
PDF Lezioni sul sito: www2.unibas.it/ponzo Mettere figura 1 Cinematica delle strutture Produzione di profilati e lamiere in acciaieria Trasformazione in elementi strutturali e preassemblaggi Trasporto
DettagliLe unioni. modulo D L acciaio. Unioni con chiodi
1 Le unioni Le unioni hanno la funzione di collegare i vari elementi strutturali per formare la struttura, oppure, se questa è di grandi dimensioni, di realizzare in officina i componenti principali che
DettagliVia Emilia Ovest, 21/A 42048 Rubiera (R.E.) Tel. 0522/629909; fax. 626229 e.mail: pfollo@tin.it - P.IVA 01207970359 C.F.
Via Emilia Ovest, 1/A 4048 Rubiera (R.E.) Tel. 05/69909; fax. 669 e.mail: pfollo@tin.it - P.IVA 0107970359 C.F. FLLPLA48L06I496U MONTANTE PER ANCORAGGIO DISPOSITIVI INDIVIDUALI CONTRO LA CADUTA DAI TETTI,
DettagliStrutture in acciaio. Unioni
Strutture in acciaio Unioni Tipologie di unioni Chiodi o bulloni Sono puntuali Indeboliscono le sezioni Ripristinano solo parzialmente la continuità Si eseguono in opera con relativa facilità Saldatura
DettagliNORMATIVA DI RIFERIMENTO La normativa cui viene fatto riferimento nelle fasi di calcolo e progettazione è la seguente:
Sono illustrati con la presente i risultati dei calcoli che riguardano il progetto della scala in c.a da realizzarsi nel rifugio Cima Bossola in località Marciana NORMATIVA DI RIFERIMENTO La normativa
DettagliIntroduzione...xi. 1.3 Affidabilità secondo gli Eurocodici... 19. 1.4 Requisito di durabilità secondo gli Eurocodici... 20
INDICE GENERALE Introduzione...xi 1.1 Premessa sugli Eurocodici strutturali... 13 Struttura Eurocodici strutturali... 13 Scopo degli Eurocodici... 14 Il ruolo degli Enti Normativi... 14 Ruolo della EN
DettagliPARTICOLARI COSTRUTTIVI MURATURA ARMATA POROTON
PARTICOLARI COSTRUTTIVI MURATURA ARMATA POROTON La muratura armata rappresenta un sistema costruttivo relativamente nuovo ed ancora non molto conosciuto e le richieste di chiarimenti sulle modalità di
Dettagli