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1 SOMMARIO 1 PREMESSA CARATTERISTICHE DELL EDIFICIO ESISTENTE E INTERVENTI PROGETTUALI LEGGI E NORMATIVE DI RIFERIMENTO METODO DI VERIFICA E MATERIALI IMPIEGATI ANALISI DEI CARICHI AZIONE DEL VENTO ANALISI SISMICA AZIONE SISMICA CONDIZIONI DI CARICO ELEMENTARI E LORO COMBINAZIONI FORZE SISMICHE DI PIANO DESCRIZIONE DEL MODELLO AGLI ELEMENTI FINITI (FEM) RISULTATI DELLE ANALISI VERIFICHE ALLO STATO LIMITE ULTIMO Verifiche degli elementi in acciaio Verifiche dei nuclei in cemento armato...3

2 1 Premessa Nella presente relazione sono riportati i calcoli relativi al progetto definitivo di ampliamento ed adeguamento sismico di uno degli edifici del complesso dell Air Control Center (ACC) di Ciampino (RM), di proprietà ENAV S.P.A. In particolare la relazione si riferisce all edificio evidenziato in Fig. 1. La struttura dell edificio esistente è realizzata in acciaio e si sviluppa su due piani. In sintesi il progetto completo prevede in secondo lotto la sopraelevazione di un piano, da utilizzare come area tecnica. I primi due piani sono invece destinati ad uffici. Il progetto compreso nel primo lotto prevede il rinforzo di molte delle membrature principali in acciaio; inoltre, nell ottica di rendere la struttura sismicamente adeguata sono previsti il rinforzo del nucleo di comunicazione verticale in cemento armato esistente e la realizzazione di un secondo nucleo scale in cemento armato, disposto simmetricamente a quello esistente rispetto all asse trasversale dell edificio. Il progetto risponde alle ultime disposizioni normative, facendo riferimento alle nuove Norme Tecniche per le costruzioni, emanate con D.M. Min LL. PP del 14/09/2005. In base alla recente zonazione sismica il comune di Ciampino ricade in Zona 3. Considerata la funzione dell edificio la classe di importanza di progetto è la 2, corrispondente ad una vita utile di progetto pari a 100 anni. Da un punto di vista sismico ciò significa considerare accelerazioni di picco al suolo incrementate del 40% rispetto a quelle utilizzate per il progetto delle strutture di ordinaria importanza. Fig. 1 pianta chiave

