3. MATERIALI STRUTTURALI...

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2 INDICE 1. PREMESSA NORME TECNICHE MATERIALI STRUTTURALI ESISTENTI NUOVI CARICHI AGENTI SUI SOLAI NUOVI SOLAI A CALPESTIO DAL PIANO TERZO INTERRATO AL PIANO NONO CALPESTIO LOCALE MACCHINE COPERTURA LOCALE MACCHINE BALLATOIO CALPESTIO PIANO SECONDO BALLATOIO COPERTURA PIANO SECONDO TAMPONATURE METODO DI CALCOLO STRUTTURALE METODO DI ANALISI SISMICA IMPIEGATO DATI PER L IMPOSTAZIONE DEL CALCOLO AUTOMATICO COMBINAZIONE DELLE AZIONI PARAMETRI USATI PER L ANALISI SISMICA DINAMICA DELLA STRUTTURA DEL BALLATOIO ESTERNO 7.3. CONDIZIONI DI CARICO ELEMENTARI COMBINAZIONI DELLE CCE Nuovi solaio montaletti A1 e A Locale macchine montaletti A1 e A Portale Ballatoio VERIFICA NUOVI SOLAI E DEL RINFORZO TRAVI ESISTENTI VERIFICA DEL SOLAIO IN LAMIERA GRECATA RINFORZO DELLE TRAVI ESISTENTI Verifica a flessione a taglio Equivalenza delle rigidezza ante e post-operam VERIFICA PORTALE METALLICO AL SECONDO PIANO ANALISI DEI CARICHI AGENTI EQUIVALENZA DELLA RIGIDEZZA ANTE E POST OPERAM VERIFICA DEL BALLATOIO DI COLLEGAMENTO VERIFICA DELLA LAMIERA GRECATA A CALPESTIO PIANO SECONDO VERIFICA DEI NODI IN ACCIAIO ALL ATTACCO CON L EDIFICIO NODO CERNIERA AL PIEDE COLONNA HEA200 - PILASTRO IN C.A NODO CERNIERA TRAVE PRINCIPALE IPE300 - PILASTRO IN C.A VERIFICA DELLE SOLLECITAZIONI INDOTTE NEI PILASTRI ESISTENTI IN C.A VERIFICA LOCALE MACCHINE ASCENSORI IN COPERTURA...20 (file: OSA_NuoviAscensori_RS2-00.doc) - pag. 1 -

3 1. PREMESSA La presente relazione ha per oggetto le verifiche numeriche di alcuni interventi a carattere strutturale da effettuarsi all interno dell ospedale Sant Andrea in Roma. Tali interventi si sostanziano nella realizzazione di: una coppia di impianti elevatore montaletto, con i quali i pazienti potranno raggiungere direttamente dal Reparto di degenza i Reparti di Terapia Intensiva o le Camere Operatorie (presenti rispettivamente al primo e secondo piano del nosocomio) una coppia di impianti ascensore per il pubblico, impianti che vanno ad aggiungersi a quelli già esistenti; una coppia di ballatoi esterni in acciaio che coinvolgono i piani dal primo al terzo locali macchine ascensori in copertura realizzati sempre in acciaio setti in cemento armato per la realizzazione dei fondo fossa ascensori. Per la descrizione di tutti gli interventi per la realizzazione delle nuove strutture si faccia riferimento alla relazione generale denominata RS1. * * * * * * * * * * * Le strutture sono state calcolate con un programma di calcolo automatico; tutte le verifiche sono riportate in apposite relazioni che costituiscono i fascicoli dei calcoli denominati FC1, FC2, FC3 e FC4. Più in dettaglio nei paragrafi seguenti sono riportate le verifiche di alcune parti di struttura non già analizzate in forma automatica come ad esempio i rinforzi delle travi esistenti in c.a., gli attacchi della struttura in acciaio del ballatoio alla struttura esistente e i nuovi orizzontamenti in lamiera grecata. 