Strutture esistenti prefabbricate

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1 Strutture esistenti prefabbricate 1

2 Indice 1 Sistemi costruttivi dei capannoni industriali Il Decreto Legge 74 del 06/06/ I meccanismi di collasso degli elementi costitutivi i capannoni Valutazione dello stato di fatto DESCRIZIONE DELLA STRUTTURA VERIFICA DELLA SEZIONE DI MEZZERIA DI UNA TRAVE PRINCIPALE IN C.A.P VERIFICA DELLE TRAVI PRINCIPALI A RIBALTAMENTO VERIFICA DEI TAMPONAMENTI A RIBALTAMENTO VERIFICA DEI PILASTRI E DETERMINAZIONE DEI LORO INDICATORI DI RISCHIO SISMICO VERIFICA DELLE FONDAZIONI Stato di fatto al 60% dell azione di progetto GENERALITÀ VERIFICA DEI TAMPONAMENTI A RIBALTAMENTO VERIFICA DEI PILASTRI E DETERMINAZIONE DEI LORO INDICATORI DI RISCHIO SISMICO Stato di fatto al 100% dell azione di progetto in analisi statica non lineare GENERALITÀ MODELLO CON FONDAZIONI A PLINTO MODELLO CON PILASTRI INCASTRATI AL PIEDE VALUTAZIONI SEMPLIFICATE CIRCA I RISULTATI DELLA ANALISI STATICA NON LINEARE VERIFICA DEL PLINTO INDICATORI DI RISCHIO SISMICO Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento GENERALITÀ INCAMICIATURA IN ACCIAIO PER PILASTRI IN C.A INCAMICIATURA IN CALCESTRUZZO PER PILASTRI IN C.A NASTRAGGIO CON FIBRE PER IL TAGLIO DI PILASTRI IN C.A INTRODUZIONE DI IRRIGIDIMENTI IN FONDAZIONE SOLIDARIZZANDO UNA SOLETTA AI PILASTRI VALUTAZIONE DELLE AZIONI DI COLLEGAMENTO TRA TRAVE PRINCIPALE E PILASTRI VALUTAZIONE DELLE AZIONI DI COLLEGAMENTO TRA TEGOLI E TRAVI PRINCIPALI VALUTAZIONE DEI SISTEMI ANTIRIBALTAMENTO DELLA TRAVE PRINCIPALE... 94

3 Sistemi costruttivi dei capannoni industriali 1 Sistemi costruttivi dei capannoni industriali I sistemi costruttivi tipici dei capannoni industriali prefabbricati sono attualmente descritti nel D.M in e prevedono Strutture a telaio con collegamenti monolitici Strutture a telaio con collegamenti a cerniera Strutture a pilastri isostatici Il problema principale delle strutture prefabbricate esistenti riguarda i collegamenti relativi dei diversi componenti della struttura, infatti la norma pone attenzione sul fatto che La prefabbricazione di parti di una struttura progettata per rispondere alle prescrizioni relative agli edifici in cemento armato richiede la dimostrazione che il collegamento in opera delle parti è tale da conferire il previsto livello di monoliticità in termini di resistenza, rigidezza e duttilità. Il problema relativo alla sicurezza nei confronti dell azione sismica da parte di strutture di tipo prefabbricato si è presentato con l evento sismico del maggio 2012 riscontrato nelle aree della pianura padana tra le regioni Emilia Romagna, Veneto e Lombardia in particolare per quelle che erano state realizzate in aree classificate non sismiche al momento della loro costruzione. Evidentemente in epoche in cui tali zone non erano considerate sismiche le costruzioni venivano realizzate tenendo conto dei soli carichi verticali, per cui per le strutture prefabbricate venivano progettate secondo uno schema pendolare, in cui le connessioni dei diversi elementi: pilastri, travi principali, travi secondarie, tegoli, ecc. erano costituiti dal semplice appoggio degli elementi gli uni sugli altri. Tale tipo di connessione che fa affidamento solamente sull attrito tra le varie parti nei confronti della ripartizione delle azioni orizzontali è soggetto a delle labilità intrinseche. Non sono previsti solitamente sistemi resistenti adeguati nei confronti di tali azioni che prescindano dall attrito. Inoltre la progettazione strutturale è stata eseguita considerando solamente le azioni verticali ed il vento. Il presente documento tratta del calcolo di capannoni industriali esistenti di cui si vogliono valutare le carenze dello stato di fatto e fornire possibili interventi di miglioramento e/o adeguamento nei confronti dell azione sismica di progetto. A partire da un unico input della struttura sono stati sviluppati più modelli al fine di studiare particolari situazioni. Si fa riferimento ad un capannone prefabbricato in c.a. e c.a.p. realizzato nel comune di Ficarolo in provincia di Rovigo quando la zona non era ancora definita sismica. 3

4 Il Decreto Legge 74 del 06/06/ Il Decreto Legge 74 del 06/06/2012 Il Decreto Legge 74 del 6 Giugno 2012 convertito in Legge 122 del 1 Agosto 2012 prevede al Capo I Interventi immediati per il superamento dell'emergenza, Art.3 Ricostruzione e riparazione delle abitazioni private e di immobili ad uso non abitativo; contributi a favore delle imprese; disposizioni di semplificazione procedimentale, ai punti , quanto di seguito riportato: 8. Nelle more dell'esecuzione della suddetta verifica di sicurezza effettuata ai sensi delle norme tecniche vigenti, in via provvisoria, il certificato di agibilità sismica potrà essere rilasciato in assenza delle carenze strutturali di seguito precisate, o eventuali altre carenze prodotte dai danneggiamenti e individuate dal tecnico incaricato, o dopo che tali carenze siano state adeguatamente risolte: 1) mancanza di collegamenti tra elementi strutturali verticali e elementi strutturali orizzontali e tra questi ultimi; 2) presenza di elementi di tamponatura prefabbricati non adeguatamente ancorati alle strutture principali; 3) presenza di scaffalature non controventate portanti materiali pesanti che possano, nel loro collasso, coinvolgere la struttura principale causandone il danneggiamento e il collasso. 9. La verifica di sicurezza ai sensi delle norme vigenti dovrà essere effettuata entro sei mesi dalla data di entrata in vigore del presente decreto. 10. In analogia a quanto disposto in occasione di precedenti eventi sismici che hanno interessato vaste porzioni del territorio nazionale, il livello di sicurezza dovrà essere definito in misura pari almeno al 60% della sicurezza richiesta ad un edificio nuovo. Tale valore dovrà essere comunque raggiunto nel caso si rendano necessari interventi di miglioramento sismico. Gli interventi eventualmente richiesti per il conseguimento del miglioramento sismico dovranno essere eseguiti entro ulteriori diciotto mesi. A corollario di tale documentazione è possibile fare riferimento alle Linee guida per la valutazione della vulnerabilità e interventi per le costruzioni ad uso produttivo in zona sismica di ANIDIS e Linee di indirizzo per interventi locali e globali su edifici industriali monopiano non progettati con criteri antisismici della Protezione Civile e Reluiss. Nel documento Anidis viene inoltre riportata la seguente affermazione: Si evidenzia che il tecnico incaricato deve comunque analizzare tutte le eventuali carenze che possano produrre danno alle persone, ai beni od alla struttura, come ad esempio quelle indotte da macchinari, carriponte o impianti. Risulta evidente che le criticità che si sono notate durante l evento sismico del Maggio in Emilia sono relative ai capannoni di tipo prefabbricato in cui le connessioni erano solamente di tipo attritivo o se di tipo meccanico erano inadeguate. Per quanto concerne i capannoni gettati in opera per i quali la struttura portante è continua nelle zone di collegamento fra elementi orizzontali e verticali e fra questi ultimi e le fondazioni e tali collegamenti sono riconducibili allo schema di incastro, non si hanno carenze relative ai collegamenti tra elementi strutturali 4

5 Il Decreto Legge 74 del 06/06/2012 indipendenti ma si potrebbero avere relativamente a nodi trave pilastro e in generale relativamente alla resistenza a flessione e taglio degli elementi. Viene posta particolare attenzione nel D.L 74 convertito in Legge 122 sul fatto che siano presenti o meno tamponamenti nelle strutture considerate. La presenza di tali elementi può modificare in maniera sostanziale il comportamento strutturale dei capannoni e le criticità che possono insorgere, in relazione al tipo di interazione che vi è tra i tamponamenti e la struttura principale. Sostanzialmente si presentano due situazioni, una in cui i tamponamenti sono complanari ed inseriti all interno dei campi di telaio costituiti dai pilastri, ed una in cui i tamponamenti non sono inseriti all interno dei campi di telaio costituiti dai pilastri e vengono sostenuti dalla struttura principale alla quale sono agganciati. Nel primo caso i tamponamenti possono funzionare come elementi irrigidenti della struttura riducendo il periodo proprio di vibrazione ed incrementando quindi la azione sismica. Si può ricorrere in questo caso ad una modellazione a puntoni diagonali equivalenti degli stessi, previa verifica delle condizioni di applicabilità di tale modello secondo quanto riportato per la muratura intelaiata nel capitolo Interazione fra telai e pannelli murari di tamponamento, metodo di calcolo presente nella Circ. LL.PP del In alternativa gli elementi pannello potrebbero essere trattati come una unica parete in c.a. scollegata dai pilastri lungo il bordo e connessa in sommità ai pilastri con una biella. Entrambe queste modellazioni possono richiedere la applicazione di rinforzi volti a solidarizzare i pannelli tra loro. E da notare che la modellazione a puntoni rende il modello non lineare. Non è possibile quindi eseguire l analisi dinamica e non si possono ottenere i valori di indicatori di rischio. Nel secondo caso i tamponamenti costituiscono solamente un carico e una massa aggiunta alla struttura principale e l interazione con la stessa si esplica come presenza di forze sismiche trasmesse attraverso i punti di collegamento che vanno dimensionati oltre che in termini di resistenza anche per consentire gli spostamenti relativi tra pannello e struttura che lo sostiene. 5

6 I meccanismi di collasso degli elementi costitutivi i capannoni 3 I meccanismi di collasso degli elementi costitutivi i capannoni Gli elementi tipici che costituiscono una struttura prefabbricata che forma un capannone industriale monopiano sono tipicamente: fondazioni realizzate solitamente con plinti a bicchiere, pilastri in c.a., travi principali realizzate in c.a.v. o c.a.p., tegoli di copertura con vari tipi di sezione in c.a.v. o c.a.p. e tamponamenti. Ciascuno di questi elementi strutturali presenta delle criticità peculiari che devono essere indagate e prevenute da parte del progettista al fine di mettere in sicurezza il capannone. Le criticità e le possibili soluzioni dei vari elementi sono anche menzionati all interno dei documenti citati precedentemente Linee guida per la valutazione della vulnerabilità e interventi per le costruzioni ad uso produttivo in zona sismica e Linee di indirizzo per interventi locali e globali su edifici industriali monopiano non progettati con criteri antisismici Si elencano di seguito per una struttura tipo le possibili criticità relative ad uno stato di fatto: Fondazioni a plinti isolati con bicchiere. Problemi di resistenza dei plinti di fondazione Problemi relativi agli spostamenti relativi delle fondazioni Perdita di verticalità degli elementi verticali dovute a rotazioni degli elementi di fondazione Cedimenti differenziali delle fondazioni Scarsa resistenza nei confronti delle azioni laterali Pilastri. Insufficiente resistenza a taglio Insufficiente resistenza a pressoflessione Spostamenti eccedenti i limiti di interpiano Mancato rispetto delle prescrizioni normative circa gli effetti del secondo ordine Monoliticità del collegamento con la fondazione Travi principali. Insufficiente resistenza delle sezioni Possibile perdita dell appoggio di tali strutture rispetto agli elementi verticali Possibile ribaltamento di tali elementi Tegoli di copertura. Problemi di resistenza delle sezioni Possibile perdita dell appoggio di tali strutture rispetto agli alle travi principali Possibile ribaltamento di tali elementi Lastre di copertura poste tra i tegoli (eternit, plexiglas, ecc.) Possibile perdita dell appoggio di tali strutture rispetto agli ai tegoli Tamponamenti Ribaltamento del pannello Insufficiente resistenza e capacità di spostamento relativo delle connessioni del pannello alla struttura principale Variazione di rigidezza della struttura dovuta alla rottura dei tamponamenti quando questi siano da considerare irrigidenti Insufficiente resistenza a pressoflessione fuori piano 6

7 Valutazione dello stato di fatto 4 Valutazione dello stato di fatto Per la valutazione dello stato di fatto del capannone oggetto della verifica ci si rifà ad una modellazione che già presuppone la realizzazione degli interventi necessari a solidarizzare tra loro gli elementi prefabbricati. Le modalità per valutare le sollecitazioni che interessano questi interventi sono illustrate nel prosieguo. Senza la realizzazione degli interventi di collegamento la valutazione dello stato di fatto dei capannoni esistenti realizzati con sistemi pendolari in cui gli elementi verticali si comportano come mensole indipendenti le une dalle altre e le travi risultano essere in semplice appoggio su tali elementi non è possibile Lo scorrimento relativo degli elementi strutturali porta a strutture affette da labilità. Le problematiche da affrontare per questa valutazione sono: - Come assegnare una accelerazione pari al 60% di quella di norma. - Verifiche degli elementi verticali. - Verifica delle sezioni c.a.p. e c.a.v. delle travi e dei tegoli. - Verifica delle fondazioni. - Verifiche al ribaltamento delle travi principali. - Verifiche al ribaltamento dei tamponamenti. - Valutazione degli Indicatori di Rischio Sismico. 4.1 Descrizione della struttura Si fa riferimento ad un capannone prefabbricato in c.a. e c.a.p. realizzato nel comune di Ficarolo in provincia di Rovigo quando la zona non era ancora definita sismica. La struttura è composta da una maglia di pilastri 10x15m nel numero di 4 righe e 6 colonne. I pilastri hanno sezione 50x50 cm e sono collegati in direzione Y da travi principali a doppia pendenza con sezione a doppio T e in direzione X da tegoli del tipo a Pi-Greco rovesciato. In alcuni casi i tegoli non sono stati posizionati al fine di inserire dei lucernari per illuminazione degli ambienti interni. 7

8 Valutazione dello stato di fatto La modellazione delle travi principali può essere schematizzata in diverse maniere. Poiché il programma non prevede travi di altezza variabile qualora si voglia definire l esatta geometria si possono modellare le travi con pareti in c.a e quindi tramite elementi shell. Tale tipo di modello presenta l inconveniente di avere una non immediata lettura delle sollecitazioni in questi elementi. In alternativa è possibile modellare le travi principali per conci con aste di sezioni diverse. A seconda del tipo di sezione utilizzata tali elementi saranno poi verificabili o meno in ambiente Sismicad. Si ricorda che in Sismicad gli elementi in c.a.p. non vengono gestiti direttamente. Nel database delle sezioni in c.a. si possono inserire sezioni di tipo generico. Si ricorda che tali sezioni non sono gestite in Sismicad a livello di verifica; è comunque possibile inserirle nel modello e calcolarne le sollecitazioni. Si riportano di seguito le impostazioni utilizzate per definire il lavoro oggetto della verifica. Come detto si tratta di un capannone industriale che si trova in località Ficarolo in provincia di Rovigo 8

9 Valutazione dello stato di fatto Suggeriamo inoltre di controllare i fattori di struttura da considerare nell analisi, che in questo caso vengono forzati per prudenza a 1.5 (valore minimo di norma). Si tratta di valori che la norma lascia alla valutazione del progettista. Il default proposto dal programma (2.25), che per altro è riferito ai soli meccanismi duttili, è semplicemente il valore medio dei limiti indicati dalla norma. 9

10 Valutazione dello stato di fatto Si devono poi definire le condizioni elementari di carico e i carichi superficiali da posizionare sulla struttura 10

11 Valutazione dello stato di fatto N.B. Si faccia molta attenzione nella definizione del modello ad elementi finiti che dipende da come sono sati inseriti gli elementi di disegno al fatto che la distribuzione di masse, in presenza di piano con comportamento non rigido, può influire sui risultati. E consigliabile pertanto controllare la modellazione e i risultati anche discretizzando ulteriormente gli elementi frame, andando a suddividere in conci gli elementi di disegno, facendo attenzione a porre gli svincoli di estremità solamente negli elementi interessati da questi. Si lancia quindi l analisi e si determinano sollecitazioni e spostamenti della struttura. A questo punto è possibile passare alle verifiche degli elementi strutturali. 4.2 Verifica della sezione di mezzeria di una trave principale in c.a.p. Si riporta di seguito un esempio su come si possa valutare la verifica di una sezione in c.a.p. relativamente alle travi principali del capannone. Le sollecitazioni si ottengono ovviamente dai risultati del solutore per la sezione da verificare e le verifiche vengono eseguite con il programma PresFle. Per ricavare le massime sollecitazioni in mezzeria alle travi principali si segue questo percorso: Passo 1 Selezione degli elementi nella finestra struttura 11

12 Valutazione dello stato di fatto Passo 2 Visualizzazione dei soli elementi selezionati Passo 3 Richiesta degli elementi correlati nel modello e visualizzazione dei soli elementi selezionati 12

13 Valutazione dello stato di fatto Passo 4 Creazione di uno schema di relazione che contenga solo le sollecitazioni estreme nelle aste Passo 5 Con il comando modifica filtro i soli contesti SLV e le aste da selezione preparata. 13