3 2 Caratteristiche dell edificio esistente e interventi progettuali L edificio esistente ha pianta rettangolare di lati pari a circa 15x70 m. La struttura portante è costituita da tre telai longitudinali in acciaio, a sette campate e due piani. I pilastri sono realizzati con profili HEB 240 ad eccezione della prima ed ultima colonna di ogni singolo telaio, che hanno sezione composta ad H con nucleo scatolare. Le travi sono continue e realizzate con profili IPE 450, singoli o doppi affiancati, rispettivamente per i telai di bordo e per quello centrale. Nel telaio centrale le due travi sono affiancate simmetricamente al pilastro. Nei telai di bordo, invece, le travi sono disassate rispetto alle colonne di circa 45 cm, e sono a queste collegate per mezzo di mensole di sezione pari a quelle della colonna, soltanto i pilastri d angolo sono in asse alle travi e con queste collegati direttamente. Non esistono veri e propri telai trasversali; i telai longitudinali sono tra loro connessi soltanto da travi di bordo su lato corto dell edificio, aventi sezione IPE 450, e dai solai. Questi ultimi sono realizzati con travetti in acciaio tipo IPE posti ad interasse 120 cm e da casseforme a perdere in lamiera di forma ad U rovescia, le cui estremità sono appoggiate sulle ali inferiori dei travetti. Il solaio è completato da un getto in calcestruzzo di spessore variabile, tipicamente pari a ca. 5 cm e maggiore in corrispondenza dei travetti, e rete elettrosaldata. Il nucleo scale esistente è composto da due setti trasversali in cemento armato, di spessore pari a ca. 25 cm e lunghezza 6 m, posti a distanza 2.8 m. Tali setti si estendono per tutto l attuale sviluppo verticale dell edificio e sono tra loro collegati soltanto dai pianerottoli di piano, realizzati con soletta in cemento armato e sono irrigiditi dalle rampe in cemento armato, ancorate a sbalzo sugli stessi. Il progetto prevede la sopraelevazione di un piano dell edificio, che si realizza prolungando le colonne esistenti e riproponendo i telai longitudinali aventi travi IPE 450. Il nuovo solaio è realizzato in lamiera grecata e getto di completamento, è tessuto trasversalmente all edificio e poggiato in parte sui telai longitudinali in parte su travi rompitratta longitudinali HEB 360 poggiate a loro volta su travi trasversali HEB 450. Il solaio del secondo piano, attualmente avente funzione di copertura, andrà regolarizzato con getto di calcestruzzo alleggerito, comportando aumento dei carichi permanenti che si aggiunge a quello dovuto alla realizzazione del terzo piano. Si prevede pertanto il consolidamento delle strutture in acciaio esistenti intervenendo con piatti metallici posti generalmente sulle ali dei profili, in qualche caso anche sull anima. Le fondazioni verranno consolidate con l utilizzo di micropali, dimensionati per portare i sovraccarichi permanenti ed accidentali aggiunti allo scenario di carico esistente con i nuovi interventi. Da un punto di vista sismico oggi la struttura appare vulnerabile soprattutto in direzione trasversale per l assenza di telai in tale direzione e per la presenza di un solo nucleo scale in posizione fortemente eccentrica, considerata anche la forma particolarmente allungata della costruzione, avente rapporto tra i lati pari a circa 4.5. In direzione longitudinale la presenza delle scale e dei pianerottoli non può essere considerata sufficientemente adeguata ad innescare l accoppiamento dei setti attualmente presenti, considerate anche le maggiori incertezze costruttive che si hanno negli edifici

4 esistenti. Tali pareti sono perciò particolarmente vulnerabili ad azioni orizzontali fuori dal loro piano, quindi alle componenti sismiche in direzione longitudinale. Per conseguire l adeguamento sismico dell edificio nel progetto è prevista la realizzazione di un secondo nucleo di comunicazione verticale in cemento armato, simmetrico rispetto a quello esistente ed avente medesime dimensioni planimetriche. Il nuovo nucleo è pensato avere forma scatolare, in modo da realizzare un comportamento d insieme delle pareti. Sul lato longitudinale interno, dove sono previsti i vani di accesso, la continuità della sezione scatolare è assicurata da un comportamento a telaio costituito dalle spallette ai lati delle aperture e dalle travi alte che le collegano. Per i setti esistenti è previsto il completamento della scatola resistente con la realizzazione delle pareti poste sui lati paralleli al lato lungo dell edificio, in modo da rendere il nucleo esistente del tutto simile a quello di nuova costruzione e conferire alla struttura maggiore regolarità in pianta. Per quanto riguarda la possibile interazione con edifici contigui, di particolare importanza in zona sismica, l edificio in oggetto confina con un corpo scale che consente il passaggio all adiacente e più grande fabbricato. Tuttavia la struttura in oggetto ed il corpo scale saranno resi strutturalmente indipendenti tramite un giunto strutturale. 3 Leggi e Normative di riferimento Nella stesura del progetto e della relazione di calcolo si sono considerate le seguenti norme: Legge n 1086 del 5/11/1971 e conseguente D.M. ministero LL.PP. del 09/01/1996 Norme tecniche per l esecuzione delle opere in cemento armato normale e precompresso e per le strutture metalliche ; D.M. ministero LL.PP. 16/01/1996 Norme tecniche relative ai criteri generali per la verifica di sicurezza delle costruzioni e dei carichi e sovraccarichi ; Circolare n 156 AA.GG./STC del Istruzioni per l applicazione delle Norme tecniche relative ai criteri generali per la verifica di sicurezza delle costruzioni e dei carichi e sovraccarichi. CNR Costruzioni in acciaio: istruzioni per il calcolo, l esecuzione, il collaudo e la manutenzione. S.O. n.159 della G.U. 23 settembre 2005 n. 222 Norme Tecniche per le costruzioni Ordinanza P. C. M. 20 marzo 2003 n Primi elementi in materia di criteri generali per la classificazione sismica del territorio nazionale e di normative tecniche per le costruzioni in zona sismica e successive modifiche 2 ottobre 2003 n e 3 maggio 2005 n D.M. Min LL. PP 14/09/2005 Norme tecniche per le costruzioni