2. NORME TECNICHE Nelle verifiche strutturali svolte sono state rispettate le seguenti Norme Tecniche: - Legge n. 1086: Norme per la disciplina delle opere in conglomerato cementizio armato e precompresso ed a struttura metallica - Legge n. 64: Provvedimenti per le costruzioni con particolari prescrizioni per le zone sismiche - D.M : Nuove norme tecniche per le costruzioni - Circolare n 617 del : Istruzioni per l applicazione delle «Nuove norme tecniche per le costruzioni» di cui al decreto ministeriale 14 gennaio D.G.R. Lazio n 10 del : Regolamento regionale concernente Snellimento delle procedure per l esercizio delle funzioni regionali in materia di prevenzione del rischio sismico. 3. MATERIALI STRUTTURALI Nel seguito si riportano le caratteristiche meccaniche dei materiali esistenti con le quali sono state condotte le verifiche del rinforzo di alcune travi esistenti in c.a. e l elenco dei materiali (file: OSA_NuoviAscensori_RS2-00.doc) - pag. 2 -

4 usati per la progettazione delle nuove strutture. Maggiori dettagli sulla caratterizzazione meccanica dei materiali esistenti e del fattore di confidenza usato si trovano nell elaborato generale denominato RS1. Per le caratteristiche meccaniche dei nuovi materiali si rimanda alla relazione sui materiali impiegati denominata RM ESISTENTI I materiali esistenti hanno le seguenti caratteristiche meccaniche: Calcestruzzo di classe C20/25 N/mmq γ c = 1,5 fck = 0,83 x R ck = 0,83 x 25 = 20,75 N/mmq fcd = f ck x 0,85/γ c = 20,75 x 0,85/1,5 = 11,75 N/mmq fctm = 0,30 x (f ck ) 2/3 = 0,30 x (20,75) 2/3 = 2,26 N/mmq fctd = 0,7 X f ctm /γ c = 0,7 x 2,26/1,5 = 1,05 N/mmq Ecm = x (f cm /10) 0,3 = x ((20,75 + 8)/10) 0,3 = N/mmq Acciaio FeB38 γ s = 1,15 fyk = 375 N/mmq fyd = f yk /γ s = 375/1,15 = 326 N/mmq ft = 450 N/mmq Es = N/mmq εu = 0,9x7,5% = 6,75% = 67, NUOVI I materiali prescritti per l esecuzione delle strutture sono: - cls di classe di resistenza C25/30 per strutture in elevazione. Classe di esposizione ambientale XC1 (UNI EN 206-1); - Lamiera grecata in acciaio tipo CR220 (UNI ENV ); - acciaio in piatti o profilati per carpenteria metallica del tipo S275; - acciaio in reti elettrosaldate con filo ad aderenza migliorata per opere in c.a. conformi al punto del DM ; (file: OSA_NuoviAscensori_RS2-00.doc) - pag. 3 -

5 - barre filettate d acciaio di classe 8.8 inghisate nelle travi in c.a. con resina HY150 della Hilti; - unioni saldate da realizzare a filo continuo in officina dei tipi testa a testa e a T a completa penetrazione di classe I. 4. CARICHI AGENTI SUI SOLAI Nel seguito si riportano le analisi dei carichi agenti a mq. di superficie di solaio: gli stessi solai vengono differenziati e denominati in maniera analoga a come vengono poi definiti nel calcolo automatico della struttura (di cui si dirà nel seguito) Nuovi solai a calpestio dal piano terzo interrato al piano nono I carichi a mq riportati sono validi per i montaletti (A1 e A2) e per gli ascensori (B1 e B2) a tutti i livelli: Solaio in lamiera grecata tipo SOLAC 55 sp. 10/10 + getto di cls h = 45 mm - peso proprio massetto+allett.