14 Valutazione dello stato di fatto Passo 6 Salvo lo schema di relazione e produco la relazione Si ricava che la massima sollecitazione di momento positivo in SLV è nell asta 580 in combinazione 3 e vale: M3 = dan*m in contemporanea con uno sforzo di trazione N = 405 dan Passi 7 e 8 come 5 e 6 ma per le combinazioni SLU Si ricava che la massima sollecitazione di momento positivo in SLU è nell asta 581 in combinazione 8 e vale: M3 = dan*m in contemporanea con uno sforzo di compressione N =-3082 dan Non sarebbe necessaria quindi la verifica della sezione per la azione sismica essendo le sollecitazioni SLU, per la quali la struttura è stata a suo tempo collaudata, di molto superiori alle sollecitazioni indotte dal sisma. Si procede comunque alla verifica della sezione precompressa con il programma Presfle. In Presfle si può importare il dxf con la sezione in oggetto. Si inseriscono poi le armature costituite da 7 trefoli di diametro 5/16 (7.9 mm) e di area 38 mmq (diametro equivalente 6.95mm) posizionati a distanza 4, 9, 14, 19, 24, 29 cm dal lembo inferiore. Si suppone che le armature, a fenomeni lenti esauriti, possiedano una tensione pari a dan/cmq Si definisce pertanto un materiale di tipo acciaio armonico 14

15 Valutazione dello stato di fatto che viene attribuito ai sette trefoli di armatura. Nell inserire le barre si dovrà assegnare loro una epsilon iniziale pari alla tensione di lavoro del trefolo diviso il modulo elastico del materiale, ipotizzando che l acciaio armonico lavori a dan/cmq si otterrà / = Si predispongono 7 trefoli con diametro equivalente 6.95mm e deformazione iniziale pari a per cui per la sollecitazione flettente massima pari a dancm si ottiene questa distribuzione di deformazioni. 15

16 Valutazione dello stato di fatto Il coefficiente di sicurezza che viene calcolato corrispondentemente risulta ampiamente positivo. 4.3 Verifica delle travi principali a ribaltamento Secondo quanto si è osservato a seguito del terremoto emiliano del Maggio, si sono presentate situazioni in cui le travi principali che sostengono i tegoli di copertura e i tegoli stessi che unitamente costituiscono la struttura di copertura dei capannoni industriali, hanno subito il fenomeno del ribaltamento. 16

17 Sismicad 12- Strutture esistenti prefabbricate Valutazione dello stato di fatto Al fine di valutare tale possibile meccanismo di collasso, che non è altro che una verifica di equilibrio è possibile rifarsi a quanto si fa per i meccanismi locali di collasso di murature esistenti e cioè si determinano le forze destabilizzanti dovute al sisma e quelle stabilizzanti dovute ai pesi propri e a delle aliquote di carichi di altre condizioni. Le forze ribaltanti e stabilizzanti potrebbero essere ricavate dalle reazioni di appoggio delle travi. Si è preferito però calcolare le accelerazioni cui è sottoposta la trave principale attraverso le specifiche riportate in del D.M , formula relativa agli elementi secondari. e di conseguenza secondo la formula 7 2 le forze sismiche cui è sottoposto l elemento Nel caso specifico la trave principale ha le seguenti dimensioni La trave principale è sottoposta oltre al peso proprio ai carichi gravanti dai tegoli e dal permanente portato. Permanente portato 10 dan/mq = 100 dan/m Peso strutturale tegoli 230 dan/mq = 2300 dan/m

18 55,84 97 Sismicad 12- Strutture esistenti prefabbricate Valutazione dello stato di fatto Ci si rifà al seguente schema di calcolo che ignora la presenza del sisma verticale. La considerazione dell effetto stabilizzante del peso della trave trascurando quindi la presenza del sisma verticale è suffragata dalla diversità di periodo proprio tra accelerazioni orizzontali e verticali +867 cm Wa,p.s.,tegoli Wa,p.p +792 cm Fa,p.s.,tegoli Fa,p.p Fa,p.s. Wa,p.s cm O 25 Definiamo: Wa,p.s. = Peso strutturale dell elemento trave principale Fa,p.s. = Forza sismica agente sull elemento trave principale Wa,p.s.,tegoli = Peso strutturale dei tegoli Fa,p.s.,tegoli = Forza sismica agente sui tegoli Wa,p.p. = Permanenti portati dai tegoli Fa,p.p. = Forza sismica originata dai permanenti portati 18

19 Valutazione dello stato di fatto SOLIDI Volume: Baricentro: X: Y: Z: Il peso della trave principale risulta essere x 2500 = dan Il peso dei tegoli risulta essere 17250/7.5/10 = 230 dan/mq x10 = 2300 dan/m x 15 = dan Il permanente portato risulta essere 10 dan/mq x 10 = 100 dan/m x 15 = 1500 dan Con la simbologia precedentemente utilizzata e considerando come braccio delle forze stabilizzanti rispettivamente il baricentro della trave principale e l altezza data dalla sezione iniziale e dal baricentro del triangolo soprastante (72 + (147-72) / 3) = 97 cm, riportando il tutto in un foglio di calcolo otteniamo: 0,1059 S 1,5 Z trave principale Z carichi H T a T 1 N non sismico 776 cm 817 cm 867 cm 0 S 1,8 S q a 2 S a,trave principale 0, S a,carichi 0, W a,p.s. W a,p.s.,tegoli W a,p.p. 7231,8 dan dan 1500 dan F a,p.s. 1345,533 dan 19

20 Valutazione dello stato di fatto F a,p.s.,tegoli F a,p.p ,74 dan 575,0755 dan h baricentro trave principale h applicazione carichi 55,84 cm 97 cm M destabilizzante, solo trave principale M destabilizzante M stabilizzante, solo trave principale M stabilizzante 75134,58 dancm dancm dancm dancm c.s. 0, Si puntualizza che nel determinare le forze sismiche relative ai tegoli e ai carichi permanenti portati non è stato utilizzato alcun fattore di struttura. Tale verifica potrebbe anche essere eseguita secondo l analisi cinematica lineare descritta nella Circolare al C8A.4, in particolare confrontando l accelerazione agente (formula C8A.4.4) contro quella limite (formula C8A.4.10), si riportano i risultati ottenuti di seguito. 0,1059 S 1,5 Z trave principale Z carichi H T a T 1 N non sismico 776 cm 817 cm 867 cm 0 s 1,8 s q a 2 S a,trave principale 0, S a,carichi 0, W a,p.s. W a,p.s.,tegoli W a,p.p. 7231,8 dan dan 1500 dan h baricentro trave principale h applicazione carichi 775,84 cm 817 cm M* 44, e* 1 0 0, a 0 * 30, cm/s 2 20

21 Valutazione dello stato di fatto Se(T1) 92, (Z) 0, q 2 0,LIM 41, cm/s 2 c.s. 0, Verifica dei tamponamenti a ribaltamento Per le verifiche dei tamponamenti si deve fare riferimento alle modalità con le quali essi sono connessi alla struttura principale. In generale possono esserci casi in cui questi sono inseriti in asse ai pilastri, si comportano come irrigidimenti e presentano le medesime modalità di collasso di una muratura intelaiata. Ci possono essere casi in cui essi sono esterni e sono agganciati ad elementi della struttura principale mediante collegamenti che possono essere orizzontali o verticali in relazione alla modalità di aggancio dei tamponamenti stessi. Nel caso in esame i tamponamenti sono posti esternamente e risultano essere quindi solamente una massa applicata alla struttura principale che non ne modifica la rigidezza. Al fine di riprodurre questa situazione si è creato un modello in cui sono stati inseriti elementi pareti in muratura come elementi di tamponamento al solo fine di visualizzarli nella finestra di input, avendo definito un materiale fittizio con peso nullo. Per considerare l effetto sismico della loro presenza si sono definiti dei carichi concentrati da considerare solo come masse (fattore di carico 0;1) da posizionare nei punti di aggancio dei tamponamenti stessi. Il peso dei tamponamenti è gestito come carico lineare applicato alle travi di fondazione. Nel caso in esame sono presenti sia la tipologia verticale che quella orizzontale. 21

22 Valutazione dello stato di fatto 22

23 Valutazione dello stato di fatto Il peso dei pannelli è stato valutato sulla base di un peso specifico di 1800 dan/mc. Per la forma dei dispositivi di aggancio si fa riferimento al documento sviluppato da Assobeton e Reluis: Strutture prefabbricate: schedario dei collegamenti in relazione al Comportamento sismico dei collegamenti nelle strutture prefabbricate del Sulla base della forma e della posizione si determina la forza di aggancio. I pannelli orizzontali di dimensioni 10m x 2.5m di spessore 20 cm pesano 9000 dan. Per essi si suppone che la connessione alla struttura principale avvenga attraverso un collegamento realizzato con una mensola metallica dotata di viti per il fissaggio e per la regolazione. La mensola viene collocata in apposita scatola reinserita nel getto del pilastro e lì, una volta regolata la posizione, viene fissata. Il pannello viene appoggiato alla mensola grazie ad un incavo ricavato con lamiera opportunamente sagomata. A favore di sicurezza si è attributo alla connessione anche il peso del pannello. In realtà i pannelli, esclusi quelli sopra le finestre, scaricano il proprio peso direttamente in fondazione. La connessione è realizzata con un tassello Fischer FAZ II 20/60 di diametro 20 mm. La sua resistenza è ottenibile tramite un programma della ditta produttrice Compufix scaricabile in rete di cui si riportano i risultati. Il pannello orizzontale di sommità è di dimensioni inferiori e pesa meno degli altri ma si suppone il medesimo collegamento, in tal caso visto che i tamponamenti orizzontali di sommità non scaricano direttamente sulla fondazione il loro peso, i carichi concentrati che li rappresentano dovrebbero avere la proprietà CARICO e MASSA unitari nella loro applicazione (fattore di carico 1;1). 23

24 Valutazione dello stato di fatto Si ipotizza che la determinazione delle connessioni sia avvenuta per sopportare il solo taglio dovuto al peso proprio dell elemento, quand anche nel modello si siano introdotti i carichi a livello di massa senza carico per i pannelli orizzontali e verticali e si sia supposto di far scaricare il loro peso direttamente sulla trave di fondazione. Dalla verifica della connessione si evince che la forza di aggancio disponibile cioè il valore di carico a trazione, è dato dal meccanismo di rottura del cono di calcestruzzo che vale NRd,c = kn. Si riportano di seguito le verifiche relative alle diverse tipologie di pannello e relativamente alle quote in cui si trovano sia per i pannelli orizzontali che per il verticale. I valori di azione sismica sul pannello sono stati determinati considerando il pannello come elemento secondario NTC Pannello orizzontale Z=0-250 Pannello orizzontale Z= Pannello orizzontale Z= Pannello verticale Z= ,1059 0,1059 0,1059 0,1059 S 1,5 S 1,5 S 1,5 S 1,5 Z G,pannello 125 cm Z G,pannello 375 cm Z G,pannello 820 cm Z G,pannello 460 cm h pannello 250 cm h pannello 250 cm h pannello 200 cm h pannello 920 cm Z inf,pannello 0 cm Z inf,pannello 250 cm Z inf,pannello 720 cm Z inf,pannello 0 cm Z forza aggancio 250 cm Z forza aggancio 500 cm Z forza aggancio 770 cm Z forza aggancio 720 cm L pannello 1000 cm L pannello 1000 cm L pannello 1000 cm L pannello 250 cm t pannello 20 cm t pannello 20 cm t pannello 20 cm t pannello 20 cm H 867 cm H 867 cm H 867 cm H 867 cm T a 0 s T a 0 s T a 0 s T a 0 s T 1 1,8 s T 1 1,8 s T 1 1,8 s T 1 1,8 s F aggancio 9,5 dan/cm F aggancio 9,5 dan/cm F aggancio 3,2 dan/cm F aggancio 12,8 dan/cm q a 2 q a 2 q a 2 q a 2 S a,pannello 0, S a,pannello 0,26191 S a,pannello 0, S a,pannello 0,28527 W a,p.s dan W a,p.s dan W a,p.s dan W a,p.s dan h baricentro pannello 125 cm h baricentro pannello 375 cm h baricentro pannello 820 cm h baricentro pannello 460 cm M* 9, M* 9, M* 7,33945 M* 8, e* 1 e* 1 e* 1 e* 1 0 2, , , , a 0 * 2149,48 cm/s 2 a 0 * 716,4933 cm/s 2 a 0 * 38,54878 cm/s 2 a 0 * 614,7476 cm/s 2 Se(T1) 92,68567 Se(T1) 92,68567 Se(T1) 92,68567 Se(T1) 92,68567 (Z) 0, (Z) 0, (Z) 0,94579 (Z) 0, q 2 q 2 q 2 q 2 0,LIM 6, cm/s 2 0,LIM 20,04448 cm/s 2 0,LIM 43,83059 cm/s 2 0,LIM 24,58789 cm/s 2 c.s. 321,7066 c.s. 35,74517 c.s. 0, c.s. 25,

25 Valutazione dello stato di fatto Si nota che per il pannello orizzontale in sommità la verifica non è soddisfatta. 25

26 Valutazione dello stato di fatto 4.5 Verifica dei pilastri e determinazione dei loro indicatori di rischio sismico. Nel capannone in oggetto l armatura dei pilastri a flessione è costituita da 4 16 di spigolo e una staffatura 6/15 su quasi tutta l altezza del pilastro tranne in sommità ove si hanno staffe 8/10. Avendo inserito le armature ed avendo dichiarato i materiali calcestruzzo ed armatura di tipo esistente nel database dei materiali si possono ottenere gli indicatori di rischio sismico relativi alle verifiche a taglio e pressoflessione dei pilastri. 26

27 Valutazione dello stato di fatto Nella definizione dell armatura dei pilastri abbiamo provveduto a escludere i meccanismi di collasso relativi ai nodi trave-pilastro che non interessano il caso in esame. Ciò può essere ottenuto in due maniere, o agendo su tutti i nodi contemporaneamente andando a settare in VERIFICHE >> C.A. >> OPZIONI VERIFICA PILASTRATE in PROGETTO E VERIFICA la voce NON EFFETTUARE LE VERIFICHE DEI NODI oppure agendo sui nodi singoli attraverso il comando ESCLUDI VERIFICA NODO direttamente nell ambiente di verifica. 27

28 Valutazione dello stato di fatto In tal maniera i meccanismi di nodo vengono esclusi dalla ricerca dei moltiplicatori e conseguentemente dalla determinazione dei relativi indicatori di rischio sismico. Gli indicatori di rischio sismico possono essere ottenuti con il comando VERIFICHE >> VERIFICA EDIFICI ESISTENTI. E possibile visualizzare i risultati relativi agli indicatori di rischio sismico in un elaborato di testo accessibile dagli elaborati di verifica dei singoli elementi e che si chiama Esistenti in Riepilogo Esistenti. In tale documento vengono riportati dapprima i valori minimi degli indicatori di rischio sismico relativi ai meccanismi di collasso degli elementi considerati eventualmente anche suddivisi per materiale e di seguito la tabella con i valori relativi ai singoli elementi. Verifica di edificio esistente con fattore q secondo C Accelerazione di aggancio SLV (ag/g_slv*s*st) PGA,SLVrif = Accelerazione di aggancio SLD (ag/g_sld*s*st) PGA,SLDrif = 0.06 Tr,SLVrif = 475 anni Tr,SLDrif = 50 anni Moltiplicatore minimo delle condizioni sismiche per raggiungimento della rottura a taglio Pilastrata 126 Valori azioni gravitazionali N= Tx= Ty= Valori azioni sismiche N= 83.6 Tx= Ty= Tagli ultimi Tx= Ty= combinazione SLV 11 sezione a quota 1,5 tempo di ritorno 2065 anni indicatore itr=(tr/tr,slvrif)^.41 = PGA indicatore ipga=pga/pga,slvrif = Moltiplicatore minimo delle condizioni sismiche per raggiungimento della rottura a flessione Pilastrata 150 Valori azioni gravitazionali N= Mx= My= Valori azioni sismiche N= 85.7 Mx= My= Momenti ultimi Mx= My= combinazione SLV 9 sezione a quota -11,5 tempo di ritorno 23 anni 28

29 Valutazione dello stato di fatto indicatore itr=(tr/tr,slvrif)^.41 = PGA indicatore ipga=pga/pga,slvrif = 0.29 Moltiplicatore minimo delle condizioni sismiche per raggiungimento dello spostamento limite di interpiano combinazione SLD 10 tra Nodo 87 e Nodo 836 tempo di ritorno 66 anni indicatore itr=(tr/tr,sldrif)^.41 = PGA indicatore ipga=pga/pga,sldrif = Moltiplicatore minimo delle condizioni sismiche per raggiungimento della pressione massima al suolo 0.44 combinazione SLV fondazioni 12 Nodo 62 di coordinate 0,0;-2,5;-70,0 tempo di ritorno 75 anni indicatore itr=(tr/tr,slvrif)^.41 = PGA indicatore ipga=pga/pga,slvrif = Per ciascun pilastro vengono riportati in una tabella rispettivamente per le verifiche a pressoflessione e a taglio il coefficiente di sicurezza, il moltiplicatore delle azioni sismiche che attiva il meccanismo di collasso, e i relativi indicatori di rischio sismico in termini di PGA e in termini di Periodo di ritorno. Verifica a pressoflessione e taglio dei pilastri; verifica dei nodi Pilastro Pressoflessione Taglio Nodi verif. coeff. moltiplic ipga itr coeff.sic. moltiplic ipga itr coeff.sic. moltiplic ipga itr Conf. Min.st. sic. atore atore atore Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata Pilastrata Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata Pilastrata Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata

30 Valutazione dello stato di fatto Pilastro Pressoflessione Taglio Nodi verif. coeff. moltiplic ipga itr coeff.sic. moltiplic ipga itr coeff.sic. moltiplic ipga itr Conf. Min.st. sic. atore atore atore Pilastrata Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata Pilastrata Pilastrata * Pilastrata Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata * In alternativa è possibile visualizzare tali risultati attraverso delle mappe di colore mediante il comando VISTE >> NUOVA VISTA >> VALORI VERIFICHE. Selezionando un elemento nella finestra delle proprietà compaiono tutti i valori relativi ai coefficienti di sicurezza e agli indicatori di rischio sismico dei meccanismi di collasso indagati per l elemento. 4.6 Verifica delle fondazioni E possibile eseguire la verifica dei plinti superficiali a bicchiere che costituiscono le fondazioni. Per essi vengono fornite le verifiche di resistenza e di capacità portante. Nella verifica delle fondazioni a plinti il programma non calcola i moltiplicatori delle azioni sismiche che attivano le diverse modalità di collasso e di conseguenza gli indicatori di rischio sismico. Per la verifica di tensione sul terreno si tenga presente che il valore limite è quello impostato in DATABASE PREFERENZE SUOLO in cui si inserisce la pressione per verifica a schiacciamento fondazioni superficiali che va penalizzata del fattore parziale di sicurezza che si trova in DATABASE PREFERENZE DETTAGLI DI ANALISI VERIFICHE GEOTECNICHE. 30

