DESCRIZIONE DELLA STRUTTURA...

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2 Sommario 1 DESCRIZIONE DELLA STRUTTURA NOTE DI CALCOLO E DI MODELLAZIONE NORMATIVE UTILIZZATE MATERIALI IMPIEGATI STRUTTURA METALLICA UNIONI BULLONATE ATTACCHI CON ANCORANTI MECCANICI UNIONI SALDATE GRIGLIATI ELETTROFORGIATI COPERTURE E TAMPONATURE STRUTTURALI ANALISI DEI CARICHI Carichi permanenti Carichi variabili Neve Vento Vento radente Temperatura ORDITURE DI COPERTURA E DI PARETE Terzere di copertura per pannello sandwich Parte curva della copertura Terzere di copertura per traslucido Orditure per controsoffitto Parte curva della copertura Orditure di parete VERIFICA DELLE ASTE ANALISI SISMICA Analisi sismica della copertura della tribuna Spostamenti allo SLV VERIFICA DELLE PRINCIPALI ASTE DI COPERTURA IN CORRISPONDENZA DELLE SCALE MONUMENTALI Tondo φ42 S355 bullone M30 classe Tondo φ48 S355 bullone M30 classe Corrente superiore reticolare tipo 11A HEA 300 S Pagina 2

3 9.4 Corrente inferiore reticolare tipo 11A HEA 200 S Correnti reticolare tipo 12 HEA 140 S Asta reticolare tipo 16 HEA 100 S VERIFICHE DEI COLLEGAMENTI Giunzioni bullonate dei profili della trave binata principale HEB 300 HEB 300 S M HEA 300 HEA 300 S M HEA 260 HEA 260 S M HEA 220 HEA 220 S M HEA 200 HEA 200 S M HEA 240 HEA 240 S M HEA 180 HEA 180 S M Giunzioni bullonate dei profili della trave binata in curva HEA 220 HEA 240 S M HEA 240 HEA 240 S M HEA 200 HEA 200 S M HEA 300 HEA 300 S M HEA 240 HEA 280 S M HEA 160 HEA 160 S M Attacco φ30 S275 bullone M24 classe Attacco φ42 S275 bullone M27 classe Attacco HEA 160 a reticolari Attacco HEA 180 a reticolari Attacco IPE 180 a reticolari Attacco parte bombata a binate Attacco parte bombata a solaio Attacco saldato tra tubi Corrente 250x250x8 S355 Montante 250x250x12,5 S Montante 180x100x8 S355 Corrente 180x100x8 S Corrente 200x200x8 S355 Montante 200x200x12,5 S Collegamento tra reticolari trasversali in HEA 100 e binate Correnti 4M12 cl Diagonali 6M12 cl Collegamento tra reticolari trasversali in HEA 120 e binate Correnti 4M12 cl Diagonali 4M12 cl Pagina 3

4 10.13 Attacco tubi 200x100x5 a Vierendeel Attacco tra tubo 406 sp 8,8 e colonne in c.a Attacco tubo bombato a tubo mensola Attacco tubo mensola a cls Attacco tubolare 406 sp 6,3 alle colonne di calcestruzzo Attacco Vierendeel esterna-binata Attacco Vierendeel interna-binata TIRAFONDI Giunzione acciaio-calcestruzzo sommità colonne circolari VERIFICA SLE VERIFICA PARAPETTI PASSERELLE DI ISPEZIONE Allegati Allegato 1 Tabulato di input copertura tribuna Allegato 2 Tabulato di output copertura tribuna Allegato 3 Tabulato di input copertura curva Allegato 4 Tabulato di output copertura tribuna Pagina 4

5 1 DESCRIZIONE DELLA STRUTTURA Le strutture di copertura della nuova tribuna e delle nuove curve dello Stadio Friuli di Udine saranno realizzate con struttura in carpenteria metallica e sovrastante manto di copertura in pannelli sandwich. Tali strutture saranno composte dai seguenti principali elementi: travi binate reticolari di lunghezza complessiva pari a circa 42,4 m di cui 15,6 m in semplice appoggio sulle sottostanti colonne circolari in c.a. e 26,8 m a sbalzo. Di tali travi sono state progettate una versione standard per le zone rettilinee di tribuna e curve ed una versione alleggerita per i tratti di raccordo tra tribuna e curve ove, stante la configurazione geometrica, i carichi agenti su ciascuna binata sono notevolmente ridotti rispetto a quelli agenti nella binata standard. Poiché le strutture saranno zincate le travi binate verranno realizzate in elementi saldati in officina di dimensioni trasportabili e compatibili con le vasche di zincatura, assemblati poi in opera per mezzo di collegamenti bullonati; travi reticolari di collegamento tra le binate. Tali travi hanno il compito di sorreggere gli elementi secondari della copertura e del controsoffitto e di garantire una ridistribuzione trasversale dei carichi tra le binate; travi secondarie di sostegno agli arcarecci superiori e inferiori; arcarecci in profilati pressopiegati a freddo superiori e inferiori con schema statico di trave continua su più appoggi di sostegno ai pannelli sandwich di copertura ed al controsoffitto; controventi di falda in tondi disposti all estradosso ed all intradosso della copertura. Nelle zone terminali (verso il campo di gioco) i pannelli sandwich di copertura saranno sostituiti da lastre in policarbonato alveolare per garantire un adeguato soleggiamento al manto erboso del campo da calcio. Il progetto prevede, inoltre, la possibilità di inserire all intradosso di tale zona una rete architettonica sostenuta da profili in IPE 180. Stante i modesti carichi indotti da tale rete se ne trascura il contributo nelle presenti analisi. Completano le strutture di copertura un sistema di travi curve disposte su piani verticali perimetralmente alle curve ed alle tribune cui verrà ancorata la pelle di rivestimento esterna, poggiante su profilati pressopiegati a freddo, e due porzioni di copertura a sbalzo Pagina 5

6 dalle binate di estremità delle curve che fungono da raccordo, previa realizzazione di un opportuno giunto sismico, con l arco in c.a. esistente. Pagina 6