+ pavimento 2,00 KN/mq - peso proprio solaio (lamiera grecata + cls 45 mm) 2,00 KN/mq - peso proprio controsoffitto + impianti 0,50 KN/mq - incidenza tramezzi 1,00 KN/mq - sovraccarico variabile (zona ascensori assimilabile a cat. C3) Totale 5,00 KN/mq 10,50 KN/mq Per cui si ha: G k1 G Q k2 k = 2,00 KN/mq (permanente strutturale) = 3,50 KN/mq (permanente non strutturale) = 5,00 KN/mq (sovraccarico variabile) Il solaio in argomento e` definito quale "tipo 1" nel calcolo automatico della struttura (rif.to elaborato FC1) Calpestio locale macchine Soletta piena s = 20 cm - peso proprio massetto+allett.+ pavimento 2,00 KN/mq - peso proprio soletta 5,00 KN/mq Totale permanenti 7,00 KN/mq Per cui si ha: G k1 = 5,00 KN/mq (permanente strutturale) Gk2 = 2,00 KN/mq (permanente non strutturale) I sovraccarichi sono rappresentati dai carichi dell impianto ascensore descritti più avanti. (file: OSA_NuoviAscensori_RS2-00.doc) - pag. 4 -

6 Il solaio in argomento e` definito quale "tipo 1" nel calcolo automatico della struttura (rif.to elaborato FC2) Copertura locale macchine Copertura leggera in lamiera grecata - peso proprio solaio 0,10 KN/mq - sovraccarico variabile (neve) 0,50 KN/mq Totale 0,60 KN/mq Per cui si ha: G k1 Q k = 0,10 KN/mq (permanente strutturale) = 0,50 KN/mq (sovraccarico variabile) Il solaio in argomento e` definito quale "tipo 2" nel calcolo automatico della struttura (rif.to elaborato FC2) Ballatoio calpestio piano secondo Solaio in lamiera grecata tipo SOLAC 55 sp. 10/10 + getto di cls h = 45 mm - peso proprio massetto+allett.+ pavimento 2,00 KN/mq - peso proprio solaio (lamiera grecata + cls 45 mm) 2,00 KN/mq - peso proprio controsoffitto + impianti 0,60 KN/mq - sovraccarico variabile (ballatoi e balconi cat. C2) 4,00 KN/mq Totale 8,60 KN/mq Per cui si ha: G k1 G Q k2 k = 2,00 KN/mq (permanente strutturale) = 2,60 KN/mq (permanente non strutturale) = 4,00 KN/mq (sovraccarico variabile) Il solaio in argomento e` definito quale "tipo 1" nel calcolo automatico della struttura (rif.to elaborato FC4) Ballatoio copertura piano secondo Solaio in lamiera grecata tipo SOLAC 55 sp. 10/10 + getto di cls h = 45 mm - peso proprio massetto+allett.+ pavimento 2,00 KN/mq - peso proprio solaio (lamiera grecata + cls 45 mm) 2,60 KN/mq - sovraccarico variabile (copertura praticabile cat. H1) 1,00 KN/mq Totale 5,60 KN/mq Per cui si ha: G k1 = 2,00 KN/mq (permanente strutturale) (file: OSA_NuoviAscensori_RS2-00.doc) - pag. 5 -

7 G k2 Q k = 2,60 KN/mq (permanente non strutturale) = 1,00 KN/mq (sovraccarico variabile) Il solaio in argomento e` definito quale "tipo 2" nel calcolo automatico della struttura (rif.to elaborato FC4) Tamponature Oltre ai carichi già descritti in precedenza nei calcoli si è tenuto conto del peso della tamponatura esterna del ballatoio stimato in circa 2,00 KN/mq. 5. METODO DI CALCOLO STRUTTURALE La strutture in acciaio sono state calcolate utilizzando il metodo degli Elementi Finiti. In tal senso si è provveduto a schematizzare le strutture stesse con telaio spaziali o graticci di travi piani formati da travi e pilastri vincolati al piede. A fronte dei risultati ottenuti con la