31 Valutazione dello stato di fatto Nel caso specifico ammettiamo di avere una tensione limite di 2.3 dan/cmq in maniera da ottenere una tensione ammissibile di 1 dan/cmq per il terreno. L elaborato di verifica di un plinto per lo stato di fatto è il seguente Non risultano soddisfatte n 6 verifiche del plinto Verifica SLU del bicchiere Verifica tirante-puntone delle pareti del bicchiere non soddisfatta! Verifica flessione suola //Y Sezione non verificata a flessione! Verifica flessione suola //X Sezione non verificata a flessione!sezione non verificata a flessione in SLEr! Verifica SLU del bicchiere Verifica a tensoflessione delle pareti del bicchiere non soddisfatta! Verifica portanza del terreno Verifica di capacità portante sul piano di posa non soddisfatta (Rd<Ed), SLU 8, SLV fondazioni 6! Plinto 59 Valori espressi in dan, cm. Metodo di calcolo: stati limite D.M Calcestruzzo C20/25 LC3; Rcm = 250; Rck = 250; fattore di confidenza = 1,00 Acciaio FeB44k LC3; fym = 4300; fyk = 4300; fattore di confidenza = 1,00 Tipo A Dimensioni del basamento: lungo X = 340 lungo Y = 340 spessore = 40 Dimensioni del sottopilastro: altezza = 100 lungo X = 130 lungo Y = 130 Dimensioni del bicchiere: profondita' = 100 spessore di sommita' lungo X = 25 spessore di sommita' lungo Y = 25 spessore a fondo pozzetto lungo X = 30 spessore a fondo pozzetto lungo Y = 30 Rotazione in pianta rispetto al pilastro = 0. 0' 0'' Copriferro per il plinto = 4 copriferro per il bicchiere = 3 Classe di esposizione per la suola: X0 (Condizioni ordinarie) Classe di esposizione per il bicchiere: X0 (Condizioni ordinarie) Coeff. di sicurezza parziali dei materiali: calcestruzzo 1.5 acciaio 1.15 Coeff. di sicurezza parziale per carichi permanenti: 0 Coeff. per limitazione tensioni in esercizio: calcestruzzo.45 acciaio.8 Coefficiente Beta EC (7.19) 1 Resistenze di calcolo (stati limite ultimi): fcd = fyd = 3739 Tensioni limite dei materiali in condizioni di esercizio : sc rara = sc qp = 93.4 sf = 3440 fctd = 10.6 Pressione limite rottura del terreno: st = 2.3 Pressioni sul terreno in condizioni ultime: 31

32 Valutazione dello stato di fatto st max st min nella condizione n. 8 st media -.9 nella condizione n. 8 in condizioni di esercizio rare (solo per verifica di esercizio delle sezioni): st max st min nella combinazione SLE rara n.2 st media -.66 nella combinazione SLE rara n.2 in condizioni di esercizio frequenti (solo per verifica di esercizio delle sezioni): st max st min nella combinazione SLE frequente n.2 st media -.54 nella combinazione SLE frequente n.2 in condizioni di esercizio quasi permanenti (solo per verifica di esercizio delle sezioni): st max st min. -.5 nella combinazione SLE quasi perm. n.1 st media -.51 nella combinazione SLE quasi perm. n.1 in condizioni di verifica per il terreno: st max st min nella combinazione SLU n.8 sezione interamente reagente st media -.9 nella combinazione SLU n.8 Verifica sigma di compressione al suolo st di verifica.91 < 1 nella combinazione SLU n.8 (FS=1.1) Verifica di capacita portante sul piano di posa - Caso statico Combinazione con fattore di sicurezza minore: SLU 8 Azione di progetto (risultante del carico normale al piano di posa): Resistenza di progetto: Coefficiente parziale applicato alla resistenza: 2.3 Coefficiente di sicurezza normalizzato kp min (Rd/Ed):.76*** Parametri utilizzati nel calcolo: Forza risultante agente in direzione x: 5.66 Forza risultante agente in direzione y: Forza risultante agente in direzione z: Momento agente in direzione x: Momento agente in direzione y: Inclinazione del carico in direzione x (deg): 0 Inclinazione del carico in direzione y (deg): Eccentricita del carico in direzione x: 0.06 Eccentricita del carico in direzione y: 0.65 Impronta al suolo (BxL): 340 x 340 Larghezza efficace (B'=B-2*e): Lunghezza efficace (L'=L-2*e): Peso specifico di progetto del suolo : Angolo di attrito di progetto (deg): 23.4 Fattori di capacita portante N S D I B G E Tipo Coesione Sovraccarico Attrito Verifica di capacita portante sul piano di posa - Caso sismico Combinazione con fattore di sicurezza minore: SLV fondazioni 6 Azione di progetto (risultante del carico normale al piano di posa): Resistenza di progetto: Coefficiente parziale applicato alla resistenza: 2.3 Coefficiente di sicurezza normalizzato kp min (Rd/Ed):.87*** Parametri utilizzati nel calcolo: Forza risultante agente in direzione x: Forza risultante agente in direzione y: Forza risultante agente in direzione z: Momento agente in direzione x: Momento agente in direzione y: Inclinazione del carico in direzione x (deg): Inclinazione del carico in direzione y (deg): Eccentricita del carico in direzione x: Eccentricita del carico in direzione y: Impronta al suolo (BxL): 340 x 340 Larghezza efficace (B'=B-2*e): Lunghezza efficace (L'=L-2*e): Peso specifico di progetto del suolo : Angolo di attrito di progetto (deg): 23.4 Accelerazione normalizzata massima al suolo:.05 Fattori di capacita portante N S D I B G E Tipo Coesione Sovraccarico Attrito Verifiche strutturali in condizioni ultime Verifiche per le sezioni parallele ad Y: flessione (combinazione SLU n.8) Armature e momenti di verifica: af = 9.05 a'f = 4.52 Msd = dan*cm (asse o filo pilastro) Msd = dan*cm (filo risega) Mu = dan*cm (asse o filo pilastro) Mu = dan*cm (filo risega) Sezione non verificata a flessione Verifiche per le sezioni parallele ad X: flessione (combinazione SLU n.8) 32

33 Valutazione dello stato di fatto Armature e momenti di verifica: af = 9.05 a'f = 4.52 Msd = dan*cm (asse o filo pilastro) Msd = dan*cm (filo risega) Mu = dan*cm (asse o filo pilastro) Mu = dan*cm (filo risega) Sezione non verificata a flessione Verifica a punzonamento per il pilastro. Verifica lungo la faccia del pilastro (combinazione SLU n.8) Perimetro uo = 200 cm Altezza utile do = 34.8 cm Viene utilizzato il coefficiente Beta introdotto dall'utente. Beta = 1.15 Carico applicato = dan Reazione del terreno = 2243 dan P.P. del cono * gamma,g = -325 dan Carico punzonanante = dan ved,red(6.53) = dan/cm* vrd,max($6.4.5) = dan/cm* ved,red <= vrd,max Verifica soddisfatta. Verifica lungo il perimetro di base (combinazione SLU n.8) Perimetro u = cm a distanza a = 56 cm (a limite = 69.6 cm) Altezza utile d = 34.8 cm Viene utilizzato il coefficiente Beta introdotto dall'utente. Beta = 1.15 Carico applicato = dan Reazione del terreno = dan P.P. del cono * gamma,g = dan Carico punzonanante = dan Percentuale di acciaio teso : ro,x =.069% ro,y =.069% Area di acciaio totale per punzonamento = 0 cm* 2*(afp,x = 0 cm* ; afp,y = 0 cm*) Area di acciaio necessaria per punzonamento = 0 cm* ved,red( ) = 3.94 dan/cm* vrd(6.50) = 4.62 dan/cm* vrd,cs(6.52) = --- ved,red <= vrd Armatura a punzonamento non necessaria. Verifica soddisfatta. Verifiche in condizioni di esercizio rare Tensione limite sul cls: dan*cm2 Tensione limite sulle armature: 3440 dan*cm2 Verifiche per le sezioni parallele ad Y: flessione e fessurazione (combinazione SLE rara n.2) Armature e momenti di verifica: af = 9.05 a'f = 4.52 Msd = dan*cm (asse o filo pilastro) Msd = dan*cm (filo risega) sc = sf = Momento di verifica fessurazione Msd: dan*cm Momento di fessurazione M: dan*cm Msd<M di fessurazione, sezione non fessurata Verifiche per le sezioni parallele ad X: flessione e fessurazione (combinazione SLE rara n.2) Armature e momenti di verifica: af = 9.05 a'f = 4.52 Msd = dan*cm (asse o filo pilastro) Msd = dan*cm (filo risega) sc = sf = Sezione non verificata a flessione in SLEr Momento di verifica fessurazione Msd: dan*cm Momento di fessurazione M: dan*cm Msd<M di fessurazione, sezione non fessurata Verifiche in condizioni di esercizio frequenti Apertura fessure limite:.04 cm Verifiche per le sezioni parallele ad Y: flessione e fessurazione (combinazione SLE frequente n.2) Armature e momenti di verifica: af = 9.05 a'f = 4.52 Msd = dan*cm (asse o filo pilastro) Msd = dan*cm (filo risega) sc = sf = Momento di verifica fessurazione Msd: dan*cm Momento di fessurazione M: dan*cm Msd<M di fessurazione, sezione non fessurata Verifiche per le sezioni parallele ad X: flessione e fessurazione (combinazione SLE frequente n.2) Armature e momenti di verifica: af = 9.05 a'f = 4.52 Msd = dan*cm (asse o filo pilastro) Msd = dan*cm (filo risega) sc = sf = Momento di verifica fessurazione Msd: dan*cm Momento di fessurazione M: dan*cm Msd<M di fessurazione, sezione non fessurata Verifiche in condizioni di esercizio quasi permanenti Tensione limite sul cls: dan*cm2 33

34 Valutazione dello stato di fatto Tensione limite sulle armature: 3440 dan*cm2 Apertura fessure limite:.03 cm Verifiche per le sezioni parallele ad Y: flessione e fessurazione (combinazione SLE quasi perm. n.1) Armature e momenti di verifica: af = 9.05 a'f = 4.52 Msd = dan*cm (asse o filo pilastro) Msd = dan*cm (filo risega) sc = sf = Momento di verifica fessurazione Msd: dan*cm Momento di fessurazione M: dan*cm Msd<M di fessurazione, sezione non fessurata Verifiche per le sezioni parallele ad X: flessione e fessurazione (combinazione SLE quasi perm. n.1) Armature e momenti di verifica: af = 9.05 a'f = 4.52 Msd = dan*cm (asse o filo pilastro) Msd = dan*cm (filo risega) sc = sf = Momento di verifica fessurazione Msd: dan*cm Momento di fessurazione M: dan*cm Msd<M di fessurazione, sezione non fessurata Verifiche del bicchiere in condizioni ultime: Verifiche locali secondo C.N.R /84 punto C (combinazione SLVf n.5) Tensoflessione orizzontale superiore: sez. parallela X b = 50 h = 25 af = 4.71 a'f = 4.71 Msd = Nsd = Mu = Nu = 8745 sez. parallela Y b = 50 h = 25 af = 4.71 a'f = 4.71 Msd = Nsd = 3565 Mu = Nu = 3038 Funzionamento verticale a biella (af =2.01):Nsd puntone = Nsd tirante = Nu puntone = Nu tirante = 7518 Verifiche globali sulla sezione di attacco b = 130 h = 130 aft = 8.04 Pressoflessione deviata a fondo pozzetto; (combinazione SLU n.1) sezione piena: N = Mx = My = 3284 Nu = Mxu = Myu = sezione cava: N = Mx = My = 3284 Nu = Mxu = Myu = Verifiche del bicchiere in condizioni di esercizio rare: Tensione limite sul cls: dan*cm2 Tensione limite sulle armature: 3440 dan*cm2 Verifiche locali secondo C.N.R /84 punto C (combinazione SLE rara n.2) Tensoflessione orizzontale superiore: sez. parallela X b = 50 h = 25 af = 4.71 a'f = 4.71 Msd = 9706 Nsd = 367 sc = 2.35 sf = con Msd < M di fessurazione e sezione gia fessurata: wk =.002 cm srm = cm sez. parallela Y b = 50 h = 25 af = 4.71 a'f = 4.71 Msd = 9706 Nsd = 33 sc = 2.61 sf = con Msd < M di fessurazione e sezione gia fessurata: wk =.001 cm srm = cm Funzionamento verticale a biella (af =2.01):sc =.71 sf = Verifiche globali sulla sezione di attacco; (combinazione SLE rara n.2) Pressoflessione alla base: Dimensioni esterne del dado b = 130 h = 130 Totale armatura verticale 8.04 Sezione piena a fondo pozzetto: sc = 3.78 sf = 0 con Msd < M di fessurazione e sezione gia fessurata: wk = 0 cm srm = 5 cm Sezione cava a fondo pozzetto: sc = 1.41 sf = 0 con Msd < M di fessurazione e sezione gia fessurata: wk = 0 cm srm = 5 cm Verifiche del bicchiere in condizioni di esercizio frequenti: Apertura fessure limite per il bicchiere:.04 cm Verifiche locali secondo C.N.R /84 punto C (combinazione SLE frequente n.2) Tensoflessione orizzontale superiore: sez. parallela X b = 50 h = 25 af = 4.71 a'f = 4.71 Msd = 7273 Nsd = 273 sc = 1.76 sf = con Msd < M di fessurazione e sezione gia fessurata: wk =.001 cm srm = cm sez. parallela Y b = 50 h = 25 af = 4.71 a'f = 4.71 Msd = 7273 Nsd = 27 sc = 1.95 sf = con Msd < M di fessurazione e sezione gia fessurata: wk =.001 cm srm = cm Funzionamento verticale a biella (af =2.01):sc =.53 sf = Verifiche globali sulla sezione di attacco; (combinazione SLE frequente n.2) Pressoflessione alla base: Dimensioni esterne del dado b = 130 h = 130 Totale armatura verticale 8.04 Sezione piena a fondo pozzetto: sc = 2.94 sf = 0 34

35 Valutazione dello stato di fatto con Msd < M di fessurazione e sezione gia fessurata: wk = 0 cm Sezione cava a fondo pozzetto: sc = 1.15 sf = 0 con Msd < M di fessurazione e sezione gia fessurata: wk = 0 cm srm = 5 cm srm = 5 cm Verifiche del bicchiere in condizioni di esercizio quasi permanenti: Tensione limite sul cls: dan*cm2 Tensione limite sulle armature: 3440 dan*cm2 Apertura fessure limite per il bicchiere:.03 cm Verifiche locali secondo C.N.R /84 punto C (combinazione SLE quasi perm. n.1) Tensoflessione orizzontale superiore: sez. parallela X b = 50 h = 25 af = 4.71 a'f = 4.71 Msd = 6664 Nsd = 250 sc = 1.61 sf = con Msd < M di fessurazione e sezione gia fessurata: wk =.001 cm srm = cm sez. parallela Y b = 50 h = 25 af = 4.71 a'f = 4.71 Msd = 6664 Nsd = 25 sc = 1.79 sf = con Msd < M di fessurazione e sezione gia fessurata: wk =.001 cm srm = cm Funzionamento verticale a biella (af =2.01):sc =.48 sf = Verifiche globali sulla sezione di attacco; (combinazione SLE quasi perm. n.1) Pressoflessione alla base: Dimensioni esterne del dado b = 130 h = 130 Totale armatura verticale 8.04 Sezione piena a fondo pozzetto: sc = 2.73 sf = 0 con Msd < M di fessurazione e sezione gia fessurata: wk = 0 cm srm = 5 cm Sezione cava a fondo pozzetto: sc = 1.09 sf = 0 con Msd < M di fessurazione e sezione gia fessurata: wk = 0 cm srm = 5 cm 35

36 Stato di fatto al 60% dell azione di progetto 5 Stato di fatto al 60% dell azione di progetto 5.1 Generalità Il decreto legge n. 74 del al capo I, articolo 3 punto 10 riporta: In analogia a quanto disposto in occasione di precedenti eventi sismici che hanno interessato vaste porzioni del territorio nazionale, il livello di sicurezza dovrà essere definito in misura pari almeno al 60% della sicurezza richiesta ad un edificio nuovo. Tale valore dovrà essere comunque raggiunto nel caso si rendano necessari interventi di miglioramento sismico. Gli interventi eventualmente richiesti per il conseguimento del miglioramento sismico dovranno essere eseguiti entro ulteriori diciotto mesi. Al fine di avere una sicurezza pari almeno al 60% della sicurezza richiesta dall azione sismica di progetto è possibile in Sismicad variare lo spettro modificando il parametro ag/g di aggancio dello spettro, operando in DATABASE PREFERENZE DETTAGLI DI ANALISI sul parametro Pvr(%) nella griglia dove sono presenti i parametri sismici ag/g, Fo e Tc* associati alla località impostata. Nel caso della località impostata, cioè Ficarolo in provincia di Rovigo il valore di aggancio per lo stato limite SLV è ag/g= mentre per lo stato limite SLD ag/g= I rispettivi valori di ag/g pari al 60% sono quindi per SLV e per SLD. Per ottenere tali valori si modifica il parametro Pvr(%) finché non si ottiene un ag/g corrispondente a tale valore. Poiché la tabella della norma non riporta valori del tempo di ritorno minori di 30 anni la accelerazione ridotta per SLD sarà quella corrispondente ad un tempo di ritorno di 30 anni. 36