7 2 NOTE DI CALCOLO E DI MODELLAZIONE Il calcolo delle sollecitazioni e le verifiche di sicurezza delle strutture di copertura in carpenteria metallica sono state effettuate analizzando due porzioni di copertura separate, una relativa alla parte di copertura della tribuna ed una per la parte di copertura delle curve e del tratto di raccordo tra queste ultime e la tribuna, sfruttando la presenza di un giunto sismico. La simmetria delle due curve consente di analizzare il comportamento strutturale di una sola delle relative coperture. Per ciascuna porzione di copertura sono stati realizzati i seguenti modelli di calcolo agli elementi finiti: 1) Modello completo, utilizzato per il calcolo generale delle sollecitazioni e delle verifiche di sicurezza; 2) Modello incompleto, privo dei controventi di falda inferiori, utilizzato per verificare l effetto di una possibile instabilità dei controventi in tondo inferiori causata dai carichi verticali gravitazionali che comprimono l intradosso della parte a sbalzo della copertura. I risultati di questo modello, omessi per brevità, confermano che la presenza nel modello completo di tali controventi modifica in maniera trascurabile la distribuzione delle sollecitazioni sugli elementi di intradosso delle strutture di copertura. Lo stato di teorica compressione che compare nel modello di calcolo FEM dei tondi del sistema di controvento inferiore causato dai carichi gravitazionali è in effetti assente nelle aste grazie al complessivo gioco foro bullone di 1,5 mm x 4 = 6,0 mm presente nei giunti di attacco. Nei modelli di calcolo di cui alla presente relazione sono state inserite soltanto le aste in acciaio e la porzione terminale dei pilastri in c.a. in quanto interessati principalmente alla valutazione degli effetti delle azioni gravitazionali, neve e vento, ritenute predominanti. Per la valutazione delle caratteristiche di sollecitazione indotte dall azione sismica si rimanda alle Relazioni di calcolo attinenti i singoli complessi strutturali della Tribuna distinti e delle curve. Ai Cap. 8 e 9 sono tuttavia illustrate alcune considerazioni salienti in merito alla progettazione sismica delle strutture di copertura. Pagina 7

8 Due immagini dei modelli tridimensionali utilizzati nelle presenti analisi sono riportate nella Figura 1 per la copertura della tribuna e nella Figura 2 per la copertura delle curve e dei tratti di raccordo. Pagina 8

9 Figura 1: Modello tridimensionale della copertura della tribuna. Pagina 9

10 Figura 2: Modello tridimensionale della copertura della curva e del tratto di raccordo con la tribuna. Pagina 10

11 3 NORMATIVE UTILIZZATE Il calcolo delle sollecitazioni e le verifiche di sicurezza sono state effettuate tenendo conto di quanto indicato nelle seguenti norme: D.M Norme Tecniche per le Costruzioni C.M.LL.PP. n. 609 del Istruzioni per l applicazione delle Nuove norme tecniche per le costruzioni UNI EN :2005 Eurocodice 3 Progettazione delle strutture di acciaio Parte 1-8 Progettazione dei collegamenti UNI EN ISO :2010 Sicurezza del macchinario Mezzi di accesso permanenti al macchinario Parte 2 Piattaforme di lavoro e corridoi di passaggio. UNI EN ISO :2010 Sicurezza del macchinario Mezzi di accesso permanenti al macchinario Parte 3 Scale, scale a castelletto e parapetti. Pagina 11

12 4 MATERIALI IMPIEGATI 4.1 STRUTTURA METALLICA Si utilizzano profilati S275 J0 UNI EN tubolari S355 J0 UNI EN tubolari S275 J0 UNI EN tondi S275 J0 UNI EN tondi S355 J0 UNI EN lamiere S275 J0 UNI EN UNIONI BULLONATE Si utilizza bulloneria a norma UNI EN classe 8.8 UNI EN ISO 4016 bulloneria a norma UNI EN classe 10.9 UNI EN ISO 4016 barre filettate cl. 8.8 con cert. conf. 3.1.B I bulloni vanno serrati con una forza di precarico pari a F p,c = 0,4 f tb A res I bulloni operanti ad attrito vanno serrati con una forza di precarico pari a F p,c = 0,7 f tb A res con controllo dello stato di serraggio. 4.3 ATTACCHI CON ANCORANTI MECCANICI Si utilizzano ancoranti HILTI tipo HSL o similari (fare riferimento al catalogo ditta produttrice). 4.4 UNIONI SALDATE Le saldature saranno realizzate con procedimento codificato secondo la norma UNI EN ISO Non sono previste saldature in opera, essendo il trattamento superficiale realizzato con zincatura a caldo secondo UNI EN ISO Pagina 12

13 Se per qualche motivo particolare si dovesse rendere necessaria qualche saldatura in opera, si raccomanda di intervenire con opportuni utensili per ripulire le parti da saldare e, a saldatura avvenuta, ripristinare la protezione anticorrosiva con idonei zincanti a freddo. I controlli di tali saldature saranno definiti dal Collaudatore e dal Direttore dei Lavori come indicato nel punto della NTC GRIGLIATI ELETTROFORGIATI I camminamenti delle passerelle di ispezione alla copertura ed al maxischermo verranno realizzati con grigliati in acciaio elettrosaldato S235 JR con piatto portante di sezione 25 x 2 mm e maglia di dimensioni 25 x 76 mm. I grigliati saranno poggiati in semplice appoggio su di una luce di 1,2 m. 4.6 COPERTURE E TAMPONATURE STRUTTURALI Copertura in pannello sandwich ELCOM SYSTEM tipo RP/ST 4G spessore 60 mm o similare. Copertura in traslucido ARCOPLUS REVERSO 626 o similare. Controsoffittatura e tamponatura a doghe VMZINC o similare. Vetro a cura del fornitore conforme a norme vigenti. Si riportano nelle pagine seguenti alcuni estratti delle schede tecniche di tali prodotti. N.B. La progettazione e la fornitura delle orditure delle doghe VMZINC e del vetro sono a carico dei fornitori. Tali orditure dovranno garantire il contrasto alla deformabilità dei montanti verticali nel piano delle orditure stesse. Pagina 13

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17 5 ANALISI DEI CARICHI Per il calcolo delle sollecitazioni e le verifiche di sicurezza sono stati adottati i seguenti carichi permanenti e variabili: 5.1 Carichi permanenti p.p. struttura (elementi modello FEM) 78,5 kn/m 3 orditure superiori (elementi non modellati) 0,10 kn/m 2 copertura (pannello sandwich + guaine) 0,15 kn/m 2 fotovoltaico (ove previsto) 0,20 kn/m 2 controsoffitto con orditure 0,10 kn/m 2 impianti 0,10 kn/m Carichi variabili Neve Zona 1, a s = 113 m s.l.m. q sk = 1,50 kn/m 2 c E = 1 c T = 1 μ 1 = 0,8 q s = 0,8 x 1,50 = 1,20 kn/m 2 Pagina 17