procedura di calcolo automatico si sono comunque effettuati dei riscontri e controlli manuali per meglio tener conto della realtà costruttiva. Ai tabulati dei suddetti calcoli automatici si allegano gli schemi strutturali per mezzo dei quali si sono impostati i calcoli medesimi delle strutture: detti schemi (in pianta) riportano per ogni impalcato la numerazione dei nodi e delle aste. In tal modo sono individuate tutte le suddette aste componenti i telai spaziali o i graticci piani. *************** Il metodo risolutivo sviluppato dal computer è quello degli spostamenti, con il quale si raggiungono, tramite le rotazioni e traslazioni dei nodi, le sollecitazioni agenti alle estremità di ogni asta. Come dati di ingresso vengono forniti: - le coordinate dei nodi; - il grado di libertà dei nodi; - il numero e le dimensioni delle sezioni utilizzate; - il modulo elastico del materiale; - i carichi (ripartiti o concentrati) applicati alle aste; - il numero di condizioni di carico; - i dati delle aste (nodi di estremità, sezione, materiale, carico ripartito applicato). Come dati di uscita vengono forniti: a) gli spostamenti relativi massimi (orizzontali e verticali) e le rotazioni dei nodi b) lo sforzo normale, il taglio ed i momenti flettenti agenti alle estremità delle aste. Il programma di calcolo utilizzato è l X-Finest con un pre e post-processore (ModeSt); il tutto implementato su Personal Computer. I suddetti tabulati sono contenuti nelle relazioni denominate FC1, FC2, FC3 e FC4. 6. METODO DI ANALISI SISMICA IMPIEGATO La risposta strutturale sotto sisma è stata valutata eseguendo un analisi dinamica lineare associata allo spettro di risposta di progetto normativo. (file: OSA_NuoviAscensori_RS2-00.doc) - pag. 6 -

8 L analisi dinamica lineare si fonda sulla determinazione dei modi di vibrare della struttura (analisi modale) e nel calcolo degli effetti dell azione sismica relativa per ciascuno dei modi di vibrare calcolati e quindi nella combinazione di questi effetti. Lo spettro di progetto per gli stati limite ultimi (sistema dissipativo) è stato definito a partire dallo spettro di risposta elastico assumendo un fattore di struttura pari a: dove: q = q 0 x K R = 4,0 x 0,80 = 3,20 q 0 = 4,0 per strutture a telaio in CLASSE DI DUTTILITÀ BASSA; αu/α 1 = 1,10 per strutture non regolari in pianta con più piani e una campata; K = 0,80 per strutture non regolari in altezza. R Lo spettro di progetto per gli stati limite di esercizio (sistema non dissipativo) è stato definito a partire dallo spettro di risposta elastico assumendo un fattore di struttura unitario. I collegamenti delle strutture intelaiate in acciaio sono stati calcolati in campo elastico, di conseguenza la struttura è stata ricalcolata assumendo per tali verifiche un fattore di struttura q = DATI PER L IMPOSTAZIONE DEL CALCOLO AUTOMATICO Il calcolo delle strutture in acciaio viene condotto ipotizzando che esse siano sottoposte alle azioni verticali (carichi permanenti strutturali e permanenti non strutturali e carichi variabili). Per il ballatoio di collegamento si è aggiunta