5 4 Metodo di verifica e materiali impiegati Per la verifica di tutti gli elementi strutturali si è utilizzato il metodo agli stati limite, come previsto dalle nuove Norme Tecniche per le costruzioni. Si riportano le caratteristiche meccaniche assunte nelle analisi ed i relativi coefficienti di sicurezza parziali: Acciaio per carpenteria Tipo Fe 360 fyd = 235 N/mmq tensione di snervamento γm = 1.15 coefficiente parziale di sicurezza del materiale γed = 1.05 coefficiente di modello γm = γm x γed = 1.21 fd = N/mmq resistenza di calcolo Es = N/mmq Cemento armato strutture esistenti Calcestruzzo Rck 25 N/mmq γm = 1.9 coefficiente parziale di sicurezza del materiale f cd = 13.2 N/mmq resistenza di calcolo a compressione Ec = N/mmq Acciaio FeB 38 K aderenza migliorata fyk = 375 N/mmq γm,s = 1.15 coefficiente parziale di sicurezza del materiale fyd = N/mmq resistenza di calcolo Cemento armato strutture nuove Calcestruzzo Rck 30 N/mmq γm = 1.9 coefficiente parziale di sicurezza del materiale f cd = 15.6 N/mmq resistenza di calcolo a compressione

6 Ec = N/mmq Acciaio FeB 44 K aderenza migliorata fyk = 430 N/mmq γm,s = 1.15 coefficiente parziale di sicurezza del materiale fyd = N/mmq resistenza di calcolo 5 Analisi dei carichi Nelle analisi si è fatto riferimento ai seguenti valori dei carichi e sovraccarichi permanenti e accidentali: Pesi specifici dei materiali acciaio cemento armato vetro 7850 DaN/mc 2500 DaN/mc 2500 DaN/mc Carichi permanenti Solaio piano terzo (copertura) imperm. + pendenze controsoff.+imp. nuovo solaio Totale Solaio piano secondo Soletta Travetti esistenti tramezzi pav.flottante controsoff.+imp. strato livellante nuovo solaio nuovi profili Totale 1,50 kn/mq 0,30 kn/mq 2,05 kn/mq 3,85 kn/mq 1,25 kn/mq 0,21 kn/mq 1,20 kn/mq 0,60 kn/mq 0,30 kn/mq 1,40 kn/mq 1,70 kn/mq 0,09 kn/mq 6,75 kn/mq

7 Solaio piano primo Soletta Travetti esistenti tramezzi pav.flottante controsoff.+imp. nuovo solaio nuovi profili Totale 1,25 kn/mq 0,21 kn/mq 1,20 kn/mq 0,60 kn/mq 0,30 kn/mq 1,70 kn/mq 0,09 kn/mq 5,35 kn/mq Vetrate vetro sp profili alluminio Totale 0,50 kn/mq 0,10 kn/mq 0,60 kn/mq Parapetto copertura (blocchi forati) blocchi forati h parapetto peso/ml 1,10 kn/mq 1,00 m 1,10 kn/ml Scale Peso cls 3,75 kn/mq grado +sottogrado 1,00 kn/mq intonaco 0,35 kn/mq pendenza 30 Totale 5,89 kn/mq Carichi accidentali Uffici non aperti al pubblico Coperture praticabili Scale 2,00 kn/mq 2,00 kn/mq 4,00 kn/mq carichi permanenti a metro quadro impianti 20 DaN/mq