37 Stato di fatto al 60% dell azione di progetto 5.2 Verifica dei tamponamenti a ribaltamento Si riporta di seguito la verifica precedentemente eseguita per ribaltamento dell elemento Pannello orizzontale Z= che aveva coefficiente di sicurezza inferiore all unità. Si trascurano le verifiche a taglio della connessione che risultavano verificate nella analisi dello stato di fatto. Pannello orizzontale Z= ,0636 S 1,5 Z G,pannello h pannello Z inf,pannello Z forza aggancio L pannello t pannello H T a T 1 F aggancio 820 cm 200 cm 720 cm 770 cm 1000 cm 20 cm 867 cm 0 s 1,8 s q a 2 S a,pannello 0, ,2 dan/cm 37

38 Stato di fatto al 60% dell azione di progetto W a,p.s dan h baricentro pannello 820 cm M* 7,33945 e* 1 0 0, a 0 * 38,54878 cm/s 2 Se(T1) 60,10287 (Z) 0, q 2 0,LIM 28,42235 cm/s 2 c.s. 1, Nel caso in esame la verifica a ribaltamento dell elemento risulta soddisfatta. 5.3 Verifica dei pilastri e determinazione dei loro indicatori di rischio sismico Rivalidando anche le verifiche relative ai pilastri otteniamo la seguente situazione Verifica di edificio esistente con fattore q secondo C Accelerazione di aggancio SLV (ag/g_slv*s*st) PGA,SLVrif = Accelerazione di aggancio SLD (ag/g_sld*s*st) PGA,SLDrif = 0.05 Tr,SLVrif = 139 anni Tr,SLDrif = 30 anni 38

39 Stato di fatto al 60% dell azione di progetto Moltiplicatore minimo delle condizioni sismiche per raggiungimento della rottura a taglio Pilastrata 126 Valori azioni gravitazionali N= Tx= Ty= Valori azioni sismiche N= 45.1 Tx= Ty= Tagli ultimi Tx= Ty= combinazione SLV 11 sezione a quota 1,5 tempo di ritorno 2065 anni indicatore itr=(tr/tr,slvrif)^.41 = PGA indicatore ipga=pga/pga,slvrif = Moltiplicatore minimo delle condizioni sismiche per raggiungimento della rottura a flessione Pilastrata 150 Valori azioni gravitazionali N= Mx= My= Valori azioni sismiche N= 46.2 Mx= My= Momenti ultimi Mx= My= combinazione SLV 9 sezione a quota -11,5 tempo di ritorno 28 anni indicatore itr=(tr/tr,slvrif)^.41 = PGA indicatore ipga=pga/pga,slvrif = Moltiplicatore minimo delle condizioni sismiche per raggiungimento dello spostamento limite di interpiano combinazione SLD 9 tra Nodo 87 e Nodo 836 tempo di ritorno 66 anni indicatore itr=(tr/tr,sldrif)^.41 = PGA indicatore ipga=pga/pga,sldrif = Moltiplicatore minimo delle condizioni sismiche per raggiungimento della pressione massima al suolo combinazione SLV fondazioni 12 Nodo 62 di coordinate 0,0;-2,5;-70,0 tempo di ritorno 89 anni indicatore itr=(tr/tr,slvrif)^.41 = PGA indicatore ipga=pga/pga,slvrif = Verifica a pressoflessione e taglio dei pilastri; verifica dei nodi Pilastro Pressoflessione Taglio Nodi verif. coeff.sic moltiplicatore ipga itr coeff.sic. moltiplicatore ipga itr coeff.sic. moltiplic ipga itr Conf. Min.st.. atore Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata Pilastrata Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata Pilastrata Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata Pilastrata Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata Pilastrata Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata * Emerge che le della struttura in oggetto sono legate essenzialmente alla resistenza a flessione dei pilastri, pertanto nel progetto di miglioramento/adeguamento si adotteranno dei provvedimenti in tal senso. 39

40 Stato di fatto al 100% dell azione di progetto in analisi statica non lineare 6 Stato di fatto al 100% dell azione di progetto in analisi statica non lineare 6.1 Generalità L analisi statica non-lineare è il tipo di analisi che descrive in maniera migliore il reale comportamento della struttura, in quanto si basa essenzialmente sul controllo degli spostamenti (DBD) e non delle sollecitazioni e delle resistenze per quanto concerne il comportamento globale della struttura. Essa infatti evidenzia come travi e pilastri tendenzialmente per le domande di spostamento del sisma non abbiano problemi, posto che i collegamenti tra tali elementi e gli elementi secondari possano effettivamente fornire tali capacità di spostamento. Sismicad all interno dell analisi statica non lineare non esegue valutazioni di questo tipo che devono essere eseguite separatamente dal progettista. 6.2 Modello con fondazioni a plinto La commessa è ottenuta direttamente dalla commessa relativa allo stato di fatto valutata in analisi dinamica. Eseguite le 16 curve si nota che l edificio ed in particolare i pilastri risultano ampiamente verificati come risulta dal riepilogo dello stato di verifica. Riepilogo dei risultati 40

41 Stato di fatto al 100% dell azione di progetto in analisi statica non lineare comb. forze domanda SLV capacità SLV q* SLV ver. SLV domanda SLD capacità SLD q* SLD ver. SLD 1 Gruppo si si 2 Gruppo si si 3 Gruppo si si 4 Gruppo si si 5 Gruppo si si 6 Gruppo si si 7 Gruppo si si 8 Gruppo si si 1 Gruppo si si 3 Gruppo si si 4 Gruppo si si 5 Gruppo si si 6 Gruppo si si 7 Gruppo si si 8 Gruppo si si Valori di riferimento Periodo di ritorno di riferimento per SLV: TR,SLV,rif = 475 anni Accelerazione di riferimento normalizzata a g per SLV: ag/g,slv,rif = 0,106 Accelerazione di aggancio di riferimento normalizzata a g per SLV: PGA,SLV,rif = ag/g,slv,rif*s*st = 0,159 Periodo di ritorno di riferimento per SLD: TR,SLD,rif = 50 anni Accelerazione di riferimento normalizzata a g per SLD: ag/g,sld,rif =0,040 Accelerazione di aggancio di riferimento normalizzata a g per SLD: PGA,SLD,rif = ag/g,sld,rif*s*st = 0,060 Indicatore di rischio in termini di tempo di ritorno IR,TR = (TR/TR,rif)^0.41 Indicatore di rischio in termini di accelerazione IR,PGA = PGA/PGA,rif Periodi di ritorno e livelli di accelerazione al suolo (in rapporto a g) minimi per ogni curva di capacità. Il tabulato tiene conto delle esclusioni operate con il comando 'Preferenze curva'. combinazi one TR,SLV IR,TR,SLV PGA,SLV IR,PGA,SL V TR,SLD IR,TR,SLD PGA,SLD IR,PGA,SL D 1 gruppo gruppo gruppo gruppo gruppo gruppo gruppo gruppo gruppo gruppo gruppo gruppo gruppo gruppo gruppo TR,SLO IR,TR,SLO PGA,SLO IR,PGA,S LO Periodi di ritorno e livelli di accelerazione al suolo (in rapporto a g) per diversi stati limite. Il tabulato non tiene conto delle esclusioni operate con il comando 'Preferenze curva'. stato limite comb. forze PGA PGA(q*=3) PGA(20%) PGA(15%) Tr Tr(q*=3) Tr(20%) Tr(15%) IR,PGA IR,Tr Rottura a taglio di aste c.a. 1 Gruppo

42 Stato di fatto al 100% dell azione di progetto in analisi statica non lineare stato limite comb. forze PGA PGA(q*=3) PGA(20%) PGA(15%) Tr Tr(q*=3) Tr(20%) Tr(15%) IR,PGA IR,Tr Rottura di nodo Rotazione alla corda di esercizio Rotazione alla corda SLV Spostament o di interpiano SLD Cedimento fondazioni Riduzione taglio del 15% 1 Gruppo Gruppo Gruppo Gruppo Gruppo Gruppo Minimi indicatori di rischio per la struttura. I valori sono valutati sulla base delle curve di capacità effettivamente svolte. Il tabulato tiene conto delle esclusioni operate con il comando 'Preferenze curva'. Stato limite di salvaguardia della vita: Minimo indicatore in termini di periodo di ritorno IR,TR = 1,968 Minimo indicatore in termini di PGA IR,PGA = 1,712 Stato limite di danno: Minimo indicatore in termini di periodo di ritorno IR,TR = 1,134 Minimo indicatore in termini di PGA IR,PGA = 1,146 Per i pilastri è possibile accedere dopo l analisi statica non lineare ed il calcolo per gli spostamenti di risposta alla rivalidazione delle verifiche. In tal maniera gli elementi presenteranno oltre agli indicatori di rischio sismico valutati mediante l analisi pushover anche i coefficienti di sicurezza relativi alle verifiche dei meccanismi duttili (deformazione) e fragili (resistenza). Si ricorda che in fase di analisi statica non lineare il meccanismo duttile è verificato in termini di deformazione (rotazione alla corda) e non di resistenza. La verifica del pilastro è soddisfatta anche se, come risulta dalla immagine, la verifica a pressoflessione presenta un coefficiente di sicurezza inferiore all unità. 42

43 Stato di fatto al 100% dell azione di progetto in analisi statica non lineare 43

44 Stato di fatto al 100% dell azione di progetto in analisi statica non lineare 6.3 Modello con pilastri incastrati al piede Poiché si notano grandi rotazioni in corrispondenza dei plinti si esegue una nuova analisi pushover incastrando al piede i pilastri. La presenza di una pavimentazione industriale di buona fattura e spessore riduce le sollecitazioni di flessione e taglio sul plinto e può giustificare la assunzione di cui sopra. Eseguite le 16 curve si nota che l edificio ed in particolare i pilastri risultano ampiamente verificati come risulta dal riepilogo dello stato di verifica. Valori di riferimento Periodo di ritorno di riferimento per SLV: TR,SLV,rif = 475 anni Accelerazione di riferimento normalizzata a g per SLV: ag/g,slv,rif = 0,106 Accelerazione di aggancio di riferimento normalizzata a g per SLV: PGA,SLV,rif = ag/g,slv,rif*s*st = 0,159 Periodo di ritorno di riferimento per SLD: TR,SLD,rif = 50 anni Accelerazione di riferimento normalizzata a g per SLD: ag/g,sld,rif =0,040 Accelerazione di aggancio di riferimento normalizzata a g per SLD: PGA,SLD,rif = ag/g,sld,rif*s*st = 0,060 Indicatore di rischio in termini di tempo di ritorno IR,TR = (TR/TR,rif)^0.41 Indicatore di rischio in termini di accelerazione IR,PGA = PGA/PGA,rif Periodi di ritorno e livelli di accelerazione al suolo (in rapporto a g) minimi per ogni curva di capacità. Il tabulato tiene conto delle esclusioni operate con il comando 'Preferenze curva'. combinazi one TR,SLV IR,TR,SLV PGA,SLV IR,PGA,SL V TR,SLD IR,TR,SLD PGA,SLD IR,PGA,SL D 1 gruppo gruppo gruppo gruppo gruppo gruppo gruppo gruppo gruppo gruppo gruppo gruppo gruppo gruppo gruppo TR,SLO IR,TR,SLO PGA,SLO IR,PGA,S LO Periodi di ritorno e livelli di accelerazione al suolo (in rapporto a g) per diversi stati limite. Il tabulato non tiene conto delle esclusioni operate con il comando 'Preferenze curva'. stato limite comb. forze PGA PGA(q*=3) PGA(20%) PGA(15%) Tr Tr(q*=3) Tr(20%) Tr(15%) IR,PGA IR,Tr Rottura a taglio di aste c.a. Rottura di nodo Rotazione alla corda di esercizio 1 Gruppo Gruppo Gruppo

45 Stato di fatto al 100% dell azione di progetto in analisi statica non lineare stato limite comb. forze PGA PGA(q*=3) PGA(20%) PGA(15%) Tr Tr(q*=3) Tr(20%) Tr(15%) IR,PGA IR,Tr Rotazione alla corda SLV Spostament o di interpiano SLD Riduzione taglio del 15% 1 Gruppo Gruppo Gruppo Minimi indicatori di rischio per la struttura. I valori sono valutati sulla base delle curve di capacità effettivamente svolte. Il tabulato tiene conto delle esclusioni operate con il comando 'Preferenze curva'. Stato limite di salvaguardia della vita: Minimo indicatore in termini di periodo di ritorno IR,TR = 1,968 Minimo indicatore in termini di PGA IR,PGA = 1,712 Stato limite di danno: Minimo indicatore in termini di periodo di ritorno IR,TR = 1,063 Minimo indicatore in termini di PGA IR,PGA = 1, Valutazioni semplificate circa i risultati della analisi statica non lineare L edificio prefabbricato monopiano ha un o comportamento in caso di sisma che può essere assimilato a quello di un oscillatore elementare. Ciò lo rende particolarmente adatto ad essere sottoposto ad analisi statica non lineare. Se analizziamo la verifica di un pilastro di angolo vediamo che in SLV è sottoposto ad uno sforzo normale N Ed dan. La sezione è 50*50 Rck 400 armata con 4φ16. Indicando con la forza assiale normalizzata rispetto alla resistenza a compressione del solo calcestruzzo si ha ν N Ed /(b*h*f cd )=17000/(50*50*221)=0.031 Il momento ultimo in pressoflessione retta della sezione può essere valutato con: M Rd As*(h-2c)+N Ed *h*(1-ν)/2= dan*cm ( Linee di indirizzo per interventi locali e globali su edifici industriali monopiano non progettati con criteri antisismici ) Ne consegue che il taglio massimo cui il pilastro può essere soggetto è pari a: V M/H= /720=1644 dan Valore decisamente inferiore alla resistenza a taglio V Rd dan La rottura fragile è quindi esclusa. Lo stato limite SLV può sopraggiungere per rotazione alla corda superiore a ¾ della rotazione alla corda ultima. Ipotizzando una dilatazione ultima del calcestruzzo pari a ε c = ed una dilatazione ultima dell acciaio pari a ε s =0.04 la rotazione alla corda ultima è pari a Θu 0.1 rad. La capacità, cioè lo spostamento del punto di controllo per attingere allo SLV per il meccanismo duttile, al netto della rotazione del plinto è quindi δ 0.1*720*3/4 = 54 cm contro una domanda sempre inferiore a 13 cm. La capacità nel caso in esame è data dalla riduzione di resistenza del 15% rispetto alla resistenza massima. 45

46 Stato di fatto al 100% dell azione di progetto in analisi statica non lineare 6.5 Verifica del plinto La verifica del plinto non è gestita all interno dell ambiente pushover. Si analizza il plinto 59 già analizzato in analisi elastica. Si effettuano le verifiche con il programma Plicad poiché il plinto in Sismicad non gestisce i risultati della analisi statica non lineare. Le sollecitazioni massime di momento M2 nell asta 52 connessa al plinto 50 sono in combinazione 1 SLV gruppo1 e valgono: N = dan F2 = -57 dan F3 = 1420 dan M2 = dan*m M3 = -572 dan*m Si riporta di seguito la relazione di calcolo da cui risulta che il plinto è verificato con la sola esclusione del funzionamento verticale a biella delle pareti del bicchiere (Nsd tirante = 8588 Nu tirante = 7868). Il risultato si può considerare accettabile se in presenza di pavimentazione collegata al pilastro. plinto 59 analisi pushover incastro al piede Valori espressi in dan, cm. Metodo di calcolo: stati limite D.M Tipo A Dimensioni del basamento: lungo X = 270 lungo Y = 270 spessore = 40 Dimensioni del sottopilastro: altezza = 100 lungo X = 130 lungo Y = 130 Dimensioni del bicchiere: profondita' = 100 spessore di sommita' lungo X = 25 spessore di sommita' lungo Y = 25 spessore a fondo pozzetto lungo X = 30 spessore a fondo pozzetto lungo Y = 30 Copriferro per il plinto = 4 copriferro per il bicchiere = 3 Calcestruzzo Rck 300 Acciaio per armatura Tensione di snervamento acciaio fyk = 4500 Coeff. di sicurezza parziali dei materiali: calcestruzzo 1.5 acciaio 1.15 Coeff. di sicurezza parziale per carichi permanenti: 1 Coeff. per limitazione tensioni in esercizio: calcestruzzo.45 acciaio.8 Coefficiente Beta EC (7.19).5 Resistenze di calcolo (stati limite ultimi): fcd = fyd = 3913 Tensioni limite dei materiali in condizioni di esercizio : sc = sf = 3600 fctd = 11.9 Pressione limite rottura del terreno: st = 1.5 Sollecitazioni trasmesse dal pilastro (50 x 50 cm) : in condizioni ultime: cond. n. 1 N = Mx = My = Tx = -57 Ty = 1420 in condizioni di esercizio: cond. n. 1 N = Mx = 0 My = 0 Tx = 0 Ty = 0 Pressioni sul terreno in condizioni ultime: st max st min nella cond. n. 1 st media -.94 nella cond. n. 1 sezione interamente reagente in condizioni di esercizio: st max st min nella cond. n. 1 st media -.94 nella cond. n. 1 sezione interamente reagente Verifica sigma di compressione al suolo 46