l azione orizzontale del sisma o vento. Per la struttura del locale macchine invece è stata condotta un analisi statica con le azioni orizzontali dovute al solo vento. Tale struttura, posta all ultimo piano dell edificio, è più sensibile all azione ventosa che a quello sismica, quest ultima proporzionale alla massa del manufatto che può essere ritenuta trascurabile rispetto al resto dell edificio. Il metodo usato è quello semiprobabilistico agli stati limite secondo le prescrizioni del DM Combinazione delle azioni Ai fini delle verifiche degli stati limite sono state definite le seguenti combinazioni delle azioni Stato limite ultimo SLU F d = γ G1 x G 1 + γ G2 x G 2 + γ q1 x Q k1 + γ q2 x ψ 02 x Q k2 + γ q3 x ψ 03 x Q Stato limite di esercizio SLE - Combinazioni rare F d = G 1 + G 2 + Q k1 + ψ 02 x Q k2 + ψ 03 x Q Stato limite di esercizio SLE - Combinazioni frequenti F d = G 1 + G 2 + ψ 11 x Q k1 + ψ 22 x Q k2 + ψ 23 x Q Stato limite di esercizio SLE - Combinazioni quasi permanenti F d = G 1 + G 2 + ψ 21 x Q k1 + ψ 22 x Q k2 + ψ 23 x Q k3 Stato limite ultimo SLV ed SLC e di esercizio SLO e SLD Combinazione sismica F d = E+ G 1 + G 2 + ψ 21 x Q k1 + ψ 22 x Q k2 + ψ 23 x Q k3 k3 k3 k3 (file: OSA_NuoviAscensori_RS2-00.doc) - pag. 7 -

9 dove: G 1 G Q Q γ γ 2 k1 ki Gi qj ψ0j ψ 1j ψ 2j è il valore delle azioni permanenti strutturali; è il valore delle azioni permanenti non strutturali; è il valore caratteristico dell azione base di ogni combinazione; sono i valori caratteristici delle azioni variabili tra loro indipendenti; coefficiente parziale di sicurezza (di cui alla tabella 2.6.I); coefficiente parziale di sicurezza (di cui alla tabella 2.6.I); coefficiente di combinazione (di cui alla tabella 2.5.I); 7.2. Parametri usati per l analisi sismica dinamica della struttura del ballatoio esterno Il calcolo viene condotto ipotizzando che il ballatoio in esame sia sottoposto alle azioni sismiche corrispondenti alla micro zonazione contenuta nelle Norme Tecniche. Pertanto i dati corrispondenti a questa schematizzazione sono i seguenti: - Zona sismica: 3A - Sito di costruzione: Ospedale S.Andrea Roma LON LAT Contenuto tra ID reticolo: Categoria del suolo di fondazione: B (dato confermato dai risultati dell indagine geofisica effettuata) - Vita nominale V N : Classe d'uso: classe IV (strategico) - Classe di duttilità: B - Modi da calcolare: 6 - Modi da considerare: tali da movimentare una percentuale di massa pari all 85% - Angolo di ingresso del sisma: 0 - Condizione topografica: Categoria T1. Nel tabulato di calcolo automatico relativo a tale struttura (elaborato FC4) tali elementi sono riportati più nel dettaglio nel capitolo denominato Parametri di calcolo Condizioni di carico elementari Nei calcoli sono state analizzate diverse situazioni di carico agente relative alla combinazione delle seguenti condizioni di carico elementari (relativi a tutte le strutture analizzate): 1) carichi verticali dovuti ai pesi permanenti non strutturali delle tamponature; 2) carichi verticali dovuti ai pesi permanenti strutturali dei solai; 3) carichi