8 controsoffitto pavimentazione tegole tramezzatura coibentazione copertura lamiera piegata sp. 6 mm per scale 20 DaN/mq 40 DaN/mq 60 DaN/mq 40 DaN/mq 10 DaN/mq 5 DaN/mq carichi accidentali a metro quadro accidentali locali adibiti a ufficio accidentali locali adibiti ad archivio accidentali locali aperti al pubblico scale copertura non accessibile 200 DaN/mq 600 DaN/mq 300 DaN/mq 500 DaN/mq 50 DaN/mq 6 Azione del vento Secondo le indicazioni del DM2005 le azioni dovute al vento, per edifici a pianta rettangolare, possono essere calcolate in termini di pressioni e depressioni statiche equivalenti agenti normalmente alla facciata considerata. Il calcolo viene eseguito considerando la facciata principale, avente larghezza maggiore. Parametri di zona Zona 3 vrefo = 27 m/s a0 = 500 m/s ka = 0,02 1/s as = 100 m altitudine sito s.l.m. vref = 27,0 m/s Amplificazione della velocità di riferimento in funzione del periodo di ritorno Classe struttura = 2 Tr = 1000 anni k = 0,2 n = 0,5 p = 0,001 probabilità annuale di eccedenza del vento ar = 1,157 fattore di amplificazione

9 Coefficienti di esposizione e topografia vr = 31,2 m/s = Vref * ar ClaRug = D Classe rugosità CatEsp = II Categoria di esposizione z0 = 0,05 m (parametro funzione della categoria di esposizione) zmin = 4 m (parametro funzione della categoria di esposizione) kr = 0,19 (parametro funzione della categoria di esposizione) ct = 1,0 coefficiente di topografia cd = 0,9 coefficiente dinamico ρ = 1,25 kg/m3 densità aria Calcolo delle pressioni statiche equivalenti Cpe1 = 0,8 coefficiente pressione esterna sopravvento Cpe2 = 0,4 coefficiente pressione esterna sottovento L = 68,35 m larghezza facciata principale La distribuzione delle pressioni ed il calcolo della risultante è riportato di seguito. Nella tabella i simboli utilizzati sono calcolati con le seguenti espressioni: Coefficiente di esposizione delle pressioni Cev(z) = kr (ct α(z) (7+ct α(z)) 0.5 per z zmin Cev(z) = Cev(zmin) per z < zmin Vp = Cev(z) vr Velocità di picco q = 0.5 Ce(z) vr 2 Pressione cinetica di picco We1 = cpe1 cd q pressione statica equivalente esterna sopravvento We2 = cpe2 cd q pressione statica equivalente esterna sottovento Fvento = forza totale (risultante sopravvento + risultante sottovento) pressioni esterne z α Cev Vp qsoprav Wsoprav qsottov Wsottov Wtot Fvento m - - m/s N/mq N/mq N/mq N/mq N/mq kn 1,0 4,4 1,34 41, ,0 4,4 1,34 41, ,0 4,4 1,34 41,

10 4,0 4,4 1,34 41, ,0 4,6 1,39 43, ,0 4,8 1,43 44, ,0 4,9 1,46 45, ,0 5,1 1,49 46, ,0 5,2 1,51 47, ,0 5,3 1,53 47, ,0 5,4 1,55 48, ,2 5,5 1,57 49, sopravvento sottovento z(m) W(N/mq) Distribuzione delle pressioni in altezza In definitiva la risultante delle azioni del vento è pari a 1220 kn, che moltiplicata per il coefficiente di combinazione γq = 1.5, fornisce un azione di calcolo pari a 1830 kn. Tale valore è minore della risultante delle azioni sismiche, pari a 3853 kn ( 10). Per l edificio in oggetto le pressioni del vento sono trasmesse dalle facciate alle strutture in corrispondenza dei solai, così come per le forze sismiche. Per l edificio in oggetto quindi l analisi può essere limitata alla condizione sismica, che è la più sfavorevole considerato anche che le eccentricità accidentali, da considerare per entrambe le condizioni di carico, producono risultanti maggiori nel caso del sisma.