47 Stato di fatto al 100% dell azione di progetto in analisi statica non lineare st 1.42 >.65 Verifiche di stabilità locale in condizioni ultime: coefficienti di sicurezza traslazione kt min nella cond. n. 1 ribaltamento kr min nella cond. n. 1 Verifiche strutturali in condizioni ultime Verifiche per le sezioni parallele ad Y: flessione (condizione n.1) Armature e momenti di verifica: af = 9.05 a'f = 4.52 Msd = dan*cm (asse o filo pilastro) Msd = dan*cm (filo risega) Mu = dan*cm (asse o filo pilastro) Mu = dan*cm (filo risega) Verifiche per le sezioni parallele ad X: flessione (condizione n.1) Armature e momenti di verifica: af = 9.05 a'f = 4.52 Msd = dan*cm (asse o filo pilastro) Msd = dan*cm (filo risega) Mu = dan*cm (asse o filo pilastro) Mu = dan*cm (filo risega) taglio (condizione n.1) Vsd = dan VRd = dan Verifica a punzonamento per il pilastro. Verifica lungo la faccia del pilastro (condizione n.1) Perimetro uo = 200 cm Altezza utile do = 34.8 cm c1 = cm c2 = cm k(prospetto 6.1) =.6 W(6.40) = cm² Beta(6.39) = 1.71 Carico applicato = dan Reazione del terreno = 2350 dan P.P. del cono * gamma,g = -250 dan Carico punzonanante = dan ved,red(6.53) = dan/cm² vrd,max( 6.4.5) = dan/cm² ved,red <= vrd,max Verifica soddisfatta. Verifica lungo il perimetro di base (condizione n.1) Perimetro u = cm a distanza a = 37 cm (a limite = 69.6 cm) Altezza utile d = 34.8 cm c1 = cm c2 = cm k(prospetto 6.1) =.6 W(6.40) = cm² Beta(6.39) = 1.71 Carico applicato = dan Reazione del terreno = dan P.P. del cono * gamma,g = -894 dan Carico punzonanante = dan Percentuale di acciaio teso : ro,x =.087% ro,y =.087% Area di acciaio totale per punzonamento = 0 cm² 2*(afp,x = 0 cm² ; afp,y = 0 cm²) Area di acciaio necessaria per punzonamento = 0 cm² ved,red( ) = 3.57 dan/cm² vrd(6.50) = 7.66 dan/cm² vrd,cs(6.52) = --- ved,red <= vrd Armatura a punzonamento non necessaria. Verifica soddisfatta. Verifiche del bicchiere in condizioni ultime: Verifiche locali secondo C.N.R /84 punto C (condizione n.1) Tensoflessione orizzontale superiore: sez. parallela X b = 50 h = 25 af = 4.71 a'f = 4.71 Msd = Nsd = Vsd = 468 Mu = Nu = VRd =

48 Stato di fatto al 100% dell azione di progetto in analisi statica non lineare sez. parallela Y b = 50 h = 25 af = 4.71 a'f = 4.71 Msd = Nsd = 468 Vsd = Mu = Nu = 643 VRd = 5621 Funzionamento verticale a biella (af =2.01):Nsd puntone = Nsd tirante = 8588 Nu puntone = Nu tirante = 7868 Verifiche globali sulla sezione di attacco b = 130 h = 130 aft = 8.04 Pressoflessione deviata a fondo pozzetto; (condizione n.1) sezione piena: N = Mx = My = Nu = Mxu = Myu = sezione cava: N = Mx = My = Nu = Mxu = Myu = Taglio secondo x della sezione piena a fondo pozzetto (condizione n.1) Ved (Tx) = -57 VRd = VRcd = max(vrd ; VRsd) = Taglio secondo y della sezione piena a fondo pozzetto (condizione n.1) Ved (Ty) = 1420 VRd = VRcd = max(vrd ; VRsd) = Taglio secondo x della sezione cava a fondo pozzetto (condizione n.1) Ved (Tx) = -57 VRd = VRcd = max(vrd ; VRsd) = Taglio secondo y della sezione piena a fondo pozzetto (condizione n.1) Ved (Ty) = 1420 VRd = VRcd = max(vrd ; VRsd) = Significato dei simboli: Rck = resistenza caratteristica cubica del calcestruzzo fyk = tensione caratteristica di snervamento dell'acciaio beta2 = coefficiente per il calcolo dell'ampiezza delle fessure beta = coefficiente per la verifica a punzonamento scp = tensione agente sulla sezione di calcestruzzo per solo sforzo normale (Nsd/Ac) fcd = resistenza a compressione di calcolo cilindrica del calcestruzzo fyd = resistenza di calcolo dell'acciaio sf = tensione di trazione in esercizio sulle armature (agente e limite) sc = tensione di compressione in esercizio sul calcestruzzo (agente e limite) fctd = resistenza a trazione di calcolo del calcestruzzo st = tensione limite del terreno cond. = condizione N = sforzo normale trasmesso dal pilastro Mx = momento flettente di asse momento X trasmesso dal pilastro My = momento flettente di asse momento Y trasmesso dal pilastro Tx = taglio secondo l'asse X trasmesso dal pilastro Ty = taglio secondo l'asse Y trasmesso dal pilastro st max. = tensione di compressione massima del terreno st min. = tensione di compressione minima del terreno st media = tensione di compressione media del terreno kt min. = minimo rapporto di verifica a stabilità per traslazione kr min. = minimo rapporto di verifica a stabilità per ribaltamento af = area di armatura tesa a'f = area di armatura compressa aft = area di armatura complessiva Msd = momento flettente di calcolo Mu = momento flettente resistente ultimo Vsd = taglio di calcolo Vrd1 = taglio resistente ultimo in assenza di armatura al taglio (DM ) 48

49 Stato di fatto al 100% dell azione di progetto in analisi statica non lineare VRd,c = taglio resistente ultimo in assenza di armatura al taglio (EC2) uo = lunghezza del perimetro di verifica lungo la faccia del pilastro e/o del sottopilastro u1 = lunghezza del perimetro di verifica posto a distanza a dal filo pilastro e/o sottopilastro c1 = proiezione del pilastro parallela all'eccentricità del carico c2 = proiezione del pilastro ortogonale all'eccentricità del carico k = k=k(c1/c2) - prospetto W = ved,red = tensione netta applicata. Relazione vrd,max = valore di progetto del massimo punzonamento resistente lungo la sezione di verifica vrd,c = valore di progetto del punzonamento resistente di un plinto privo di armatura a punzonamento vrd,cs = valore di progetto del punzonamento resistente di un plinto dotato di armatura a punzonamento wk = ampiezza delle fessure srm = distanza media fra le fessure b = base della sezione h = altezza della sezione Nsd = sforzo normale di calcolo Nu = sforzo normale resistente ultimo Mxu = momento flettente Mx resistente ultimo Myu = momento flettente My resistente ultimo Vrd2 = taglio resistente ultimo con riferimento alla rottura delle bielle (DM ) VRd,max = taglio resistente ultimo con riferimento alla rottura delle bielle (EC2) Vrd3 = taglio resistente ultimo in presenza di armatura al taglio (DM ) VRd,s = taglio resistente ultimo in presenza di armatura al taglio (EC2) 6.6 Indicatori di rischio sismico Si ricorda inoltre che tutte le informazioni relative agli indicatori di rischio sismico calcolate in fase di pushover sono accessibili direttamente dall ambiente di Sismicad una volta rivalidate le verifiche mediante il comando VERIFICA EDIFICI ESISTENTI andando a visualizzare l elaborato relativo selezionando un qualsiasi elemento esistente e richiedendo l elaborato mediante doppio clic. In tale elaborato oltre agli indicatori vengono riportate le tabelle relative ai singoli elementi 49

50 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento 7 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento 7.1 Generalità Dalle analisi svolte si ottengono risultati discordanti. La analisi elastica a differenza della analisi pushover prende in esame anche le combinazioni non sismiche che risultano essere le più critiche per le fondazioni. La analisi pushover inoltre accetta la penetrazione in campo plastico dei pilastri che risultano tutti verificati per la azione sismica di base senza riduzioni della stessa. I risultati della analisi statica non lineare, con la notevole duttilità dimostrata dalle sezioni dei pilastri potrebbero, a posteriori, indurre il progettista ad assumere in analisi elastica un fattore di struttura superiore a quello adottato. Spetta al progettista valutare la attendibilità dei risultati delle diverse modellazioni e la necessità di eventuali interventi. Di seguito vengono riportate alcune tecniche di intervento e di miglioramento che è possibile utilizzare in Sismicad al fine di ridurre eventuali criticità presenti nella struttura. Inoltre vengono illustrate le modalità di valutazione delle sollecitazioni da utilizzare nel dimensionamento dei collegamenti tra gli elementi prefabbricati, che abbiamo assunto essere stati realizzati al fine di disporre di un modello non labile. Possibili miglioramenti per singoli elementi strutturali: Miglioramenti per pilastri: incamiciatura in acciaio Miglioramenti per pilastri: incamiciatura in c.a. Miglioramenti per pilastri: introduzione di FRP a taglio Miglioramenti per pilastri: introduzione di FRP a flessione Miglioramenti in fondazione: solidarizzazione del pavimento al complesso pilastro-plinto. I miglioramenti elencati, ad eccezione della incamiciatura in c.a. e dei miglioramenti in fondazione, non modificano i modelli sino ad ora utilizzati per cui nella determinazione delle sollecitazioni per i meccanismi a ribaltamento e in generale per le connessioni si può mantenere lo stesso modello. La cosa non è più valida nel caso in cui si introducano interventi a livello globale, per i quali cambia il modello di calcolo. 7.2 Incamiciatura in acciaio per pilastri in c.a. Tale intervento modifica solamente la verifica a flessione del pilastro e per l analisi lineare non introduce variazioni di sollecitazione. Per esempio si vogliono introdurre 4 angolari 150x5 in acciaio tipo S275 agli spigoli del pilastro con ferri di attesa 8φ24 con copriferro -2.4 cm. Il pilastro ha sezione 50x50 e armatura esistente 4 φ

51 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Si dovrà definire nel DATABASE MATERIALI ACCIAIO dei materiali da utilizzare per gli angolari che devono essere definiti del tipo Sagomato L nel database dei profili acciaio. All interno dell ambiente di verifica dei pilastri a partire dalla versione 12.1 di Sismicad è presente il comando Nuova incamiciatura con angolari Mediante la selezione della quale è possibile aggiungere questo tipo di rinforzo al pilastro andando a selezionare il tipo di acciaio per l angolare stesso, il profilo e nella sezione Piatto le dimensioni e il passo della calastrellatura. 51

52 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Qualora sia attiva l opzione Considera angolare nella pressoflessione si ottiene una situazione di questo tipo, in cui il coefficiente di sicurezza a flessione del pilastro indica una verifica positiva dell elemento stesso. L opzione Considera angolare nella pressoflessione è stata introdotta in quanto al C8A.7.2 il D.M non propone l intervento di incamiciatura in acciaio come aumento della resistenza a flessione. 52

53 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento 7.3 Incamiciatura in calcestruzzo per pilastri in c.a. Tale intervento modifica anche il modello strutturale che risulta diverso da quello iniziale e va a influire sia sulla verifica a flessione del pilastro che su quella a taglio. A tal proposito si ricorda di controllare sempre in VERIFICHE C.A. OPZIONI VERIFICA PILASTRATE IN C.A: quali sono i meccanismi di taglio resistente su cui si fa affidamento (inclinazione delle bielle). Supponendo che la sezione sia incamiciata con ulteriori 15 cm di calcestruzzo (7.5 per parte), si dovrà modificare la sezione nell input da disegno, impostando una sezione 65x65cm. Si risolva nuovamente la struttura e si ricarichi l armatura del pilastro precedentemente definita. Ci si ritrova nella situazione di ridefinire le barre esistenti con copriferro comprensivo dello spessore di incamiciatura, per cui si introdurranno i 4 16 in FeB44k con copriferro 10.5cm Si devono quindi inserire le nuove armature sulla parte esterna di materiale nuovo B450C. La norma preveda di considerare il calcestruzzo del pilastro esistente della stessa classe del calcestruzzo utilizzato per la rifodera (C8A.7.1 Circolare ). Al fine di ottenere il calcolo degli indicatori di rischio sismico è bene dichiarare un materiale esistente con Livello di Conoscenza pari a 3 che fornisce un Fattore di Confidenza pari a 1. 53

54 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento L armatura distribuita all interno della sezione sarà pertanto come la seguente con i 4 ferri esistenti e 8 nuovi ferri Si ottiene pertanto una situazione di questo tipo ed un coefficiente di sicurezza a flessione del pilastro maggiore dell unità. 54

55 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento L introduzione dei bracci di staffa mediani stanno ad indicare la predisposizione di adeguati uncini di contrasto allo sbandamento delle barre poste lungo i lati. 55

56 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento 7.4 Nastraggio con fibre per il taglio di pilastri in c.a. Questo intervento è stato introdotto a solo scopo esemplificativo. Esso infatti in analisi lineare migliora la resistenza a taglio del pilastro che nel caso in esame è ampiamente verificato nello stato di fatto. Si tratta di un intervento che in analisi lineare non introduce variazioni di modellazione. Per applicare il miglioramento è necessario definire un materiale di tipo FRP nel Database dei materiali, accedere al programma di verifica della pilastrata ed eseguire l apposito comando che compare nella schermata dedicata alla verifica a taglio. Il contributo a taglio dell FRP non viene distinto nella finestra di verifica ma viene inglobato all interno della resistenza a taglio, che nel caso in esame passa da dan a dan, avendo utilizzato un nastraggio continuo con materiale FIDCARBON UNIDIR 600 HS240. L inserimento di nastraggio in corrispondenza della zona critica situata in corrispondenza dello spiccato di fondazione ed esteso per la altezza della zona stessa da assumere pari a 1.5 volte la dimensione del pilastro contribuisce a surrogare la assenza di staffatura infittita impedendo lo sbandamento delle armature compresse. Nel caso di analisi elastica ciò potrebbe contribuire alla adozione di un fattore di struttura maggiore. Nel caso di analisi pushover potrebbe garantire il raggiungimento delle rotazioni alla corda ultime evitando la prematura instabilizzazione delle barre compresse. 56

57 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Nel nostro esempio la mancata resistenza del pilastro è dovuta alla scarsa armatura e non a insufficiente resistenza del calcestruzzo A titolo esemplificativo si segnala che il nastraggio con fibre di carbonio del pilastro può rivelarsi utile al fine della verifica a flessione in quanto induce un confinamento della sezione aumentando la resistenza del conglomerato confinato e la corrispondente deformazione ultima. Vedasi quanto riportato nel documento Linee guida per la Progettazione, l Esecuzione ed il Collaudo di Interventi di Rinforzo di strutture di c.a., c.a.p. e murarie mediante FRP (documento approvato il 24/07/2009 dall assemblea generale del Consiglio Superiore LL. PP.) relativamente ad elementi sollecitati da sforzo normale centrato o con piccola eccentricità. Si fa riferimento al 3.5 e in particolare alla formula3.32, in cui viene definita la resistenza di progetto del calcestruzzo confinato f ccd. 2 Dove f l,eff è la pressione efficace di confinamento, che risulta efficace solo se f l,eff /f cd > 0,05. Per il caso in esame risulta essere f ccd f cd f l,eff 29, MPa 22, MPa 1, MPa k eff 0, f l 2,37248 MPa f 0, E f MPa fd,rid 0,004 k H 0, k V 1 57

58 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento k 1 p' f 0 d min f 0 f 1,25 fk 0, a 0,95 n. strati 2 t f,strato 0,337 t f b h r c b' h' 500 mm 0,674 mm 500 mm 500 mm 20 mm 460 mm 460 mm Questo miglioramento comporta una variazione del modello. Il modello di partenza deve essere modificato definendo un nuovo materiale calcestruzzo che abbia un R ck tale da fornire il valore f ccd, mantenendo invariato il modulo di Young, tale valore sarà 67.1 MPa Si riporta di seguito la tabella riepilogativa delle verifiche dei pilastri. Verifica a pressoflessione e taglio dei pilastri; verifica dei nodi Pilastro Pressoflessione Taglio Nodi verif. coeff. moltiplicatore ipga itr coeff.sic. moltiplicat ipga itr coeff. moltiplicat ipga itr Conf. Min.st. sic. ore sic. ore Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata Pilastrata Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata Pilastrata Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata Pilastrata Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata Pilastrata Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata * Pilastrata * 58

59 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Si riporta di seguito una tabella comparativa dello stato di fatto con azione sismica ridotta al 60% e uno stato di progetto per la pressoflessione, con miglioramenti dovuti alla resistenza del calcestruzzo incrementata in relazione al confinamento, sempre con azione sismica ridotta al 60%. Pilastro Pressoflessione Pilastro Pressoflessione confinata coeff.sic. moltiplicatore ipga itr coeff.sic. moltiplicatore ipga itr Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Pilastrata Si evince che tale tipo di intervento sebbene incrementi il coefficiente di sicurezza a pressoflessione, non riesce a eliminare la non verifica che è dovuta a scarsità di armatura. 7.5 Introduzione di irrigidimenti in fondazione solidarizzando una soletta ai pilastri Secondo quanto proposto nel documento Linee di indirizzo per interventi locali e globali su edifici industriali monopiano non progettati con criteri antisismici al 3.8.1, è possibile intervenire a livello di fondazione solidarizzando eventuali pavimentazioni industriali con i pilastri. Tale tipo di intervento si potrebbe modellare con l introduzione di una piastra di fondazione in corrispondenza della pavimentazione dotata di una costante di rigidezza di Winkler molto bassa. La pavimentazione infatti non deve sostenere il carico verticale dei pilastri ma costituire contrasto alla traslazione del pilastro. La introduzione dell irrigidimento in fondazione modifica lo schema di funzionamento dei plinti. In particolare il momento flettente trasmesso dal pilastro non è più assorbito solo da variazioni di pressioni sul terreno della suola prodotte dalla rotazione del plinto ma anche dalla azione orizzontale della pavimentazione cui corrisponde una azione contraria del plinto sul terreno di fondazione. L impedimento alla rotazione del plinto da parte della pavimentazione consiglia di modificare la modellazione adottando uno schema con pilastri incastrati in corrispondenza della quota mediana della pavimentazione. Ne risulta una maggiore rigidezza del fabbricato dovuta anche alla minore lunghezza del pilastro che comporta un incremento della azione sismica. La verifica del plinto potrà essere condotta con il programma Plicad 59