verticali dovuti ai pesi permanenti non strutturali dei solai; 4) carichi verticali dovuti ai pesi variabili dei solai categoria C (ambienti suscettibili di grande affollamento); 5) carichi verticali dovuti alla neve o manutenzione (categoria H); 6) carichi degli impianti ascensori (contrappeso, puleggia, gruppo trazione, cabina, gancio); 7) carichi verticali dovuti al peso proprio della struttura; 8) vento in dir ±X e ±Y; 9) momento torcente allo SLO; (file: OSA_NuoviAscensori_RS2-00.doc) - pag. 8 -

10 10) sisma direzione X allo SLO; 11) sisma direzione Y allo SLO; 12) momento torcente allo SLD; 13) sisma direzione X allo SLD; 14) sisma direzione Y allo SLD; 15) momento torcente allo SLV; 16) sisma direzione X allo SLV; 17) sisma direzione Y allo SLV Combinazioni delle CCE Componendo le suddette condizioni di carico elementari sono state analizzate una serie di CC che nel seguito si riportano dividendole per singole strutture analizzate. Nei tabulati di calcolo automatici (elaborati FC1-FC2-FC3 e FC4) tali combinazioni di carico sono riportate nel paragrafo denominato Combinazioni delle CCE Nuovi solaio montaletti A1 e A2 CCE Comm. Mx My Mz Jpx Jpy Jpz Tipo CCE Sicurezza Variabilità PERMANENTI STRUTTURALI S -- 2 PERMANENTI NON STRUTTURALI S -- 3 CARICHI VARIABILI S B 4 PESO PROPRIO S -- Componendo le condizioni di carico elementari del paragrafo 7.3. sono state analizzate n 4 CC. CC Comm. TCC An. Bk CC 1 - Amb. 1 (SLU) SLU L N CC 2 - Amb. 1 (SLE R) SLE R L N CC 3 - Amb. 1 (SLE F) SLE F L N CC 4 - Amb. 1 (SLE Q) SLE Q L N Locale macchine montaletti A1 e A2 CCE Comm. Mx My Mz Jpx Jpy Jpz Tipo CCE Sicurezza Variabilità PERMANENTI STRUTTURALI S -- 2 PERMANENTI NON STRUTTURALI S -- 3 CARICHI VARIABILI (NEVE) S B 4 CONTRAPPESO A S -- 5 PULEGGIA B S -- 6 GRUPPO TRAZIONE C S -- 7 CARICO CABINA D S -- 8 GANCIO E S -- 9 VENTO DIR+/- X S B 10 VENTO DIR +/- Y S B 11 P.P. STRUTTURA S -- Componendo le condizioni di carico elementari del paragrafo 7.3. sono state analizzate n 6 CC. (file: OSA_NuoviAscensori_RS2-00.doc) - pag. 9 -

11 COMBINAZIONI DELLE CCE: CC Comm. TCC An. Bk CC 1 - Amb. 1 (SLU) SLU L N CC 2 - Amb. 1 (SLU) SLU L N CC 3 - Amb. 1 (SLU) SLU L N CC 4 - Amb. 1 (SLE R) SLE R L N CC 5 - Amb. 1 (SLE F) SLE F L N CC 6 - Amb. 1 (SLE Q) SLE Q L N I carichi vento sono stati assegnati alle colonne come carichi lineari moltiplicando il valore unitario calcolato al punto 7.6 della relazione RS1 per le rispettive aree di influenza Portale Fase intermedia CCE Comm. Mx My Mz Jpx Jpy Jpz Tipo CCE Sicurezza Variabilità PP PORTALE S -- 2 CARICO PERM. NON STRU S -- Componendo le di carico elementari del paragrafo 7.3. sono state analizzate n 2 CC. CC Comm. TCC An. Bk CC 1 - Amb. 1 (SLU) SLU L N CC 2 - Amb. 1 (SLE R) SLE R L N CC 3 - Amb. 1 (SLE F) SLE F L N CC 4 - Amb. 1 (SLE Q) SLE Q L N Fase finale CCE Comm. Mx My Mz Jpx Jpy Jpz Tipo CCE Sicurezza Variabilità PP PORTALE S -- 2 CARICO PERM. NON STRU S -- 3 VARIABILE ESERCIZIO S B Componendo le condizioni di carico elementari del paragrafo 7.3. sono state analizzate n 4 CC. COMBINAZIONI DELLE CCE: CC Comm. TCC An. Bk CC 1 - Amb. 1 (SLU) SLU L N CC 2 - Amb. 1 (SLE R) SLE R L N CC 3 - Amb. 1 (SLE F) SLE F L N CC 4 - Amb. 1 (SLE Q) SLE Q L N Ballatoio CCE Comm. Mx My Mz Jpx Jpy Jpz Tipo CCE Sicurezza Variabilità (file: OSA_NuoviAscensori_RS2-00.doc) - pag. 10 -