11 7 Analisi sismica Data la regolarità dell edificio, si è optato per un analisi lineare statica equivalente (metodo q). Le forze di piano F i sono state calcolate assumendo una distribuzione lineare degli spostamenti. Sono state considerati inoltre degli effetti torsionali accidentali, sommando ad ogni piano agli effetti delle forze statiche quelli dovuti ai momenti Mi = F i x e ai, dove e ai rappresenta un eccentricità accidentale (pari al 5% del lato dell edificio considerato). 8 Azione sismica L accelerazione di picco al suolo è stata dedotta dalla classificazione riportata nell Ordinanza 3274 e s.m.i., nella quale il comune di Ciampino ricade in zona 3, con una accelerazione di picco al suolo di ag base = 0.15 g. Nelle nuove Norme Tecniche per le costruzioni di classe 2, tale accelerazione va moltiplicata per un coefficiente di esposizione pari a 1.4, da cui si ottiene ag = 0.21g. La descrizione dell azione sismica, sempre secondo Le Norme Tecniche, deve tener conto anche dei possibili effetti di amplificazione locale determinati dalla natura e dallo spessore degli strati di terreno più superficiali. In mancanza di studi più approfonditi ciò può essere fatto individuando la categoria di suolo su cui l opera insiste e di conseguenza la forma spettrale da agganciare al valore di a g relativo alle condizioni di sito rigido. Nel caso in esame come categoria di terreno può essere assunta la C. I parametri che caratterizzano l azione sismica sono di seguito riportati. Zona sismica 3 a g S T B T C = 0.21g accelerazione al suolo per condizioni di sito rigido e Tr = 1000 anni = 1.25 fattore che tiene conto del profilo stratigrafico del terreno di fondazione = 0.15 sec ascissa dello spettro in cui inizia il ramo ad accelerazione costante = 0.5 sec. ascissa dello spettro in cui finisce il ramo ad accelerazione costante α1/αu 1,1 edifici a pareti non accoppiate q0 4,4 strutture a pareti KD 0,7 basa duttilità KR 1 regolarità in altezza q 3,08 = q0 x KD x KR I periodi propri di vibrazione della struttura sono stati calcolati mediante analisi modale di un modello agli elementi finiti tridimensionale con cui è stata schematizzata l intera struttura ( 11). L analisi, relativamente ai modi di vibrazione principali, ha fornito i seguenti valori: 1 modo (traslazionale in Y) T = 0.13 sec

12 10 modo (traslazionale in X) T = 0.07 sec 15 modo (torsionale attorno Z) T = 0.05 sec I modi tra questi compresi sono modi locali delle travi di copertura, con basso fattore di partecipazione e quindi non indicativi del comportamento globale della struttura. Per la determinazione delle accelerazioni spettrali si è fatto riferimento agli spettri di progetto indicati nelle nuove Norme Tecniche. Per lo stato limite ultimo entrambi i periodi fondamentali in X e in Y ricadono nel primo ramo dello spettro, che per il fattore di struttura qui considerato risulta essere decrescente. Data la modesta differenza tra le accelerazioni spettrali corrispondenti, in via semplificata ed in favore di sicurezza nelle analisi si è utilizzata la maggiore delle due per entrambe le direzioni. Per lo stato limite di danno invece entrambi i periodi ricadono nella zona piatta dello spettro corrispondente. Le accelerazioni spettrali di progetto riferite agli stati limite ultimo (SLU) e stato limite di danno (SLD), moltiplicate per 1.4 (struttura con classe di importanza 2) sono rispettivamente: Sd SLU = = g Sd SLD = = g 9 Condizioni di carico elementari e loro combinazioni Per valutare le sollecitazioni più gravose per la struttura si sono considerate diverse condizioni di carico, tra loro combinate come di seguito riportato. Condizioni di carico elementari PERM carichi permanenti ACC carichi accidentali FX forze sismiche in direzione X FY forze sismiche in direzione Y TORSX momento di piano dovuto alle eccentricità accidentali (sisma principale in X) TORSY momento di piano dovuto alle eccentricità accidentali (sisma principale in Y) Le forze dovute al vento non sono state considerate perché di entità minore rispetto a quelle sismiche (Cfr. 6) Combinazioni di carico La condizione statica di progetto (STAT nel programma agli elementi finiti) è esprimibile come:

13 γ G PERM + γ Q ACC In cui γ G = 1.4 γ Q = 1.5 La generica combinazione sismica è data dall espressione: γ E E i + γ G PERM + Σ(ψ 2i γ Q ACC ) In cui γ E = γ G = γ Q = 1 ψ 2i = 0.3 per uffici e scale 0.2 per le coperture La combinazione di progetto (SISM nel programma agli elementi finiti) è l inviluppo delle diverse combinazioni sismiche, ottenute variando la generica azione sismica E i. E i è determinata secondo le prescrizioni di normativa che prevedono di sommare agli effetti dell azione sismica nella direzione principale considerata il 30% degli effetti del sisma nella direzione a questa ortogonale. Inoltre devono essere considerate le eccentricità addizionali in entrambe le direzioni (pari al 5% della dimensione dell edificio nella direzione ortogonale all azione sismica principale), e con segno opposto in modo da massimizzarne gli effetti. Di tali eccentricità si è tenuto conto applicando nel baricentro di ogni piano rigido un momento agente Mz attorno all asse verticale. Dette F i la forza sismica agente sul piano i-esimo ed e x, e y le eccentricità accidentali rispettivamente in direzione Y ed X, il momento generico ha entità pari a: Sisma principale in X: TORSX = F i x (e y e x ) Sisma principale in Y: TORSY = F i x (e x e y ) L edificio ha lati di dimensione Bx m By m Da cui e x = 0.05 x Bx = 3.42 m e y = 0.05 x By = 0.67 m Si perviene quindi alle seguenti relazioni: Sisma principale in X: Ex = ± FX ± 0.3FY ± TORSX Sisma principale in Y: Ey = ± FY ± 0.3FX ± TORSY Che portano a considerare 16 combinazioni di carico

14 10 Forze sismiche di piano Le forze sismiche di piano sono state determinate avendo assunto una distribuzione lineare in altezza delle accelerazioni sismiche, secondo la seguente espressione di normativa: F i = dove: Fh ( ziwi ) ( z W ) j j F h = S d * W * λ forza sismica complessiva λ = 0.85 W peso complessivo della costruzione W i z i F i peso sismico del piano i-esimo altezza del piano i-esimo rispetto al piano di fondazione forza sismica del piano i-esimo γ i coefficiente di distribuzione = F i /F h La distribuzione delle forze in altezza, esprimibile con il coefficiente γ, dipende quindi soltanto dalle caratteristiche geometriche e dalla distribuzione delle masse dell edificio. Si riportano di seguito i pesi sismici di piano (in cui si sono concentrati anche i pesi delle facciate), la quota z del piano generico rispetto al piano di fondazione, le forze sismiche corrispondenti ed il coefficiente di distribuzione γ. Sd SLU = g W = kn λ = Fh = 3853 kn Piano zi Wi zi*wi Fi γ m kn knm kn Somme