18 5.2.2 Vento La seguente azione del vento è stata applicata, in favore di sicurezza, sia in depressione che in pressione, sempre all estradosso della copertura: v b,0 = 25 m/s q b = 1/2 x x 25 2 = 390 N/m 2 classe di rugosità del terreno B zona IV K r = 0,22 z 0 = 0,30 m z min = 8 m c e = 0,22 2 x ln(25/0,3) x [7 + ln(25/0,3)] = 2,45 c p = 1,5 (valore medio tra 1,3 valido per la maggior parte della struttura ed 1,8 valido per gli effetti locali nelle zone di bordo) p = 390 x 2,45 x 1,5 = 1433 N/m 2 = 1,43 kn/m 2 L azione del vento così valutata risulta essere cautelativa rispetto ai risultati di alcune analisi preliminari effettuate tramite software di fluido dinamica computazionale di cui si riportano brevemente i risultati salienti. Le simulazioni sono state effettuate su due sezioni piane, longitudinale e trasversale nell ipotesi di flusso turbolento con velocità di riferimento v ref pari a 40 m/sec alla quota di sommità della nuova copertura. Per la sezione longitudinale è stata eseguita, stante la simmetria, una sola simulazione. Per la sezione trasversale sono state, invece, effettuate due simulazioni con opposta direzione di provenienza del vento. I coefficienti di pressione c p possono essere stimati mediante il rapporto: c p p 0 p = ρ vref Pagina 18

19 in cui p rappresenta la pressione locale, p n la pressione di riferimento, assunta uguale a zero, ρ la densità dell aria pari a 1.25 kg/m 3. Nell ipotesi di assumere un coefficiente di pressione unitario, c p = 1, si otterrebbe una pressione p di 1000 N/m 2. Il confronto di tale valore con quelli illustrati nelle immagini seguenti conferma che i coefficienti di pressione attualmente ipotizzati nel calcolo sono generalmente cautelativi, ad eccezione di alcune limitate zone in cui effetti locali (zone di bordo, canali di gronda, ecc.) producono rilevanti depressioni. Gli arcarecci di copertura sono stati progettati, secondo quanto richiesto dalla C.M.LL.PP. 609, paragrafo C , utilizzando un coefficiente di pressione cp =± Vento radente p f = q b c e c f q b = 1/2 x x 25 2 = 390 N/m 2 classe di rugosità del terreno B zona IV K r = 0,22 z 0 = 0,30 m z min = 8 m c e = 0,22 2 x ln(25/0,3) x [7 + ln(25/0,3)] = 2,45 c f = 0,01 (superficie liscia) p f = 390 x 2,45 x 0,01 = 10 N/m 2 Pagina 19

20 Figura 3: Pressioni su sezione longitudinale con v = 40 m/sec: vista di insieme. Pagina 20

21 Figura 4: Pressioni su sezione longitudinale con v = 40 m/sec: particolare tribuna sopravento. Pagina 21

22 Figura 5: Pressioni su sezione longitudinale con v = 40 m/sec: particolare tribuna sottovento. Pagina 22

23 Figura 6: Pressioni su sezione trasversale con v = 40 m/sec proveniente da destra: vista di insieme. Pagina 23

24 Figura 7: Pressioni su sezione trasversale con v = 40 m/sec proveniente da destra: particolare nuova tribuna sopravento. Pagina 24

25 Figura 8: Pressioni su sezione trasversale con v = 40 m/sec proveniente da sinistra: vista di insieme. Pagina 25

26 Figura 9: Pressioni su sezione trasversale con v = 40 m/sec proveniente da sinistra: particolare nuova tribuna sottovento. Pagina 26

27 5.2.4 Temperatura È stato assunto un ΔT u pari a ± 25 C per strutture in acciaio esposte (zone con copertura in traslucido) e ± 15 C per strutture in acciaio non esposte (zone con copertura in pannello sandwich). Pagina 27

28 6 ORDITURE DI COPERTURA E DI PARETE Si eseguono i calcoli per le orditure secondarie necessarie per sorreggere il manto di copertura ed il controsoffitto, non presenti, per snellezza di calcolo, nel modello FEM tridimensionale. 6.1 Terzere di copertura per pannello sandwich Si ipotizza l utilizzo di un pannello sandwich in grado si sopportare i carichi su una luce di circa 2,60 m. Analisi dei carichi: p.p. terzera 0,05 kn/m 2 x 1,3 copertura 0,15 kn/m 2 x 1,3 eventuale fotovoltaico 0,20 kn/m 2 x 1,5 vento (c p = 1,8) 1,75 kn/m 2 x 1,5 neve 1,20 kn/m 2 x 1,5 x 0,5 TOT 4,09 kn/m 2 q = 4,09 x 2,60 = 10,63 kn/m 2,20 m M = 10,63 x 2,2 2 / 8 = 6,43 knm = Nmm Si adotta un pressopiegato 30x120x60x3 S235 W=31430 mm 3 Pagina 28

29 J= mm 4 Profilo appartenente alla classe 4 come da punto delle NTC 2008 per il quale è necessario tener conto degli eventuali fenomeni di instabilità locale come da punto C delle Istruzioni per l applicazione delle NTC Ψ=1 Ψ=-1 Ψ=1 Tabella C.4.2.VIII k σ =4 54 λ p = = 0,317 < 0, , ρ=1 Ψ=-1 Tabella C.4.2.VIII k σ =23,9 114 λ p = = 0,274 < 0, , ,9 ρ=1 235 M SLU = = Nmm > ,05 Nmm Per la verifica SLE il carico diventa q=7,15 kn/m e si ha 4 5 7, f = = 6 mm < = Nmm In realtà le terzere possono anche essere realizzate continue su 5 o 6 appoggi. La freccia ovviamente diminuisce drasticamente. Pagina 29

30 Il momento massimo subisce anch esso una riduzione (M= Nmm) con però un ulteriore verifica di instabilità locale da soddisfare in quanto in tal caso le fibre compresse si trovano sia superiormente che inferiormente. Ψ=-1 Ψ=1 Ψ=1 Tabella C.4.2.VIX k σ =0,43 27 λ p = = 0,483 < 0, , ,43 ρ=1 Ψ=-1 Tabella C.4.2.VIII k σ =23,9 114 λ p = = 0,274 < 0, , ,9 ρ=1 In alcuni casi le terzere risultano appoggiate su 2,4 m. Si adotterà una trave continua su 5 appoggi con luci esterne di 1,2 m e luci interne, appunto, di 2,4 m. Il momento massimo restituito dal calcolo è pari a M= Nmm < Nmm. Trascurabile la freccia Parte curva della copertura In corrispondenza della parte curva della copertura le terzere possono raggiungere la luce di 2,9 m. Si ricorre in tal caso allo schema di trave continua su 5 appoggi con M= Nmm. Si adotta un pressopiegato 40x150x80x3 S235 W=52670 mm 3 J= mm 4 Pagina 30