60 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento adottando le sollecitazioni all incastro del pilastro. Perde di significato la verifica delle pareti bicchiere poiché il taglio del pilastro non viene assorbito dalla parete del bicchiere ma dalla pavimentazione. Occorre prestare attenzione alla quota della pavimentazione rispetto all estradosso del plinto. La situazione ideale si ha quando il pavimento risulta a contatto con il dado del plinto che contiene il bicchiere. Si pone attenzione sul fatto che la pavimentazione industriale qualora presente potrebbe essere posizionata ad una quota superiore a quella del bordo del bicchiere del plinto. 60

61 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Una distanza tra estradosso del plinto e intradosso della pavimentazione può produrre un problema di pilastro corto con una forte sollecitazione di taglio nel pilastro. In questo caso l intervento di irrigidimento dovrà consistere non solo nella solidarizzazione della pavimentazione con il pilastro ma dovrà interessare anche il tratto di separazione tra plinto e pavimentazione con un collegamento armato tra i due elementi strutturali. 7.6 Valutazione delle azioni di collegamento tra trave principale e pilastri Al fine del dimensionamento delle connessioni l analisi statica non-lineare non fornisce i massimi valori delle sollecitazioni che le interessano. Per come è organizzata la analisi pushover gli sforzi nelle connessioni, in pratica le sollecitazioni alle estremità delle aste, sono disponibili solo per le soluzioni ottenute agli spostamenti di risposta SLD ed SLV. Nel caso in oggetto si è riscontrata l anomalia che le sollecitazioni nelle connessioni per lo stato limite di danno (SLD) risultano in alcuni casi superiori a quelle per lo stato limite di salvaguardia della vita (SLV). Per poterla utilizzare allo scopo la analisi pushover dovrebbe essere concepita in modo da memorizzare l evoluzione delle sollecitazioni al progredire dello spostamento in modo da utilizzare i valori massimi per il progetto delle connessioni. Per questo motivo si fa riferimento al modello calcolato in analisi elastica con il 100% dell azione sismica. Esso fornisce valori degli sforzi di connessione decisamente superiori a quelli forniti per gli spostamenti di risposta dall analisi statica non-lineare. Le connessioni da realizzare hanno lo scopo di trasformare uno schema di vincolo di appoggio semplice, cioè un carrello che vincola in maniera unilatera il solo grado di libertà per traslazioni verticali, in uno schema di vincolo di tipo cerniera in cui sono libere le rotazioni e vincolate le traslazioni in tutte le direzioni. In pratica per le verifiche delle connessioni si utilizzano le sollecitazioni di taglio e sforzo normale alle estremità delle aste che modellano gli elementi da collegare. Supponiamo di realizzare uno dei collegamenti presenti nel documento Linee di indirizzo per interventi locali e globali su edifici industriali monopiano non progettati con criteri antisismici e in particolare il tipo presente nella scheda N.ID. TP-7 Inserimento di connettori di acciaio bullonati a trave e pilastro con eventuale confinamento, tale intervento mira a collegare tra loro travi e pilastri evitando lo scalzamento e quindi la perdita di appoggio delle strutture orizzontali. Il vincolo fornito è prevalentemente monolatero e deve essere realizzato ad entrambi gli estremi della trave. Si può applicare nei casi in cui: La trave è semplicemente appoggiata alla testa del pilastro, senza alcun dispositivo meccanico che ne impedisca la caduta. Qualora fosse già presente un perno, esso non è in grado di trasferire le azioni derivanti dal sisma di progetto. Le fasi realizzative prevedono: 1. Fissaggio delle squadrette angolari alle travi con tasselli, allo scopo di posizionare le piastre durante il montaggio. 61

62 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento 2. Saldatura delle piastre orizzontali in acciaio di collegamento tra i profili L e UPN lasciandole sporgere ai lati della trave per una lunghezza superiore al filo esterno del profilo UPN da montare sul pilastro. Verificare che la piastra aderisca bene alla faccia della trave. 3. Fissaggio dei profili UPN al pilastro facendo coincidere il lato interno della piastra sporgente (vedi punto precedente). Per migliorare l adattabilità si consiglia di realizzare nel profilo UPN fori con asole orizzontali. 4. Solidarizzazione della piastra orizzontale ai profili UPN con cordoni d angolo, saldare anche gli spigoli orizzontali della piastra ai lati corti delle UPN. 5. Unione tra i profili UPN adiacenti con piastra metallica saldata allo scopo di far collaborare tra loro i profili. Come al punto precedente, se la distanza del profilo lo consente, saldare anche gli spigoli orizzontali della piastra ai lati corti delle UPN. Si adatta questo tipo di connessione alla situazione di un pilastro d angolo in cui all esterno sono presenti tamponamenti come da figura seguente. Poiché trave e pilastro presentano il medesimo spessore si tassella direttamente il profilo UPN alla trave e al pilastro. 62

63 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Per determinare le sollecitazioni cui deve resistere la connessione innanzitutto si controlla nel modello l orientamento del sistema di riferimento locale dell asta o delle aste collegate al pilastro. Per esempio ci riferiamo alle travi contraddistinte dal riquadro. Le aste di interesse sono le numero 176, 198, 444, 466 che hanno un sistema di riferimento locale con asse 1 coincidente con l asse dell asta e asse 3 orizzontale. Ciò comporta che utilizzeremo i parametri di sollecitazione F3 (asse blu) e F1 (asse rosso). 63

64 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Si possono determinare le sollecitazioni in VISTE NUOVA VISTA SOLLECITAZIONI ASTE e richiedere gli inviluppi per i due parametri F1 e F3 64

65 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Si ricerca attraverso il comando MODIFICA TROVA l asta 176, 198, 444,

66 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Si seleziona il diagramma di ciascuna asta e si opera direttamente sulla Finestra delle proprietà. Ricercando i valori di estremità si possono estrapolare le sollecitazioni massime per le aste in esame. Dalla finestra delle proprietà si evince che la sollecitazione massima in valore assoluto per il parametro F3 è 4660 dan e per F1 è 5417 dan. Altra maniera per determinare i valori massimi di tali parametri di sollecitazione per dimensionare un unico collegamento è quella di ricercare i valori massimi relativi alle aste che si connettono ai pilastri. 66

67 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento In vista struttura si ricercano le travi con la sezione di aggancio al pilastro, nell esempio quelle rettangolari con sezione 50x72 attraverso il comando MODIFICA TROVA. Richiedendo le correiate nella vista modello attraverso lo strumento Visualizza solo selezione otteniamo la visualizzazione di solo questi elementi. Si crea poi uno schema di relazione con all interno le sole sollecitazioni estreme aste e attraverso il pulsante modifica si opera la selezione delle aste visualizzate e come contesti si lasciano solamente quelli relativi allo SLU e SLV. 67

68 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Ricercando i valori massimi in valore assoluto si trova che la sollecitazione massima F1 vale 5417 dan e quella per F3 vale 4660 dan, le sollecitazioni massime e minime ovviamente non si hanno contemporaneamente, come risulta dalla tabella sottostante. 68

69 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Sollecitazioni con sforzo normale (N) minimo Viene mostrata solo l'asta piu' sollecitata. Asta Cont. Pos. Soll.traslazionale Ind. n.br. F1 F2 F SLV Sollecitazioni con sforzo normale (N) massimo Viene mostrata solo l'asta piu' sollecitata. Asta Cont. Pos. Soll.traslazionale Ind. n.br. F1 F2 F SLV Sollecitazioni con taglio T3 minimo Viene mostrata solo l'asta piu' sollecitata. Asta Cont. Pos. Soll.traslazionale Ind. n.br. F1 F2 F SLV Sollecitazioni con taglio T3 massimo Viene mostrata solo l'asta piu' sollecitata. Asta Cont. Pos. Soll.traslazionale Ind. n.br. F1 F2 F SLV Si faccia riferimento ad uno schema tipo quello rappresentato nell immagine sottostante considerando come profilo di collegamento un UPN260 si acciaio tipo S275 collegato con dei bulloni ad alta resistenza classe 8.8 del diametro di 30mm con area resistente pari a 5.61 cmq e fyb = 6490 dan/cmq e ftb =8000 dan/cmq. 69

70 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Mx y Vy Vx My y Ponendo che il punto di applicazione della forza tagliante sia a metà dell altezza della sezione di testa della trave avremo Vx = 4660 dan Vy = 5417 dan My = 4660 x ( ) = danm Mx = 5417 x ( ) = danm Essendo le caratteristiche geometriche del profilo quelle riportate in figura, 70

71 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Per la verifica a flessione e taglio del profilo otteniamo: Mpl,Rd,x = dancm > dancm OK! Mpl,Rd,y = dancm > dancm OK! Vpl,Rd,x = dan > 5417 dan OK! Vpl,Rd,y = dan > 4660 dan OK! Si esclude la verifica a torsione in quanto nella giunzione con profilo UPN singolo la giunzione viene realizzata introducendo anche una squadretta tra trave e pilastro per assorbire tale sollecitazione. Le verifiche secondo ETAG No 001 Linea guida per il benestare tecnico europeo di Ancoranti metallici da utilizzare nel calcestruzzo Allegato C: Metodo di progettazione degli ancoraggi, prevedono la verifica di meccanismi a trazione e taglio del collegamento secondo le tabelle riportate rispettivamente ai punti e

72 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Si riportano di seguito i meccanismi di rottura analizzati rispettivamente per trazione (N) e taglio (V): - Rottura dell acciaio - Cedimento per sfilamento - Rottura del cono del calcestruzzo Rottura per fessurazione - Rottura dell acciaio - Rottura per pryout del calcestruzzo - Rottura del bordo di calcestruzzo Sperimentalmente le rotture avvengono lato acciaio. Numericamente le formule predicono rotture lato calcestruzzo per sollecitazioni di molto inferiori alle rotture lato acciaio. Inoltre la resistenza lato calcestruzzo con tassellature composte da più di un tassello richiedono, per avere incrementi di resistenza, spaziature ampie non ipotizzabili nelle fattispecie di cui si tratta. La differenza di resistenza tra le valutazioni numeriche e quelle sperimentali sono dovute alla non considerazione della presenza delle armature metalliche che, come vedremo nel prosieguo, possono giustificare le resistenze sperimentali. Ci si riferisce allo schema seguente: 72

73 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Si riportano di seguito le verifiche per il bullone di connessione della trave M30 classe 8.8 per le sollecitazioni relative alle 16 combinazioni SLV di cui si sono ricavati i valori mediante uno schema di relazione opportuno. Si noti la pratica non realizzabilità della soluzione adottata (foratura di dimensioni che rischiano di danneggiare gli elementi), dovuta alla considerazione della rottura lato calcestruzzo Di seguito si riportano le verifiche effettuate secondo ETAG per la tassellatura della trave relativamente alle aste d angolo e per le 4 combinazioni che hanno fornito i valori estremi, cioè SLV 3, SLV 5, SLV11 e SLV15. 73

74 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Diametro bullone 30 mm Classe bullone 8.8 Area resistente 561 mmq fyb 649 MPa fub 800 MPa M,s, trazione 1, M,s, taglio 1,25 1 1,2 2,trazione 1,2 2,taglio 1 c 1,5 M,c,trazione 2,16 M,c,taglio 1,8 TRAZIONE TAGLIO Tipo rottura Rottura dell'acciaio per trazione Rottura dell'acciaio per sfilamento Rottura del cono di calcestruzzo Rottura per fessurazione dovuta al carico Rottura dell'acciaio senza braccio di leva Rottura per pryout / scalzamento del calcestruzzo N Rk,s N N Rk,p ,6 N N 0 Rk,c ,4 N N 0 Rk,sp ,4 N V Rk,s N k 2 V 0 Rk,c ,9 N N Sd ,5 N N Sd,p ,6 N A c,n mmq A c,n mmq V Sd,s N V Rk,cp ,179 N d nom 30 mm A 0 c,n mmq A 0 c,n mmq V Sd,cp ,655 N l f 350 mm h ef 350 mm h ef 350 mm c mm f ck,cubo 40 MPa h 500 mm A c,v mmq s cr,n 1050 mm f ck,cubo 40 MPa A 0 c,v mmq c cr,n 1575 mm s cr,n 1050 mm h ef 350 mm y s,n 1 c cr,n 1575 mm h 500 mm y re,n 1 y s,n 1 f ck,cubo 40 MPa y ec,n 1 y re,n 1 s cr,n 1050 mm e N 0 y ec,n 1 c cr,n 1575 mm y ucr,n 1,4 e N 0 y s,v 0,988 N Rk,c ,6 N y ucr,n 1,4 y h,v 1 N Sd,c ,6 N y h,sp 1, y,v 1 N Rk,sp ,4 N y ec,v 1 N Sd,sp ,8 N e V 0 y ucr,v 1 V Rk,c V Sd,c Rottura del bordo di calcestruzzo 99508,33 N 55282,41 N Combinazione Asta V ed N ed V Rd,min N Rd,min b N b V b N +b V SLV , ,86-0, , ,20097 SLV , ,86 0, , , SLV , ,86 0, , , SLV , ,86 0, , , SLV , ,86-0, , ,01901 SLV , ,86-0, , , SLV , ,86 0, , , SLV , ,86 0, , , SLV , ,86 0,1157-0, ,32639 SLV , ,86 0, , , SLV , ,86-0, , ,96195 SLV , ,86-0, , ,53608 SLV , ,86 0, , ,07923 SLV , ,86 0, , , SLV , ,86 0, , ,83754 SLV , ,86-0, , ,58071 Di seguito si riportano le verifiche effettuate secondo ETAG per le tassellature dei pilastri relativamente alle aste d angolo e per le 4 combinazioni che hanno fornito i valori estremi, cioè SLV 3, SLV 5, SLV11 e SLV15. In questo caso essendo il baricentro della bullonatura eccentrico rispetto al punto di applicazione della forza, oltre alle sollecitazioni ricavate dal modello si deve tenere in considerazione per la bullonatura anche di una trazione e un taglio dovuti al momento di trasporto generato dal taglio F3, per cui si avrà un N trasporto addizionale pari a F3 x ( ) / 50 ed un V trasporto addizionale sul bullone più esterno pari a F1 x ( ) x 25 / ( ) sul bullone più sollecitato. Si vede che per i meccanismi di taglio la resistenza minore è quella per rottura del bordo di calcestruzzo e vale dan, che porta a delle non verifiche. 74

75 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Diametro bullone 30 mm Classe bullone 8.8 Area resistente 561 mmq fyb 649 MPa fub 800 MPa M,s, trazione 1, M,s, taglio 1,25 1 1,2 2,trazione 1,2 2,taglio 1 c 1,5 M,c,trazione 2,16 M,c,taglio 1,8 TRAZIONE TAGLIO Tipo rottura Rottura dell'acciaio per trazione Rottura dell'acciaio per sfilamento Rottura del cono di calcestruzzo Rottura per fessurazione dovuta al carico Rottura dell'acciaio senza braccio di leva Rottura per pryout / scalzamento del calcestruzzo N Rk,s N N Rk,p ,4 N N 0 Rk,c ,4 N N 0 Rk,sp ,4 N V Rk,s N k 2 V 0 Rk,c ,9 N N Sd ,5 N N Sd,p ,7 N A c,n mmq A c,n mmq V Sd,s N V Rk,cp ,7952 N d nom 30 mm A 0 c,n mmq A 0 c,n mmq V Sd,cp ,7751 N l f 350 mm h ef 350 mm h ef 350 mm c mm f ck,cubo 40 MPa h 500 mm A c,v mmq s cr,n 1050 mm f ck,cubo 40 MPa A 0 c,v mmq c cr,n 1575 mm s cr,n 1050 mm h ef 350 mm y s,n 1 c cr,n 1575 mm h 500 mm y re,n 1 y s,n 1 f ck,cubo 40 MPa y ec,n 0, y re,n 1 s cr,n 1050 mm e N 27 y ec,n 0, c cr,n 1575 mm y ucr,n 1,4 e N 0 y s,v 0,988 N Rk,c ,4 N y ucr,n 1,4 y h,v 1 N Sd,c ,7 N y h,sp 1, y,v 1 N Rk,sp ,3 N y ec,v 0, N Sd,sp ,5 N e V 27 y ucr,v 1 V Rk,c V Sd,c Rottura del bordo di calcestruzzo ,7 N 75552,62 N Combinazione Asta V ed N ed V ed, tr N ed,tr V ed,tot N ed,tot V Rd,min N Rd,min b N b V b N +b V SLV ,8-3964,16-919,8-6572, , ,57 0, , , SLV , , ,8 2693, , ,57 0, , , SLV , , , , , ,57 0, , , SLV , , , , , ,57 0, , , SLV , , , , , ,57 0, ,3192 0, SLV , , , ,57 0, ,6487 2, SLV ,6 1921, ,6 3185, , ,57 0, , , SLV , , , , , ,57 0, , , SLV , , , , , ,57 0, , , SLV , , , , , ,57 0, , , SLV , , ,3-7522,2 7555, ,57 0, , ,89818 SLV , , , ,3 7555, ,57 0, , , SLV , ,2-4462, ,2 7555, ,57 0, , , SLV , ,6 7020, ,6 7555, ,57 0, , , SLV , , ,4 2351, , ,57 0, , , SLV , , , , , ,57 0, , , Esautorando la resistenza del solo bordo di calcestruzzo si ottiene una resistenza minima pari a dan che porta a tutte verifiche ampiamente positive come mostrato nella tabella seguente. Combinazione Asta V ed N ed V ed, tr N ed,tr V ed,tot N ed,tot V Rd,min N Rd,min b N b V b N +b V SLV ,8-3964,16-919,8-6572, ,57 0, , , SLV , , ,8 2693, ,57 0, , , SLV , , , , ,57 0, , , SLV , , , , ,57 0, , , SLV , , , , ,57 0, , , SLV , , ,57 0, , , SLV ,6 1921, ,6 3185, ,57 0, , , SLV , , , , ,57 0, , , SLV , , , , ,57 0, , , SLV , , , , ,57 0, , , SLV , , ,3-7522, ,57 0, , , SLV , , , , ,57 0, , , SLV , ,2-4462, , ,57 0, , , SLV , ,6 7020, , ,57 0, , , SLV , , ,4 2351, ,57 0, , , SLV , , , , ,57 0, , ,