15 11 Descrizione del modello agli elementi finiti (FEM) Per l analisi del modello strutturale è stato utilizzato un programma agli elementi finiti (FEM) che permette, mediante discretizzazione col metodo degli elementi finiti, la risoluzione numerica nel campo elastico lineare del problema differenziale della meccanica del continuo. E stato implementato un modello numerico appositamente approntato per schematizzare tridimensionalmente la struttura in tutti i dettagli costruttivi necessari al fine di valutare il comportamento nei confronti delle azioni di tipo statico e sismico. In particolare le membrature in acciaio sono state modellate con elementi FRAME, mentre le pareti in cemento armato dei nuclei scale sono state modellate con elementi finiti tipo SHELL. Nella modellazione degli elementi in acciaio si è fatto riferimento alla situazione di progetto, che prevede il rinforzo tramite piatti saldati sulle ali e in qualche caso anche sulle anime. I nodi di piano sono stati mutuamente vincolati in modo da non consentire spostamenti orizzontali relativi tra gli stessi (Constraint Diaphragm). In tal modo si è simulata una rigidezza infinita del solaio nel proprio piano. Ad ogni piano si è definito un nodo master, coincidente con il baricentro di piano, al quale assegnare le forze sismiche di piano. Il modello è stato incastrato alla base, mentre per i vincoli interni sono stati modellati dei vincoli di continuità o delle cerniere a seconda della tipologia del nodo. Per applicare i carichi verticali dei solai e delle scale sui nuclei in c.a., in corrispondenza di ogni piano, sono stati inseriti nel modello elementi tipo FRAME, che trasferiscono sugli elementi SHELL sottostanti i carichi ripartiti. A tali elementi FRAME sono state assegnate caratteristiche di massa e rigidezza trascurabili in modo da limitare la loro influenza alla più agevole applicazione dei carichi agli elementi SHELL. I carichi permanenti ed accidentali sono stati assegnati separatamente, in modo da poter essere utilizzati nelle varie combinazioni (sismiche e non) cambiando i rispettivi coefficienti di combinazione. Si riportano nel seguito alcune viste del modello del corpo di fabbrica in oggetto:

16 Vista tridimensionale del modello FEM Vista tridimensionale del modello FEM

17 Pianta elementi frame, piani primo e secondo Pianta elementi frame, piano di copertura Prospetto longitudinale 12 Risultati delle analisi I risultati delle analisi hanno evidenziato che per le membrature in acciaio la condizione statica risulta essere la più gravosa; la bassa rigidezza orizzonatale dei telai metallici rispetto ai nuclei scale fa si che questi ultimi assorbano la quasi totalità delle azioni sismiche. I risultati sono perciò riportati relativamente alla combinazione di carico statica per le strutture metalliche, e per una azione sismica tipica per le pareti in cemento armato più sollecitate.

18 Modo n. 1, T =0.13 sec Modo n. 10, T = 0.07 sec Modo n. 15, T = 0.05 sec

19 Condizione statica Sforzo assiale Condizione statica Taglio V33

20 Condizione statica Taglio V22 Condizione statica Momento M22

21 Condizione statica Momento M33 Condizione di carico Fx Setto pieno maggiormente caricato parallelo ad asse X Sigma verticali(kn/mq)

22 Condizione di carico Fx Setto pieno maggiormente caricato parallelo ad asse X tensioni tangenziali(kn/mq)

23 Condizione di carico Fx Setto con aperture maggiormente caricato parallelo ad asse X Sigma verticali(kn/mq) Condizione di carico Fx Setto con aperture maggiormente caricato parallelo ad asse X Tensioni tangenziali(kn/mq)

24 Condizione di carico Fy Setto maggiormente caricato parallelo ad asse Y Sigma verticali(kn/mq) Condizione di carico Fy Setto maggiormente caricato parallelo ad asse Y Tensioni tangenziali(kn/mq) Gli spostamenti massimi attesi per l azione sismica corrispondente allo stato limite ultimo (tabella seguente) sono pari agli spostamenti forniti dall analisi moltiplicati per il fattore di struttua q e sono e sono riferiti a tre nodi di controllo posti al centro di ogni piano. spostamenti SLU (cm) piano nodo u v drift X drift Y ,47 0,45 0,53 0, ,94 0,27 0,56 0, ,38 0,11 0,38 0,11