31 Ψ=1 Ψ=-1 Ψ=1 Tabella C.4.2.VIII k σ =4 74 λ p = = 0,434 < 0, , ρ=1 Ψ=-1 Tabella C.4.2.VIII k σ =23,9 144 λ p = = 0,346 < 0, , ,9 ρ=1 Ψ=-1 Ψ=1 Ψ=1 Tabella C.4.2.VIX k σ =0,43 37 λ p = = 0,662 < 0, , ,43 ρ=1 Ψ=-1 Tabella C.4.2.VIII k σ =23,9 144 λ p = = 0,346 < 0, , ,9 ρ=1 235 M SLU = = Nmm > ,05 Nmm Nessun problema di freccia. Pagina 31

32 Esistono anche terzere continue su 3 appoggi con luce circa 2,70 m. Si adotta ancora il pressopiegato 45x150x80x3 S235 M=10,63x2,7 2 /8=9,687 knm = Nmm 235 M SLU = = Nmm > ,05 Nessun problema di freccia. Nmm Le terzere continue su 3 appoggi raggiungono una luce massima di circa 3,30 m. Si adotta un pressopiegato 40x150x80x4 S235 W=67970 mm 3 J= mm 4 M=10,63x3,3 2 /8=14,470 knm = Nmm 235 M SLU = = Nmm > ,05 Nessun problema di freccia. Nmm 6.2 Terzere di copertura per traslucido Si ipotizza l utilizzo di un traslucido in grado si sopportare i carichi su una luce di circa 1,20 m. Analisi dei carichi: p.p. terzera 0,05 kn/m 2 x 1,3 copertura 0,10 kn/m 2 x 1,3 vento (c p = 1,8) 1,75 kn/m 2 x 1,5 neve 1,20 kn/m 2 x 1,5 x 0,5 Pagina 32

33 TOT 3,72 kn/m 2 q = 3,72 x 1,20 = 4,46 kn/m 2,20 m M = 4,46 x 2,2 2 / 8 = 2,70 knm = Nmm Si adotta un tubo 80x40x4 S275 W pl =22200 mm 3 J= mm M SLU = = Nmm > ,05 Nmm Per la verifica SLE il carico diventa q=3,00 kn/m e si ha 4 5 3, f = = 6 mm < = Nmm In realtà le terzere possono anche essere realizzate continue su 5,6 o 7 appoggi. Sia momento massimo che freccia subiscono una riduzione. In alcuni casi le terzere risultano appoggiate su 2,4 m. Si adotterà una trave continua su 5 appoggi con luci esterne di 1,2 m e luci interne, appunto, di 2,4 m. Il momento massimo restituito dal calcolo è pari a M= Nmm < Nmm. Trascurabile la freccia. Pagina 33

34 In altri casi (zone curve della copertura) le terzere risultano appoggiate su circa 3 m. M = 4,46 x 3 2 / 8 = 5,71 knm = Nmm Si adotta un tubo 100x50x4 S275 W pl =35700 mm 3 J= mm M SLU = = Nmm > ,05 Nmm 4 5 3, f = = 11 mm < = Nmm 6.3 Orditure per controsoffitto Si ipotizza l utilizzo di una controsoffittatura in grado si sopportare i carichi su una luce di circa 2,60 m. Analisi dei carichi: p.p. orditura 0,05 kn/m 2 x 1,3 controsoffitto 0,10 kn/m 2 x 1,3 impianti 0,10 kn/m 2 x 1,5 vento (c p = 1,8) 1,75 kn/m 2 x 1,5 TOT 2,97 kn/m 2 q = 2,97 x 2,60 = 7,72 kn/m 2,20 m Pagina 34

35 M = 7,72 x 2,2 2 / 8 = 4,67 knm = Nmm Si adotta un pressopiegato 30x100x50x3 S235 W=23950 mm 3 J= mm 4 Ψ=-0,923 Ψ=1 Ψ=1 Tabella C.4.2.VIII k σ =4 54 λ p = = 0,317 < 0, , ρ=1 Ψ=-0,923 Tabella C.4.2.VIII k σ =7,81+6,29x0,923+9,78x0,923 2 =21,9 λ p ρ=1 94 = 28,4 3 1 = 0,236 < 0,673 21,9 235 M SLU = = Nmm > ,05 Nmm Per la verifica SLE il carico diventa q=5,20 kn/m e si ha 4 5 5, f = = 7 mm < = Nmm In realtà le orditure possono anche essere realizzate continue su 5 o 6 appoggi. Sia freccia che momento diminuiscono però si presenta un ulteriore verifica di instabilità locale da soddisfare in quanto in tal caso le fibre compresse si trovano sia superiormente che inferiormente. Pagina 35

36 Ψ=1 Ψ=-0,923 Ψ=1 Tabella C.4.2.IX k σ =0,43 27 λ p = = 0,483 < 0, , ,43 ρ=1 Ψ=-0,923 Tabella C.4.2.VIII k σ =7,81+6,29x0,923+9,78x0,923 2 =21,9 λ p ρ=1 94 = 28,4 3 1 = 0,236 < 0,673 21,9 In alcuni casi le orditure risultano appoggiate su 2,4 m. Si adotterà una trave continua su 5 appoggi con luci esterne di 1,2 m e luci interne, appunto, di 2,4 m. Momento e freccia risultano inferiori rispetto a quelli calcolati Parte curva della copertura In corrispondenza della parte curva della copertura le orditure possono raggiungere la luce di 2,9 m. Si ricorre in tal caso allo schema di trave continua su 5 appoggi con M= Nmm. Si adotta un pressopiegato 40x120x80x3 S235 W=38280 mm 3 J= mm M SLU = = Nmm > ,05 Nmm Pagina 36