76 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Dalla verifica eseguita precedentemente si rileva che la resistenza minima coinvolge il meccanismo di rottura del bordo di calcestruzzo a taglio che si rifà al dell ETAG No 001 Linea guida per il benestare tecnico europeo di Ancoranti metallici da utilizzare nel calcestruzzo Allegato C: Metodo di progettazione degli ancoraggi, tale metodologia di verifica però non tiene conto della staffatura presente nel pilastro. Si propone di seguito una connessione realizzata mediante tasselli meccanici tipo Fischer FZA 22x125 M16 in acciaio gvz supponendo di escludere la rottura a taglio del bordo di calcestruzzo. I tasselli Fischer FZA 22x125 M16 hanno le caratteristiche riportate nella seguente tabella, e, singolarmente e trascurando le rotture lato calcestruzzo, presentano i seguenti valori di resistenza: V R = 6590 dan N R = 9430 dan Ci si rifà ad uno schema di questo tipo 76

77 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Per le sollecitazioni, sul lato trave il baricentro della tassellatura coincide con il punto di applicazione del taglio della trave per cui non vi sono effetti dovuti al trasporto delle sollecitazioni, mentre sul lato pilastro si considera un eccentricità pari a =64.5 cm che è la distanza del baricentro della tassellatura rispetto a metà altezza della trave. Pertanto dove di è la distanza del bullone dal baricentro della bullonatura e. Il cono di rottura del volume di calcestruzzo per il caso in esame viene mostrato nella figura sottostante, e si può notare come esso sia comunque interessato dalle barre che formano le staffature della trave e del pilastro. 77

78 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Considerando che una singola barra 6 in acciaio FeB44k resiste ad una trazione di x 4300 / 1.15 = 1056 dan, in relazione alle staffe effettivamente presenti (2 8/10) si può escludere il meccanismo di rottura a taglio del bordo di calcestruzzo. Vengono di seguito riportate le tabelle relative alle due verifiche. Combinazione Asta V ed N ed V ed,tot N ed,tot V ed,tassello N ed,tassello V Rd,min N Rd,min b N b V b N +b V SLV , , , , SLV ,25 267, , , , SLV , , , , SLV , , , , SLV ,25 928, , , , SLV ,75 762, , , , SLV , , , SLV , , , , SLV , , , SLV , , , , SLV , , , , SLV , , , , SLV , , , , SLV ,5 213, , , , SLV ,25 233, , , ,16522 SLV , , , ,

79 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Combinazione Asta V ed N ed d V ed,trasporto N ed,trasporto V ed,tot N ed,tot V ed,tassello N ed,tassello,max V Rd,min N Rd,min b N b V b N +b V SLV ,5-319, ,2-684, ,2 202, , ,3434 0, , SLV , , , , , , , , SLV ,5 3049, ,2 6538, ,2 1946, , , , , SLV ,5 862, ,8 1849, ,8 550, , ,4914 0, , SLV ,5 836, , , , , , , , SLV ,5-4320, ,5-9263, ,5 2755, , ,4016 0, , SLV ,5 2604, ,6 5584, ,6 1662, , , , , SLV ,5-366, ,2-785, ,2 232, , , , , SLV ,5-2136,3 4807,4-4580,3 7043,4 1362, , , , , SLV ,5 2242, ,6 4808, ,6 1431, , , , , SLV ,5-3901, , , , , , , , , SLV ,5-1430, , , ,2 911, , , , , SLV ,5-1548, , , , , , , SLV ,5 2435, , , , , , , , , SLV ,5-4280, , , , , , , , , SLV ,5-2249, ,2-4822, ,2 1434, , , , ,51097 Per le connessioni dei pilastri perimetrali ed interni si sviluppa il calcolo secondo ETAG tenendo in considerazione anche la rottura del calcestruzzo e il trasporto delle sollecitazioni, nell ipotesi di verifica ocn bullonature e non con tasselli meccanici. Si adatta tale tipo di connessione alla situazione di un pilastro perimetrale in cui un lato è occupato dai tamponamenti per cui non è possibile inserire un perno passante, pertanto si tassella direttamente il profilo UPN alla trave e al pilastro. Per determinare le sollecitazioni cui deve resistere la connessione innanzitutto si va a vedere nel modello l orientamento del sistema di riferimento locale dell asta che modella la testa del pilastro, in generale per aste verticali si farà riferimento all asse locale 2 e 3, per cui le sollecitazioni da controllare saranno quelle relative ad F2 ed F3. Le aste sono le 50, 55, 318, 323 e le verifiche vengono eseguite e riportate per tutte le combinazioni SLV. 79

80 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Ci si riferisce allo schema seguente. Di seguito si riporta la verifica del bullone M posizionato sulla trave. 80

81 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Diametro bullone 30 mm Classe bullone 8.8 Area resistente 561 mmq fyb 649 MPa fub 800 MPa M,s, trazione 1, M,s, taglio 1,25 1 1,2 2,trazione 1,2 2,taglio 1 c 1,5 M,c,trazione 2,16 M,c,taglio 1,8 TRAZIONE TAGLIO Tipo rottura Rottura dell'acciaio per trazione Rottura dell'acciaio per sfilamento Rottura del cono di calcestruzzo Rottura per fessurazione dovuta al carico Rottura dell'acciaio senza braccio di leva Rottura per pryout / scalzamento del calcestruzzo N Rk,s N N Rk,p ,6 N N 0 Rk,c ,4 N N 0 Rk,sp ,4 N V Rk,s N k 2 V 0 Rk,c ,9 N N Sd ,5 N N Sd,p ,6 N A c,n mmq A c,n mmq V Sd,s N V Rk,cp ,179 N d nom 30 mm A 0 c,n mmq A 0 c,n mmq V Sd,cp ,655 N l f 350 mm h ef 350 mm h ef 350 mm c mm f ck,cubo 40 MPa h 500 mm A c,v mmq s cr,n 1050 mm f ck,cubo 40 MPa A 0 c,v mmq c cr,n 1575 mm s cr,n 1050 mm h ef 350 mm y s,n 1 c cr,n 1575 mm h 500 mm y re,n 1 y s,n 1 f ck,cubo 40 MPa y ec,n 1 y re,n 1 s cr,n 1050 mm e N 0 y ec,n 1 c cr,n 1575 mm y ucr,n 1,4 e N 0 y s,v 0,988 N Rk,c ,6 N y ucr,n 1,4 y h,v 1 N Sd,c ,6 N y h,sp 1, y,v 1 N Rk,sp ,4 N y ec,v 1 N Sd,sp ,8 N e V 0 y ucr,v 1 V Rk,c V Sd,c Rottura del bordo di calcestruzzo 99508,33 N 55282,41 N 81

82 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Combinazione Asta V ed N ed V Rd,min N Rd,min b N b V b N +b V A saldatura s perpendic t perpendic SLV , ,86-0, , , ,97-69,83 42,31 81,64 112,14 SLV , ,86-0, , , ,97-69,83 42,31 81,64 112,14 SLV , ,86 0, , , ,97 101,23 45,08 110,82 146,31 SLV , ,86 0, , , ,97 101,23 45,08 110,82 146,31 SLV , ,86-0, , , ,97-284,32 7,31 284,41 291,62 SLV , ,86-0, , , ,97-284,32 7,31 284,41 291,62 SLV , ,86 0, , , ,97 285,85 16,62 286,33 302,46 SLV , ,86 0, , , ,97 285,85 16,62 286,33 302,46 50 SLV , ,86-0, , , ,97-297,16-19,86 297,82 317,02 SLV , ,86-0, , , ,97-297,16-19,86 297,82 317,02 SLV , ,86 0, , , ,97 273,06-10,55 273,26 283,61 SLV , ,86 0, , , ,97 273,06-10,55 273,26 283,61 SLV , ,86-0, , , ,97-112,49-48,32 122,43 160,81 SLV , ,86-0, , , ,97-112,49-48,32 122,43 160,81 SLV , ,86 0, , , ,97 58,57-45,49 74,16 104,06 SLV , ,86 0, , , ,97 58,57-45,49 74,16 104,06 SLV , ,86-0, , , ,97-113,67 49,44 123,95 163,11 SLV , ,86-0, , , ,97-113,67 49,44 123,95 163,11 SLV , ,86 0, , , ,97 55,45 52,21 76,16 107,66 SLV , ,86 0, , , ,97 55,45 52,21 76,16 107,66 SLV , ,86-0, , , ,97-296,04 12,85 296,32 308,89 SLV , ,86-0, , , ,97-296,04 12,85 296,32 308,89 SLV , ,86 0, , , ,97 267,76 22,21 268,68 289,97 SLV , ,86 0, , , ,97 267,76 22,21 268,68 289,97 55 SLV , ,86-0, , , ,97-283,26-15,67 283,69 298,93 SLV , ,86-0, , , ,97-283,26-15,67 283,69 298,93 SLV , ,86 0, , , ,97 280,54-6,31 280,62 286,85 SLV , ,86 0, , , ,97 280,54-6,31 280,62 286,85 SLV , ,86-0,0623-0, , ,97-70,95-45,67 84,37 116,61 SLV , ,86-0,0623-0, , ,97-70,95-45,67 84,37 116,61 SLV , ,86 0, , , ,97 98,17-42,84 107,11 141,01 SLV , ,86 0, , , ,97 98,17-42,84 107,11 141,01 SLV , ,86-0, , , ,97-61,46 47,49 77,67 108,95 SLV , ,86-0, , , ,97-61,46 47,49 77,67 108,95 SLV , ,86 0, , , ,97 109,60 50,32 120,60 159,92 SLV , ,86 0, , , ,97 109,60 50,32 120,60 159,92 SLV , ,86-0, , , ,97-275,12 10,90 275,34 286,02 SLV , ,86-0, , , ,97-275,12 10,90 275,34 286,02 SLV , ,86 0, , , ,97 295,10 20,21 295,79 315,31 SLV , ,86 0, , , ,97 295,10 20,21 295,79 315, SLV , ,86-0,2522-0, , ,97-287,20-17,68 287,75 304,88 SLV , ,86-0,2522-0, , ,97-287,20-17,68 287,75 304,88 SLV , ,86 0, , , ,97 283,02-8,37 283,14 291,39 SLV , ,86 0, , , ,97 283,02-8,37 283,14 291,39 SLV , ,86-0, ,1467-0, ,97-101,71-47,79 112,37 149,49 SLV , ,86-0, ,1467-0, ,97-101,71-47,79 112,37 149,49 SLV , ,86 0, , , ,97 69,36-44,96 82,65 114,32 SLV , ,86 0, , , ,97 69,36-44,96 82,65 114,32 SLV , ,86-0, , , ,97-102,00 54,45 115,62 156,45 SLV , ,86-0, , , ,97-102,00 54,45 115,62 156,45 SLV , ,86 0, , , ,97 68,83 57,28 89,54 126,10 SLV , ,86 0, , , ,97 68,83 57,28 89,54 126,10 SLV , ,86-0, , , ,97-286,97 14,44 287,33 301,40 SLV , ,86-0, , , ,97-286,97 14,44 287,33 301,40 SLV , ,86 0, , , ,97 282,49 23,86 283,50 306,35 SLV , ,86 0, , , ,97 282,49 23,86 283,50 306, SLV , ,86-0, , , ,97-274,65-17,09 275,18 291,74 SLV , ,86-0, , , ,97-274,65-17,09 275,18 291,74 SLV , ,86 0, , , ,97 294,75-7,60 294,84 302,35 SLV , ,86 0, , , ,97 294,75-7,60 294,84 302,35 SLV , ,86-0, , , ,97-61,05-50,44 79,19 111,49 SLV , ,86-0, , , ,97-61,05-50,44 79,19 111,49 SLV , ,86 0, , , ,97 109,78-47,61 119,66 157,39 SLV , ,86 0, , , ,97 109,78-47,61 119,66 157,39 Di seguito si riporta la verifica del bullone M posizionato sul pilastro. 82

83 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Diametro bullone 30 mm Classe bullone 8.8 Area resistente 561 mmq fyb 649 MPa fub 800 MPa M,s, trazione 1, M,s, taglio 1,25 1 1,2 2,trazione 1,2 2,taglio 1 c 1,5 M,c,trazione 2,16 M,c,taglio 1,8 TRAZIONE TAGLIO Tipo rottura Rottura dell'acciaio per trazione Rottura dell'acciaio per sfilamento Rottura del cono di calcestruzzo Rottura per fessurazione dovuta al carico Rottura dell'acciaio senza braccio di leva Rottura per pryout / scalzamento del calcestruzzo N Rk,s N N Rk,p ,6 N N 0 Rk,c ,4 N N 0 Rk,sp ,4 N V Rk,s N k 2 V 0 Rk,c ,9 N N Sd ,5 N N Sd,p ,6 N A c,n mmq A c,n mmq V Sd,s N V Rk,cp ,179 N d nom 30 mm A 0 c,n mmq A 0 c,n mmq V Sd,cp ,655 N l f 350 mm h ef 350 mm h ef 350 mm c mm f ck,cubo 40 MPa h 500 mm A c,v mmq s cr,n 1050 mm f ck,cubo 40 MPa A 0 c,v mmq c cr,n 1575 mm s cr,n 1050 mm h ef 350 mm y s,n 1 c cr,n 1575 mm h 500 mm y re,n 1 y s,n 1 f ck,cubo 40 MPa y ec,n 1 y re,n 1 s cr,n 1050 mm e N 0 y ec,n 1 c cr,n 1575 mm y ucr,n 1,4 e N 0 y s,v 0,988 N Rk,c ,6 N y ucr,n 1,4 y h,v 1 N Sd,c ,6 N y h,sp 1, y,v 1 N Rk,sp ,4 N y ec,v 1 N Sd,sp ,8 N e V 0 y ucr,v 1 V Rk,c V Sd,c Rottura del bordo di calcestruzzo ,7 N 75552,62 N 83

84 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Combinazione Asta V ed N ed V ed, tr N ed,tr V ed,tot N ed,tot V Rd,min N Rd,min b N b V b N +b V A saldatura s perpendic t perpendic SLV , ,2 1809, ,2 5528, ,86 0, , , ,97-69,83 42,31 81,64 112,14 SLV , ,2 1809, ,2 5528, ,86 0, , , ,97-69,83 42,31 81,64 112,14 SLV ,8 2611, ,8 4329, , ,86 0, , , ,97 101,23 45,08 110,82 146,31 SLV ,8 2611, ,8 4329, , ,86 0, , , ,97 101,23 45,08 110,82 146,31 SLV , , , ,86 0, , , ,97-284,32 7,31 284,41 291,62 SLV , , , ,86 0, , , ,97-284,32 7,31 284,41 291,62 SLV , ,52 710, , , ,86 0, , , ,97 285,85 16,62 286,33 302,46 SLV , ,52 710, , , ,86 0, , , ,97 285,85 16,62 286,33 302,46 50 SLV , ,36-849, ,4 5528, ,86 0, , , ,97-297,16-19,86 297,82 317,02 SLV , ,36-849, ,4 5528, ,86 0, , , ,97-297,16-19,86 297,82 317,02 SLV , ,68-451, , , ,86 0, , , ,97 273,06-10,55 273,26 283,61 SLV , ,68-451, , , ,86 0, , , ,97 273,06-10,55 273,26 283,61 SLV ,4-2901, ,4-4810, , ,86 0, , , ,97-112,49-48,32 122,43 160,81 SLV ,4-2901, ,4-4810, , ,86 0, , , ,97-112,49-48,32 122,43 160,81 SLV , , , , , ,86 0, , , ,97 58,57-45,49 74,16 104,06 SLV , , , , , ,86 0, , , ,97 58,57-45,49 74,16 104,06 SLV , , , , , ,86 0, , , ,97-113,67 49,44 123,95 163,11 SLV , , , , , ,86 0, , , ,97-113,67 49,44 123,95 163,11 SLV , , , , , ,86 0, , , ,97 55,45 52,21 76,16 107,66 SLV , , , , , ,86 0, , , ,97 55,45 52,21 76,16 107,66 SLV , ,48 549, ,5 5528, ,86 0, , , ,97-296,04 12,85 296,32 308,89 SLV , ,48 549, ,5 5528, ,86 0, , , ,97-296,04 12,85 296,32 308,89 SLV , ,88 950, , , ,86 0, , , ,97 267,76 22,21 268,68 289,97 SLV , ,88 950, , , ,86 0, , , ,97 267,76 22,21 268,68 289,97 55 SLV , ,64-670, ,6 5528, ,86 0, , , ,97-283,26-15,67 283,69 298,93 SLV , ,64-670, ,6 5528, ,86 0, , , ,97-283,26-15,67 283,69 298,93 SLV , ,72-269, , , ,86 0, , , ,97 280,54-6,31 280,62 286,85 SLV , ,72-269, , , ,86 0, , , ,97 280,54-6,31 280,62 286,85 SLV , , , ,86 0,0623 0, , ,97-70,95-45,67 84,37 116,61 SLV , , , ,86 0,0623 0, , ,97-70,95-45,67 84,37 116,61 SLV , , , , , ,86 0, , , ,97 98,17-42,84 107,11 141,01 SLV , , , , , ,86 0, , , ,97 98,17-42,84 107,11 141,01 SLV , , , , , ,86 0, , , ,97-61,46 47,49 77,67 108,95 SLV , , , , , ,86 0, , , ,97-61,46 47,49 77,67 108,95 SLV , ,2 2152, ,2 5528, ,86 0, , , ,97 109,60 50,32 120,60 159,92 SLV , ,2 2152, ,2 5528, ,86 0, , , ,97 109,60 50,32 120,60 159,92 SLV ,2-7096,88 466, ,9 5528, ,86 0, , , ,97-275,12 10,90 275,34 286,02 SLV ,2-7096,88 466, ,9 5528, ,86 0, , , ,97-275,12 10,90 275,34 286,02 SLV , ,16 864, , , ,86 0, , , ,97 295,10 20,21 295,79 315,31 SLV , ,16 864, , , ,86 0, , , ,97 295,10 20,21 295,79 315, SLV , ,5 5528, ,86 0, , , ,97-287,20-17,68 287,75 304,88 SLV , ,5 5528, ,86 0, , , ,97-287,20-17,68 287,75 304,88 SLV , ,56-357, , , ,86 0, , , ,97 283,02-8,37 283,14 291,39 SLV , ,56-357, , , ,86 0, , , ,97 283,02-8,37 283,14 291,39 SLV , , , , , ,86 0, , , ,97-101,71-47,79 112,37 149,49 SLV , , , , , ,86 0, , , ,97-101,71-47,79 112,37 149,49 SLV , , , , , ,86 0, , , ,97 69,36-44,96 82,65 114,32 SLV , , , , , ,86 0, , , ,97 69,36-44,96 82,65 114,32 SLV , , , , , ,86 0, , , ,97-102,00 54,45 115,62 156,45 SLV , , , , , ,86 0, , , ,97-102,00 54,45 115,62 156,45 SLV , , , , , ,86 0, , , ,97 68,83 57,28 89,54 126,10 SLV , , , , , ,86 0, , , ,97 68,83 57,28 89,54 126,10 SLV ,4-7402,4 617, ,4 5528, ,86 0, , , ,97-286,97 14,44 287,33 301,40 SLV ,4-7402,4 617, ,4 5528, ,86 0, , , ,97-286,97 14,44 287,33 301,40 SLV ,6 7286, , , , ,86 0, , , ,97 282,49 23,86 283,50 306,35 SLV ,6 7286, , , , ,86 0, , , ,97 282,49 23,86 283,50 306, SLV ,8-7084,72-730, ,7 5528, ,86 0, , , ,97-274,65-17,09 275,18 291,74 SLV ,8-7084,72-730, ,7 5528, ,86 0, , , ,97-274,65-17,09 275,18 291,74 SLV , ,04-325, , , ,86 0, , , ,97 294,75-7,60 294,84 302,35 SLV , ,04-325, , , ,86 0, , , ,97 294,75-7,60 294,84 302,35 SLV , , , , , ,86 0, , , ,97-61,05-50,44 79,19 111,49 SLV , , , , , ,86 0, , , ,97-61,05-50,44 79,19 111,49 SLV , , , , , ,86 0, , , ,97 109,78-47,61 119,66 157,39 SLV , , , , , ,86 0, , , ,97 109,78-47,61 119,66 157,39 Si adatta tale tipo di connessione alla situazione di un pilastro perimetrale in cui un lato è occupato dai tamponamenti per cui non è possibile inserire un perno passante, pertanto si tassella direttamente il profilo UPN alla trave e al pilastro. 84