25 13 Verifiche allo stato limite ultimo 13.1 Verifiche degli elementi in acciaio Le verifiche di resistenza e stabilità della struttura metallica sono state eseguite con il metodo degli stati limite. Il valore della σ id è calcolato con la seguente formula: σ id = 2 pa σ + ( τ + τ ) 3 tg tr 2 Le sollecitazioni sulle sezioni sono indicate come di seguito riportato: P sollecitazione assiale di compressione (P<0) o di trazione (P>0) (dan) V3 taglio nella direzione dell asse locale 3 (dan) M3 momento flettente attorno all asse locale 3 (dan cm) V2 taglio nella direzione dell asse locale 2: esso è ortogonale al taglio V2 (dan) M2 momento flettente attorno all asse locale 2: esso è ortogonale al momento M3 (dan cm) T momento torcente (dan cm). Le tensioni normali σ e tangenziali τ sono calcolate con le formule seguenti: σ pb = A N - presso/tensoflessione verifica di resistenza: - pressoflessione verifica di stabilità: σ lt = ωn A N σ pa = + A W + W 3 M M 3 νν (1 ) Νcr M W W 2 M 2 νν (1 ) Νcr,

26 - taglio: la tensione tangenziale τ tg prodotta dai tagli V3 e V2 è: τ tg = 2 ( V 2 / S22) + ( V 3 / S 33) 2 - torsione: la tensione tangenziale massima τ tr prodotta dalla torsione T. A area della sezione dell asta coefficiente moltiplicativo del carico assiale di compressione N, espresso in funzione della snellezza dell asta l =l o /i o snellezza dell asta lunghezza dell asta l o = l lunghezza libera di inflessione i o N cr =σ cr * A σ cr ν=1.5 S33, S22 minimo raggio di inerzia della sezione fra R22 e R33 Carico critico euleriano tensione critica euleriana coefficiente aree al taglio associate rispettivamente ai tagli V2 e V3 s max = n. di tw x tw raggio maggiore per sezioni cave oppure massimo spessore della sezione per profilati tipo IPE, HE, UNP Nelle tabelle seguenti sono riportate solo le situazioni di sollecitazione più impegnative per le differenti tipologie di elementi.

27 Verifiche di resistenza (SLU) Asta DesignSect Output P V2 V3 T M2 M3 _pa _tg _tr _id _amm Case (dan) (dan) (dan) (dancm) (dancm) (dancm) (dan/cm2) (dan/cm2) (dan/cm2) (dan/cm2) (dan/cm2) 194 2IPE450NUOVE Stat < IPE450NUOVE Stat < IPE450NUOVE Stat < IPE450NUOVE Stat < IPE450NUOVE Stat < IPE450NUOVE Stat < IPE450NUOVE Stat < IPE450NUOVE SISM < IPE450NUOVE SISM < IPE450NUOVE SISM < IPE450NUOVE SISM < IPE450NUOVE SISM < IPE450NUOVE SISM < IPE450NUOVE SISM < IPE450NUOVE SISM < IPE450NUOVE SISM < IPE450NUOVE SISM < IPE450NUOVE SISM < IPE450NUOVE SISM < IPE450NUOVE SISM < HEB300NUOVE Stat < HEB300NUOVE Stat < HEB300NUOVE Stat < 2040

28 Asta DesignSect Output P V2 V3 T M2 M3 _pa _tg _tr _id _amm Case (dan) (dan) (dan) (dancm) (dancm) (dancm) (dan/cm2) (dan/cm2) (dan/cm2) (dan/cm2) (dan/cm2) 26 HEB300NUOVE Stat < HEB300NUOVE Stat < HEB300NUOVE Stat < HEB300NUOVE Stat < HEB300NUOVE Stat < HEB300NUOVE SISM < HEB300NUOVE SISM < HEB300NUOVE SISM < HEB300NUOVE SISM < HEB300NUOVE SISM < HEB300NUOVE SISM < HEB300NUOVE SISM < HEB300NUOVE SISM < HEB300NUOVE SISM < HEB300NUOVE SISM < HEB300NUOVE SISM < HEB300NUOVE SISM < HEB360NUOVE Stat < HEB360NUOVE Stat < HEB360NUOVE Stat < HEB360NUOVE Stat < HEB360NUOVE Stat < HEB360NUOVE Stat < HEB360NUOVE Stat < HEB360NUOVE Stat < 2040

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