37 Nessun problema di freccia. Esistono anche terzere continue su 3 appoggi con luce circa 2,70 m. Si adotta ancora il pressopiegato 40x120x80x3 S235 M=7,72x2,7 2 /8=7,034 knm = Nmm 235 M SLU = = Nmm > ,05 Nmm Nessun problema di freccia. Le terzere continue su 3 appoggi raggiungono una luce massima di circa 3,30 m. Si adotta un pressopiegato 40x150x80x3 S235 M=7,72x3,3 2 /8=10,509 knm = Nmm 235 M SLU = = Nmm > ,05 Nmm Nessun problema di freccia. 6.4 Orditure di parete Si ipotizza l utilizzo di una pelle in grado si sopportare i carichi su una luce di circa 1,10 m. Analisi dei carichi: verticali p.p. orditura 0,05 kn/m 2 x 1,3 pelle 0,10 kn/ m 2 x 1,3 Pagina 37

38 impianti 0,10 kn/m 2 x 1,5 TOT 0,35 kn/m 2 orizzontali vento (c p = 1,8) 1,75 kn/m 2 x 1,5 TOT 2,63 kn/m 2 q verticale = 0,35 x 1,10 = 0,39 kn/m q orizzontale = 2,63x 1,10 = 2,89 kn/m 2,20 m M x = 2,89 x 2,2 2 / 8 = 1,75 knm = Nmm M y = 0,39 x 2,2 2 / 8 = 0,24 knm = Nmm Si adotta un pressopiegato 30x100x50x3 S235 W x =23950 mm 3 J x = mm 4 W y =16280 mm 3 J y = mm M SLU x = = , M SLU y = = ,05 Nmm Nmm Pagina 38

39 M M x SLU x M + M y SLU y = 0,39 Per la verifica SLE i carichi diventano q x =1,93 kn/m e q y =0,28 kn/m si ha 4 5 1, f x = = 2 mm < = Nmm 4 5 0, f y = = 1 mm < = Nmm In realtà le orditure possono anche essere realizzate continue su 5 o 6 appoggi. Nessun problema per resistenza e deformabilità. In alcuni casi le orditure risultano appoggiate su 2,4 m. Si adotterà una trave continua su 5 appoggi con luci esterne di 1,2 m e luci interne, appunto, di 2,4 m. Momento e freccia risultano inferiori rispetto a quelli calcolati. In corrispondenza della parte curva della copertura le orditure raggiungono la luce di 2,9 m. Si ricorre in tal caso allo schema di trave continua su 5 appoggi con M x = Nmm e M y = Nmm. Si adotta sempre il pressopiegato 30x100x50x3 S235 M M x SLU x M + M y SLU y = 0,58 Nessun problema per la freccia. Pagina 39

40 7 VERIFICA DELLE ASTE La verifica di dettaglio delle aste presenti nei modelli FEM e conseguenti all applicazione dei carichi gravitazionali, neve e vento sono riportate per esteso negli Allegati Tabulati di input ed output. Nel seguito si riportano a titolo illustrativo e di sintesi i risultati di tali verifiche in forma grafica. La mappatura di colori indicata in legenda indica con colore rosso gli elementi che avendo un coefficiente di sfruttamento maggiore dell unità sarebbero non verificati. Pagina 40

41 Figura 10: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: vista 3D copertura tribuna. Pagina 41

42 Figura 11: Numerazione aste: binata copertura tribuna. Figura 12: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: binate copertura tribuna. Pagina 42

43 Figura 13: Numerazione aste: elementi di estradosso copertura tribuna. Pagina 43

44 Figura 14: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: elementi di estradosso copertura tribuna. Pagina 44

45 Figura 15: Numerazione aste: elementi di intradosso copertura tribuna. Pagina 45

46 Figura 16: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: elementi di intradosso copertura tribuna. Pagina 46

47 Figura 17: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: vista 3D copertura tribuna. Pagina 47

48 Figura 18: Numerazione aste: binata alleggerita curva. Figura 19: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: binate alleggerita curva. Pagina 48

49 Figura 20: Numerazione aste: elementi di estradosso copertura curva. Pagina 49

50 Figura 21: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: elementi di estradosso copertura curva. Pagina 50

51 Figura 22: Numerazione aste: elementi di intradosso copertura curva. Pagina 51

52 Figura 23: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: elementi di intradosso copertura curva. Pagina 52

53 8 ANALISI SISMICA Per quanto concerne l analisi sismica della struttura delle curve e del tratto di raccordo con la tribuna distinti, stante la limitazione del presente modello FEM alle sole strutture di copertura, si rimanda alla Relazione di calcolo generale per una più esaustiva e corretta valutazione delle sollecitazioni indotte da tale azione. La validazione reciproca del modello semplificato e del modello completo nei confronti delle azioni verticali è invece testimoniata dal confronto tra i diagrammi delle sollecitazioni assiali indotte dalla combinazione di carico che massimizza i carichi verticali riportati nella Figura 24. Si può ad esempio osservare che lo sforzo di compressione presente in uno dei correnti inferiori della binata dell allineamento 8 ha valore pressoché identico tanto nel modello globale che in quello semplificato. Nella presente Relazione vengono poi effettuate le verifiche di sicurezza di alcuni controventi di falda ed alcune travi con funzionamento di tirante/puntone disposte in prossimità della scala monumentale (e dei relativi collegamenti) deputati ad assorbire ed a trasferire l azione sismica proveniente dalle sottostanti strutture in c.a. Il modello di calcolo semplificato della tribuna è stato infine validato confrontando le sollecitazioni con esso ottenute con quelle provenienti dal modello globale. Si riepilogano, per completezza, i parametri salienti utilizzati nella valutazione dell azione sismica: Latitudine Longitudine V N C U 1,5 V R Categoria sottosuolo Categoria topografica 50 anni 75 anni B T1 a g SLV 0,246 g Fattore di struttura CD B Struttura a telaio a un piano non regolare in pianta α u / α 1 = (1,1+1)/2 =1,05 q 0 3 x 1,05 = 3,15 Pagina 53

54 k (non regolare in altezza) 0,8 q 3,15 x 0,8 = 2,52 Figura 24: Sollecitazioni assiali provenienti dal modello di calcolo globale espresse in tonnellate (in alto) e dal modello semplificato espresse in kn (in basso). Pagina 54