85 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Per determinare le sollecitazioni cui deve resistere la connessione innanzitutto si va a vedere nel modello l orientamento del sistema di riferimento locale dell asta che modella la testa del pilastro, in generale per aste verticali si farà riferimento all asse locale 2 e 3, per cui le sollecitazioni da controllare saranno quelle relative ad F2 ed F3. Le aste sono le 15, 25, 35, 278, 288, 298, 308, 380 di cui si richiedono le sollecitazioni massime e minime mediante opportuni schemi di relazione generati come precedentemente mostrato. Vengono mostrate le sole 8 aste piu' sollecitate. 85

86 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Si ottengono i seguenti risultati utilizzati nelle tabelle di verifica. Asta Cont. Pos. Soll.traslazionale Ind. n.br. F2 F SLV SLV SLV SLV SLV SLV SLV SLV Sollecitazioni con taglio T2 massimo Vengono mostrate le sole 8 aste piu' sollecitate. Asta Cont. Pos. Soll.traslazionale Ind. n.br. F2 F SLV SLV SLV SLV SLV SLV SLV SLV Sollecitazioni con taglio T3 minimo Vengono mostrate le sole 8 aste piu' sollecitate. Asta Cont. Pos. Soll.traslazionale Ind. n.br. F2 F SLV SLV SLV SLV

87 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento 25 SLV SLV SLV SLV Sollecitazioni con taglio T3 massimo Vengono mostrate le sole 8 aste piu' sollecitate. Asta Cont. Pos. Soll.traslazionale Ind. n.br. F2 F SLV SLV SLV SLV SLV SLV SLV SLV Ci si riferisce allo schema seguente. 87

88 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Diametro bullone 30 mm Classe bullone 8.8 Area resistente 561 mmq fyb 649 MPa fub 800 MPa M,s, trazione 1, M,s, taglio 1,25 1 1,2 2,trazione 1,2 2,taglio 1 c 1,5 M,c,trazione 2,16 M,c,taglio 1,8 TRAZIONE TAGLIO Tipo rottura Rottura dell'acciaio per trazione Rottura dell'acciaio per sfilamento Rottura del cono di calcestruzzo Rottura per fessurazione dovuta al carico Rottura dell'acciaio senza braccio di leva Rottura per pryout / scalzamento del calcestruzzo N Rk,s N N Rk,p ,6 N N 0 Rk,c ,4 N N 0 Rk,sp ,4 N V Rk,s N k 2 V 0 Rk,c ,9 N N Sd ,5 N N Sd,p ,6 N A c,n mmq A c,n mmq V Sd,s N V Rk,cp ,179 N d nom 30 mm A 0 c,n mmq A 0 c,n mmq V Sd,cp ,655 N l f 1000 mm h ef 350 mm h ef 350 mm c mm f ck,cubo 40 MPa h 500 mm A c,v mmq s cr,n 1050 mm f ck,cubo 40 MPa A 0 c,v mmq c cr,n 1575 mm s cr,n 1050 mm h ef 1000 mm y s,n 1 c cr,n 1575 mm h 500 mm y re,n 1 y s,n 1 f ck,cubo 40 MPa y ec,n 1 y re,n 1 s cr,n 3000 mm e N 0 y ec,n 1 c cr,n 4500 mm y ucr,n 1,4 e N 0 y s,v 0,988 N Rk,c ,6 N y ucr,n 1,4 y h,v 1 N Sd,c ,6 N y h,sp 1, y,v 1 N Rk,sp ,4 N y ec,v 1 N Sd,sp ,8 N e V 0 y ucr,v 1 V Rk,c V Sd,c Rottura del bordo di calcestruzzo ,9 N 68198,27 N Saldatura Combinazione Asta V ed N ed V Rd,min N Rd,min b N b V b N +b V A saldatura s perpendic t perpendic SLV , ,86 0, , , ,97 66,41-30,70 73,16 97,11 SLV , ,86 0, , , ,97 22,98-71,95 75,53 94,93 15 SLV , ,86-0, , , ,97-23,33 68,47 72,34 91,81 SLV , ,86-0, , , ,97-66,82 27,16 72,13 93,99 SLV , ,86 0, , , ,97 67,29-31,82 74,44 99,11 SLV , ,86 0, , , ,97 23,22-76,60 80,04 99,82 25 SLV , ,86-0,0207 0, , ,97-23,57 73,24 76,94 96,81 SLV , ,86-0,0594 0, , ,97-67,65 28,46 73,39 96,11 SLV , ,86 0, , , ,97 67,29-15,08 68,96 82,38 SLV , ,86 0, , , ,97 16,26 73,54 75,32 89,80 35 SLV , ,86-0, , , ,97-16,62-76,90 78,67 93,51 SLV , ,86-0,0594 0, , ,97-67,65 11,73 68,66 79,37 SLV , ,86 0, , , ,97 70,00 12,61 71,13 82,61 SLV , ,86 0, , , ,97 17,03-69,18 71,24 86, SLV , ,86-0, , , ,97-17,50 71,48 73,59 88,98 SLV , ,86-0, , , ,97-70,47-10,31 71,23 80,79 SLV , ,86 0, , , ,97 70,89 14,20 72,30 85,09 SLV , ,86 0, , , ,97 17,27-73,95 75,94 91, SLV , ,86-0, , , ,97-17,74 76,19 78,23 93,93 SLV , ,86-0, , , ,97-71,36-11,96 72,35 83,32 SLV , ,86 0, , , ,97 70,89 31,58 77,61 102,47 SLV , ,86 0, , , ,97 24,34 76,49 80,26 100, SLV , ,86-0, , , ,97-24,75-74,19 78,21 98,94 SLV , ,86-0, , , ,97-71,36-29,34 77,16 100,70 SLV , ,86 0, , , ,97 70,00 30,64 76,42 100,64 SLV , ,86 0, , , ,97 24,04 72,36 76,25 96, SLV , ,86-0, ,1739-0, ,97-24,51-69,89 74,06 94,40 SLV , ,86-0, , , ,97-70,47-28,17 75,90 98,64 SLV , ,86 0, , , ,97 66,47-13,55 67,84 80,02 SLV , ,86 0, , , ,97 16,03 69,30 71,13 85, SLV , ,86-0, , , ,97-16,38-72,71 74,54 89,10 SLV , ,86-0, , , ,97-66,82 10,19 67,59 77,02 88

89 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Diametro bullone 30 mm Classe bullone 8.8 Area resistente 561 mmq fyb 649 MPa fub 800 MPa M,s, trazione 1, M,s, taglio 1,25 1 1,2 2,trazione 1,2 2,taglio 1 c 1,5 M,c,trazione 2,16 M,c,taglio 1,8 TRAZIONE TAGLIO Tipo rottura Rottura dell'acciaio per trazione Rottura dell'acciaio per sfilamento Rottura del cono di calcestruzzo Rottura per fessurazione dovuta al carico Rottura dell'acciaio senza braccio di leva Rottura per pryout / scalzamento del calcestruzzo N Rk,s N N Rk,p ,6 N N 0 Rk,c ,4 N N 0 Rk,sp ,4 N V Rk,s N k 2 V 0 Rk,c ,9 N N Sd ,5 N N Sd,p ,6 N A c,n mmq A c,n mmq V Sd,s N V Rk,cp ,179 N d nom 30 mm A 0 c,n mmq A 0 c,n mmq V Sd,cp ,655 N l f 1000 mm h ef 350 mm h ef 350 mm c mm f ck,cubo 40 MPa h 500 mm A c,v mmq s cr,n 1050 mm f ck,cubo 40 MPa A 0 c,v mmq c cr,n 1575 mm s cr,n 1050 mm h ef 1000 mm y s,n 1 c cr,n 1575 mm h 500 mm y re,n 1 y s,n 1 f ck,cubo 40 MPa y ec,n 1 y re,n 1 s cr,n 3000 mm e N 0 y ec,n 1 c cr,n 4500 mm y ucr,n 1,4 e N 0 y s,v 0,988 N Rk,c ,6 N y ucr,n 1,4 y h,v 1 N Sd,c ,6 N y h,sp 1, y,v 1 N Rk,sp ,4 N y ec,v 1 N Sd,sp ,8 N e V 0 y ucr,v 1 V Rk,c V Sd,c Rottura del bordo di calcestruzzo ,7 N 93204,3 N Saldatura Combinazione Asta V ed N ed V ed, tr N ed,tr V ed,tot N ed,tot V Rd,min N Rd,min b N b V b N +b V A saldatura s perpendic t perpendic SLV , , , , , ,86 0, ,0559 0, ,97 66,41-30,70 73,16 97,11 SLV ,92 592,8-3076,92 982,8 9320, ,86 0, ,131-0, ,97 22,98-71,95 75,53 94,93 15 SLV ,24-601, ,24-997, , ,86-0, , , ,97-23,33 68,47 72,34 91,81 SLV , , , , , ,86-0, , , ,97-66,82 27,16 72,13 93,99 SLV ,8 1735, ,8 2877, , ,86 0, , , ,97 67,29-31,82 74,44 99,11 SLV , , , ,86 0, , , ,97 23,22-76,60 80,04 99,82 25 SLV , , , ,86-0,0207 0, , ,97-23,57 73,24 76,94 96,81 SLV , , , , , ,86-0,0594 0, , ,97-67,65 28,46 73,39 96,11 SLV , ,84-645, , , ,86 0, , , ,97 67,29-15,08 68,96 82,38 SLV ,96 419, ,96 695, , ,86 0, , , ,97 16,26 73,54 75,32 89,80 35 SLV ,6-428, ,6-710, , ,86-0, , , ,97-16,62-76,90 78,67 93,51 SLV , ,96 501, , , ,86-0,0594 0, , ,97-67,65 11,73 68,66 79,37 SLV , ,76 539, , , ,86 0, , , ,97 70,00 12,61 71,13 82,61 SLV ,48 439, ,48 728, , ,86 0, , , ,97 17,03-69,18 71,24 86, SLV ,76-451, ,76-748, , ,86-0, , , ,97-17,50 71,48 73,59 88,98 SLV , , , ,86-0, , , ,97-70,47-10,31 71,23 80,79 SLV , ,56 607, , , ,86 0, , , ,97 70,89 14,20 72,30 85,09 SLV ,6 445, ,6 738, , ,86 0, , , ,97 17,27-73,95 75,94 91, SLV ,36-457, ,36-758, , ,86-0, , , ,97-17,74 76,19 78,23 93,93 SLV , ,72-511, , , ,86-0, , , ,97-71,36-11,96 72,35 83,32 SLV , , , , , ,86 0, , , ,97 70,89 31,58 77,61 102,47 SLV ,96 627, , , , ,86 0, , , ,97 24,34 76,49 80,26 100, SLV ,68-638,4-3172, ,4 9320, ,86-0, , , ,97-24,75-74,19 78,21 98,94 SLV , , , , , ,86-0, , , ,97-71,36-29,34 77,16 100,70 SLV ,4 1805, ,4 2993, , ,86 0, , , ,97 70,00 30,64 76,42 100,64 SLV ,56 620, , , , ,86 0, , , ,97 24,04 72,36 76,25 96, SLV ,72-632, , , , ,86-0, , , ,97-24,51-69,89 74,06 94,40 SLV , , , , , ,86-0, , , ,97-70,47-28,17 75,90 98,64 SLV ,6 1714,56-579,6 2842, , ,86 0, , , ,97 66,47-13,55 67,84 80,02 SLV ,52 413, ,52 685, , ,86 0, , , ,97 16,03 69,30 71,13 85, SLV ,68-422, ,68-700, , ,86-0, ,1324-0, ,97-16,38-72,71 74,54 89,10 SLV , ,68 435, , , ,86-0, , , ,97-66,82 10,19 67,59 77,02 Si vuol fare notare come tale tipologia di collegamento che è rimasta la medesima del pilastro d angolo risulti ampiamente verificata e sovrabbondante per le sollecitazioni risultanti sui pilastri interni. 89

90 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento 7.7 Valutazione delle azioni di collegamento tra tegoli e travi principali Il procedimento per eseguire questo tipo di verifica è analogo al precedente. Anche in questo caso si valutano le sollecitazioni di taglio e sforzo normale. Il collegamento deve trasformare il semplice appoggio tra tegoli e travi principali in un vincolo di tipo cerniera, al fine di eliminare la possibilità di scorrimento mutuo degli elementi che può provocare la perdita dell appoggio. Si procederà nella seguente maniera: Individuazione delle aste che forniscono i valori di taglio massimi e minimi nelle direzioni di interesse (F1 ed F3) Stampa delle sollecitazioni nelle combinazioni SLV per le 4 aste che risultano dalla ricerca precedente Importazione dei valori nel foglio di calcolo utilizzato per le verifiche considerando che per gli ancoraggi alle travi la sollecitazione viene divisa per gli 8 bulloni di aggancio e che non si considera solamente il taglio e non + presente una sollecitazione di trazione. Si visualizzano nella finestra struttura tutti i tegoli di copertura Se ne selezionano i correlati nella finestra modello attraverso il comando seleziona correlati nella finestra modello, a questo punto mediante il comando ELABORATI RELAZIONI SCHEMI RELAZIONE si ricercano le aste che forniscono rispettivamente F1minimo, F1massimo, F3minimo e F3 massimo, per fare ciò si aggiunge ad uno schema vuoto il capitolo Sollecitazioni estreme aste presente in Risultati numerici Sollecitazioni aste che attraverso il comando MODIFICA verrà impostato nella seguente maniera. 90

91 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento A questo punto si imposta lo schema del capitolo come da immagine sottostante, con Tabella N = Si e Tabella T3 = Si e Righe N =1 e Righe T3 = 1 in quanto si ricercano i massimi e minimi solamente di F1 ed F3. 91

92 Valutazione dello stato di progetto e degli interventi di miglioramento o adeguamento Dalla stampa di tale relazione otteniamo le seguenti informazioni: Asta Cont. Pos. Soll.traslazionale Ind. n.br. F1 F SLV Sollecitazioni con sforzo normale (N) massimo Viene mostrata solo l'asta piu' sollecitata. Asta Cont. Pos. Soll.traslazionale Ind. n.br. F1 F SLV Sollecitazioni con taglio T3 minimo Viene mostrata solo l'asta piu' sollecitata. Asta Cont. Pos. Soll.traslazionale Ind. n.br. F1 F SLV Sollecitazioni con taglio T3 massimo Viene mostrata solo l'asta piu' sollecitata. Asta Cont. Pos. Soll.traslazionale Ind. n.br. F1 F SLV Si creerà pertanto un capitolo con le sollecitazioni nelle combinazioni SLV per le aste evidenziate in maniera analoga a quella appena descritta, dove nella finestra modello si ricercheranno mediante il comando TROVA le aste con indice 200, 214, 240, 508 e si richiederà il capitolo Sollecitazioni aste in combinazioni di carico. Per la verifica si divide la sollecitazione trovata per il numero di puti di aggancio (8) e si compongono i due tagli. Per la verifica si predispone una connessione del tipo mostrato in figura E ci si rifà al seguente schema. 92