55 8.1 Analisi sismica della copertura della tribuna Nell analisi dinamica modale sono stati utilizzati per entrambi i modelli i primi 400 modi di vibrare della struttura in modo da raggiungere una massa partecipante non inferiore ai 85% della massa totale. Poiché l azione sismica verticale risulta di intensità inferiore all azione del vento, sebbene sia stata inserita tra le condizioni di carico, per essa ci si è accontentati di considerare una massa partecipante inferiore al 85%. Le caratteristiche di sollecitazione corrispondenti alle condizioni sismiche sono state rimoltiplicate per il fattore di struttura q per tener conto della progettazione in campo elastico delle strutture di copertura e scalate per tener conto del differente periodo di vibrazione dei primi modi traslazionali calcolato nel modello semplificato e nel modello globale. Nella verifica dei controventi di falda e dei relativi collegamenti le sollecitazioni restituite dal modello FEM relative alle condizioni di carico sismiche sono state incrementate del fattore 1,3 come prescritto al punto della NTC Il modello parziale trascura, per brevità e semplicità di input, l eccentricità accidentale prevista al punto 7.26 della NTC 2008, confidando che il carico aggiuntivo sia compensato dall aver utilizzato una formula pseudostatica, sicuramente cautelativa, per tener conto della sottostante massa di cemento armato. I dati ottenuti dall analisi dinamica del modello parziale (copertura in acciaio), integrati con il fattore di amplificazione, sono stati poi confrontati con i dati ottenuti dall analisi dinamica del modello globale (copertura in acciaio e sottostanti telai in cemento armato). In particolare i controventi φ42 S275 hanno nel modello parziale una sollecitazione massima di 129 kn che, tenendo conto che nelle croci di sant Andrea è da considerare attiva la sola diagonale tesa, diventano 129 x 2 = 258 kn. Il modello FEM globale, che non ha inserito nei dati di input il coefficiente 1,3, restituisce la sollecitazione massima è di 8,5 ton = 85 kn (già comprensiva degli effetti dovuti all eccentricità accidentale) che porta quindi ad una sollecitazione di calcolo pari a 85 x 2 x Pagina 55

56 1,3 = 221 kn. Un estratto delle sollecitazioni sui tiranti calcolate nel modello FEM globale sono riportate in Figura 25. I risultati sono assolutamente confrontabili e garantiscono sulla bontà del metodo utilizzato nel modello parziale, dove si è operato a vantaggio della sicurezza (+16%) senza peraltro aggravare i costi in maniera sensibile considerando sia il minimo scostamento delle sollecitazioni, sia il peso percentuale davvero modesto dei controventi se rapportato al peso totale della struttura. Figura 25: Inviluppo delle sollecitazioni assiali provenienti dal modello di calcolo globale. 8.2 Spostamenti allo SLV Il dimensionamento dei giunti sismici tra tribuna distinti e settore di raccordo con le curve è riportato nella Relazione di calcolo generale. Per ciò che attiene il martellamento tra coperture delle curve ed arco in c.a. esistente si analizza la più sfavorevole condizione presente a quota m. Nella impossibilità di effettuare calcoli specifici, lo spostamento dell arco viene valutato come indicato al punto delle NTC 2008: Pagina 56

57 h ag S , 246g 1, 157 = = ± 139, 4mm 100 0, 5g 100 0, 5g Lo spostamento massimo della copertura risulta pari a mm. Il martellamento tra copertura della curva ed arco in c.a. esistente è quindi evitato avendo disposto un giunto sismico di ampiezza 430 mm maggiore di: 251, , 4 = 391, 0mm. Pagina 57

58 9 VERIFICA DELLE PRINCIPALI ASTE DI COPERTURA IN CORRISPONDENZA DELLE SCALE MONUMENTALI 9.1 Tondo φ42 S355 bullone M30 classe 10.9 La massima sollecitazione assiale agente nei tondi φ42 in acciaio S355 in prossimità della scala monumentale, desunta dall inviluppo delle combinazione del modello di calcolo globale, è pari a ( ) / 2 kn = 135 kn (vedi Figura 26). Considerando che il modello globale tiene conto anche della presenza dei tondi sollecitati a compressione e che le sollecitazioni restituite dal modello FEM relative alle condizioni di carico sismiche vanno incrementate del fattore 1,3 come prescritto al punto della NTC 2008 la massima sollecitazione di trazione nei tondi φ42 in acciaio S355 è pari a: Figura 26: Inviluppo delle sollecitazioni assiali nei tondi φ42 in prossimità della scala monumentale desunti dal modello di calcolo globale. Pagina 58

59 Essendo , N la verifica risulta soddisfatta. Saldatura gola 8 mm (spessore piatto) lg 120 (4 cordoni) τ N mm , N mm N N ,05 N ,5 20 0, N N 2, N (K=2,5 in quanto e 2 =60 mm α=0.95 in quanto e 1 =90 mm) T 2 0, N Tondo φ48 S355 bullone M30 classe 10.9 La massima sollecitazione assiale agente nei tondi φ48 in acciaio S355 in prossimità della scala monumentale, desunta dall inviluppo delle combinazione del modello di calcolo globale, è pari è pari a ( ) / 2 kn = 158,5 kn (vedi Figura 27). Considerando che il modello globale tiene conto anche della presenza dei tondi sollecitati a compressione e Pagina 59

60 che le sollecitazioni restituite dal modello FEM relative alle condizioni di carico sismiche vanno incrementate del fattore 1,3 come prescritto al punto della NTC 2008 la massima sollecitazione di trazione nei tondi φ48 in acciaio S355 è pari a: , Essendo , N la verifica risulta soddisfatta. Saldatura gola 8 mm (spessore piatto) lg 120 (4 cordoni) τ ,7 N mm , N mm Figura 27: Inviluppo delle sollecitazioni assiali nei tondi φ48 in prossimità della scala monumentale desunti dal modello di calcolo globale. Pagina 60

61 N N ,05 N ,5 20 0, N N 2, (K=2,5 in quanto e 2 =60 mm α=0.95 in quanto e 1 =90 mm) N T 2 0, N Nelle verifiche si omette, poiché non significativa, la verifica a rifollamento sulle lamiere conseguente alle modeste sollecitazioni taglianti presenti nei collegamenti e la verifica a punzonamento stante l elevato spessore. 9.3 Corrente superiore reticolare tipo 11A HEA 300 S275 Le sollecitazioni agenti nel corrente superiore della reticolare esterna tipo 11A (all. B) in prossimità della scala monumentale sono state desunte dal modello di calcolo globale e risultano pari a (vedi Figura 28):, 4,04 knm 1,3 5,25 knm orizzontale, 0 knm verticale 343 kn 1, kn La verifica di resistenza risulta soddisfatta essendo: Pagina 61

62 ,,,,,, 0,03 1 La verifica di instabilità risulta soddisfatta essendo:,, 1,,, 1, 0,21 1 Per i valori assunti dalle singole grandezze si veda la seguente tabella: Figura 28: Inviluppo delle sollecitazioni assiali nel corrente superiore (HEA 300) e nel corrente inferiore (HEA 200) della reticolare tipo 11 sul filo B in prossimità della scala monumentale desunti dal modello di calcolo globale. Pagina 62

63 Profilo HEA 300 CARATTERISTICHE MECCANICHE CARATTERISTICHE GEOMETRICHE E N/mm 2 b 300 mm A mm 2 tf 14 mm fyk 275 N/mm 2 l0y 2891 mm l0z 2891 mm Jy 1.83E+08 mm 4 Jz 6.31E+07 mm 4 Wy 1.38E+06 mm 3 Wz 6.41E+05 mm 3 alfa,y 0.34 alfa,z 0.49 PARAMETRI DI CALCOLO PARAMETRI DI CALCOLO Ncr,y N n Ncr,z N a lambda,y lambda,z Mpl,y,Rd Nmm fi,y Mpl,z,Rd Nmm fi,z chi,y Mn,y,Rd Nmm chi,z Mn,z,Rd Nmm chi,min Nbrd N SOLLECITAZIONI INSTABILITA' SOLLECITAZIONI RESISTENZA N N N N My 0 Nmm My 0 Nmm Mz Nmm Mz Nmm VERIFICA DI INSTABILITA' VERIFICA DI RESISTENZA Sfruttamento 0.21 Sfruttamento 0.03 Pagina 63

64 9.4 Corrente inferiore reticolare tipo 11A HEA 200 S275 Le sollecitazioni agenti nel corrente inferiore della reticolare esterna tipo 11A (all. B) in prossimità della scala monumentale sono state desunte dal modello di calcolo globale e risultano pari a (vedi Figura 28):, 0 knm orizzontale, 0 knm verticale 343 kn 1, kn Si trascurano, stante i piccoli valori, le sollecitazioni flettenti. La verifica di resistenza ed instabilità risulta soddisfatta essendo: 445,9, 1048,8 0,43 1 con, A 0, , , ,84 0,84 0,67 0,74 A ,67 π EJ π , Pagina 64

65 9.5 Correnti reticolare tipo 12 HEA 140 S275 Le sollecitazioni agenti nei correnti inferiore e superiore della reticolare interna tipo 12 (tra gli all. B e C) in prossimità della scala monumentale sono state desunte dal modello di calcolo globale (vedi Figura 29) e risultano pari a:, 0 knm orizzontale, 0 knm verticale 123,0 kn 1,3 159,9 kn Si trascurano, stante i piccoli valori, le sollecitazioni flettenti. Figura 29: Inviluppo delle sollecitazioni assiali nelle aste (HEA 140) della trave reticolare tipo 12 tra gli all. B e in prossimità della scala monumentale desunti dal modello di calcolo globale. Pagina 65

66 La verifica di resistenza ed instabilità risulta soddisfatta essendo: 159,9, 470,2 0,34 1 con, A 0, ,05 470, ,13 1,13 0,95 0,57 A ,95 π EJ π Asta reticolare tipo 16 HEA 100 S275 Le sollecitazioni agenti nei correnti inferiore e superiore della reticolare tipo 16 (tra gli all. C e D) in prossimità della scala monumentale sono state desunte dal modello di calcolo globale (vedi Figura 30) e risultano pari a:, 0 knm orizzontale, 0 knm verticale 95 kn 1,3 123,5 kn La verifica di resistenza ed instabilità risulta soddisfatta essendo:, 123,5 199,2 0,62 1 Pagina 66

67 con, A 0, ,05 199, ,73 1,73 1,37 0,36 A ,37 π EJ ,34 10 π Figura 30: Inviluppo delle sollecitazioni assiali nelle aste (HEA 100) della trave reticolare tipo 16 tra gli all. C e D in prossimità della scala monumentale desunti dal modello di calcolo globale. Pagina 67

68 10 VERIFICHE DEI COLLEGAMENTI 10.1 Giunzioni bullonate dei profili della trave binata principale Nelle verifiche si omette, poiché non significativa, la verifica a rifollamento sulle lamiere conseguente alle modeste sollecitazioni taglianti presenti nei collegamenti e la verifica a punzonamento stante l elevato spessore HEB 300 HEB 300 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante M = 75 KNm T = 20 KN Sforzo max sopportabile a trazione 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) 0, = Nmm , , ,37 Spessore flangia 30 mm piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 200 sp 12 Si ritiene superflua la verifica a punzonamento. Pagina 68

69 HEA 300 HEA 300 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante M = 93 KNm T = 33 KN Sforzo max sopportabile a trazione Pagina 69

70 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) 0, = Nmm , , ,46 Spessore flangia 30 mm piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 200 sp 12 Si ritiene superflua la verifica a punzonamento HEA 260 HEA 260 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante N = 1212 KN M = 38 KNm T = 22 KN Sforzo max sopportabile a trazione 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) Pagina 70

71 0, = Nmm , , , ,77 Spessore flangia 30 mm piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 200 sp 12. Si ritiene superflua la verifica a punzonamento. Pagina 71

72 HEA 220 HEA 220 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante N = 576 KN M = 7 KNm T = 2,7 KN Sforzo max sopportabile a trazione 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) 0, = Nmm , , , ,56 Spessore flangia 25 mm piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 150 sp 8. Si ritiene superflua la verifica a punzonamento. Pagina 72

73 HEA 200 HEA 200 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante N = 666 KN M = 4,6 KNm T = 1,53 KN Sforzo max sopportabile a trazione 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio Pagina 73

74 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) 0, = Nmm , , , ,8 Spessore flangia 25 mm piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 150 sp 8. Si ritiene superflua la verifica a punzonamento. Pagina 74

75 HEA 240 HEA 240 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante N = 727 KN M = 32 KNm T = 23 KN Sforzo max sopportabile a trazione 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio Pagina 75

76 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) 0, = Nmm , , , ,85 Spessore flangia 25 mm piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 160 sp 10. Si ritiene superflua la verifica a punzonamento. Pagina 76

77 HEA 180 HEA 180 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante N = 481 KN M = 11 KNm T = 3,4 KN Sforzo max sopportabile a trazione dal singolo bullone Pagina 77

78 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) 0, = Nmm , , , ,78 Pagina 78

79 10.2 Giunzioni bullonate dei profili della trave binata in curva Nelle verifiche si omette, poiché non significativa, la verifica a rifollamento sulle lamiere conseguente alle modeste sollecitazioni taglianti presenti nei collegamenti e la verifica a punzonamento stante l elevato spessore HEA 220 HEA 240 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante N = 477 KN Pagina 79

80 M = 15 KNm T = 13,5 KN Sforzo max sopportabile a trazione 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) 0, = Nmm Verifiche , , , ,56 Spessore flangia 25 mm piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 150 sp HEA 240 HEA 240 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante N = 0 KN (sollecitazione sempre di compressione) M = 9,3 KNm T = 5 KN Sforzo max sopportabile a trazione 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio Pagina 80

81 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) 0, = Nmm Verifiche , , ,07 Spessore flangia 25 mm piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 160 sp 10. Si ritengono superflue le verifiche a punzonamento e rifollamento HEA 200 HEA 200 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante N = 272 KN M = 4 KNm T = 1,4 KN Sforzo max sopportabile a trazione 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) 0, = Nmm Verifiche Pagina 81

82 , , , ,38 Spessore flangia 25 mm piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 150 sp 8. Si ritengono superflue le verifiche a punzonamento e rifollamento HEA 300 HEA 300 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante M = 35 KNm T = 10,4 KN Sforzo max sopportabile a trazione 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) 0, = Nmm Verifiche , , ,25 Spessore flangia 30 mm piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 200 sp 12. Si ritengono superflue le verifiche a punzonamento e rifollamento. Pagina 82

83 HEA 240 HEA 280 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante N = 701 KN M = 22 KNm T = 15 KN Sforzo max sopportabile a trazione Pagina 83

84 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) 0, = Nmm Verifiche , , , ,55 Spessore flangia 25 mm piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 160 sp 10 Si ritengono superflue le verifiche a punzonamento e rifollamento HEA 160 HEA 160 S M Condizione più sfavorevole: SLU neve dominante N = 446 KN M = 5 KNm T = 1,3 KN Sforzo max sopportabile a trazione 0, = N Sforzo max sopportabile a taglio 0, = N Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo) Pagina 84

85 0, = Nmm Verifiche , , , ,84 Spessore flangia 20 mm piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 130 sp 6. Si ritengono superflue le verifiche a punzonamento e rifollamento. Pagina 85

86 10.3 Attacco φ30 S275 bullone M24 classe , N saldatura gola 6 mm (spessore piatto) lg 100 (4 cordoni) τ N mm , N mm N , N N ,5 10 0, N N 2, N (K=2,5 in quanto e 2 =60 mm α=1 in quanto e 1 =60 mm) T 2 0, N Attacco φ42 S275 bullone M27 classe , N saldatura gola 8 mm (spessore piatto) lg 120 (4 cordoni) Pagina 86

87 τ N mm , N mm N , N N ,5 15 0, N N 2, N (K=2,5 in quanto e 2 =60 mm α=1 in quanto e 1 =90 mm) T 2 0, N Attacco HEA 160 a reticolari Sollecitazioni nel profilo: ,5 Sollecitazioni sul singolo bullone (12M12 cl. 8.8):,, , ,7 Resistenza a trazione del singolo bullone Pagina 87

88 , 0,9 84, Resistenza a taglio del singolo bullone, 0,6 84, Verifiche di resistenza del bullone,, 0,2,, 0,23, 1,4, Resistenza a punzonamento su piatto di spessore 15 mm, 0,6 3, Resistenza a rifollamento su piatto di spessore 15 mm, 1 2, Attacco HEA 180 a reticolari Sollecitazioni nel profilo: Sollecitazioni sul singolo bullone (12M12 cl. 8.8):,, ,8 Resistenza a trazione del singolo bullone Pagina 88

89 , 0,9 84, Resistenza a taglio del singolo bullone, 0,6 84, Verifiche di resistenza del bullone,, 0,41,, 0,35, 1,4, Resistenza a punzonamento su piatto di spessore 15 mm, 0,6 3, Resistenza a rifollamento su piatto di spessore 15 mm, 1 2, Attacco IPE 180 a reticolari Sollecitazioni nel profilo: Sollecitazioni sul singolo bullone (6M12 cl. 8.8):,, Resistenza a trazione del singolo bullone Pagina 89

90 , 0,9 84, Resistenza a taglio del singolo bullone, 0,6 84, Verifiche di resistenza del bullone,, 0,76,, 0,66, 1,4, Resistenza a punzonamento su piatto di spessore 15 mm, 0,6 3, Resistenza a rifollamento su piatto di spessore 15 mm, 1 2, Attacco parte bombata a binate Sollecitazioni nel profilo: (cautelativo) (cautelativo) Sollecitazioni sul singolo bullone (4M16 cl. 8.8):,, ,5 6,5 Resistenza a trazione del singolo bullone Pagina 90

91 , 0, Resistenza a taglio del singolo bullone, 0, Verifiche di resistenza del bullone,, 0,1,, 0,18, 1,4, Resistenza a punzonamento su piatto di spessore 15 mm, 0,6 3, Resistenza a rifollamento su piatto di spessore 15 mm, 1 2, Attacco parte bombata a solaio Reazioni sull attacco: 46,3 5,7 30,4 Sollecitazioni sul bullone (due superfici di taglio) - M20 cl.8.8:, 30,4 46,3, 2 5,7 2 23,5 Pagina 91

92 Resistenza a taglio del bullone (ad attrito), 0,3 0, ,1 30 Verifica piatti, 30,4 0,17 2 2,6,, ,05 3, Attacco saldato tra tubi Corrente 250x250x8 S355 Montante 250x250x12,5 S355 Rispetto delle condizioni necessarie per l applicazione dei criteri descritti al punto dell Eurocodice 3 parte 8 (per la simbologia fare riferimento alla citata norma): Per la presenza di piatti di rinforzo in corrispondenza dell attacco, si considerano cautelativamente le caratteristiche geometriche e inerziali di un tubo rettangolare 420x250x12 al posto di quelle del montante della binata , , ,3 Pagina 92

93 Calcolo resistenza del nodo per momento nel piano della binata ,,, 0, , ,,,, Calcolo resistenza del nodo per momento fuori dal piano della binata,,, ,,,, 0, , Calcolo resistenza assiale ridotta 3, sin 3, , ,33 0,5 1 0,21 0,2 1,5 1 0,46 Pagina 93