12 1 PERMANENTI STRUTTURALI S -- 2 PERMANENTI NON STRUTTURALI S -- 3 CARICHI VARIABILI S B 4 VENTO DIR -X S B 5 VENTO DIR -Y S B 6 P.P. TAMPONATURA ESTERNA S -- 7 P.P. STRUTTURA S -- Componendo le condizioni di carico elementari del paragrafo 7.3. sono state analizzate n 32 CC. COMBINAZIONI DELLE CCE: CC Comm. TCC An. Bk Mt ±S X ±S Y CC 1 - Amb. 1 (SLU S) S Mt+X+0.3Y SLV L N CC 2 - Amb. 1 (SLE) S Mt+X+0.3Y SLD L N CC 3 - Amb. 1 (SLE) S Mt+X+0.3Y SLO L N CC 4 - Amb. 1 (SLU S) S Mt+X-0.3Y SLV L N CC 5 - Amb. 1 (SLE) S Mt+X-0.3Y SLD L N CC 6 - Amb. 1 (SLE) S Mt+X-0.3Y SLO L N CC 7 - Amb. 1 (SLU S) S Mt+0.3X+Y SLV L N CC 8 - Amb. 1 (SLE) S Mt+0.3X+Y SLD L N CC 9 - Amb. 1 (SLE) S Mt+0.3X+Y SLO L N CC 10 - Amb. 1 (SLU S) S Mt-0.3X+Y SLV L N CC 11 - Amb. 1 (SLE) S Mt-0.3X+Y SLD L N CC 12 - Amb. 1 (SLE) S Mt-0.3X+Y SLO L N CC 13 - Amb. 1 (SLU S) S -Mt+X+0.3Y SLV L N CC 14 - Amb. 1 (SLE) S -Mt+X+0.3Y SLD L N CC 15 - Amb. 1 (SLE) S -Mt+X+0.3Y SLO L N CC 16 - Amb. 1 (SLU S) S -Mt+X-0.3Y SLV L N CC 17 - Amb. 1 (SLE) S -Mt+X-0.3Y SLD L N CC 18 - Amb. 1 (SLE) S -Mt+X-0.3Y SLO L N CC 19 - Amb. 1 (SLU S) S -Mt+0.3X+Y SLV L N CC 20 - Amb. 1 (SLE) S -Mt+0.3X+Y SLD L N CC 21 - Amb. 1 (SLE) S -Mt+0.3X+Y SLO L N CC 22 - Amb. 1 (SLU S) S -Mt-0.3X+Y SLV L N CC 23 - Amb. 1 (SLE) S -Mt-0.3X+Y SLD L N CC 24 - Amb. 1 (SLE) S -Mt-0.3X+Y SLO L N CC 25 - Amb. 2 (SLU) SLU L N CC 26 - Amb. 2 (SLU) SLU L N CC 27 - Amb. 2 (SLU) SLU L N CC 28 - Amb. 2 (SLU) SLU L N CC 29 - Amb. 2 (SLU) SLU L N CC 30 - Amb. 2 (SLE R) SLE R L N CC 31 - Amb. 2 (SLE F) SLE F L N CC 32 - Amb. 2 (SLE Q) SLE Q L N I carichi vento sono stati assegnati alle colonne come carichi lineari moltiplicando il valore unitario calcolato al punto 7.6 della relazione RS1 per le rispettive aree di influenza. 8. VERIFICA NUOVI SOLAI E DEL RINFORZO TRAVI ESISTENTI Nei paragrafi seguenti si riportano le verifiche a flessione e taglio del rinforzo delle travi in cemento armato parzialmente demolite di sezioni 200x34h rettangolare (valida per i piani bassi cioè dal piano -3 int. al piano primo). Si è inoltre verificato che la sezione rinforzata avesse la stessa rigidezza della sezione ante-operam. La verifica delle travi di sezione 62x44h ad L (valida per i piani alti e cioè dal piano terzo al piano nono) può essere omessa in quanto il rapporto tra il rinforzo e la trave in c.a. in questo caso è maggiore rispetto all analogo rapporto rinforzo/trave il cui calcolo è riportato di seguito. Si riporta inoltre la verifica di un campo di solaio in lamiera grecata; tutte le verifiche suddette riguardano i nuovi campi di solaio per l installazione dei montaletti A1 e A2 ma possono essere estese anche per i solai per il passaggio degli ascensori B1 e B VERIFICA DEL SOLAIO IN LAMIERA GRECATA (file: OSA_NuoviAscensori_RS2-00.doc) - pag. 11 -

13 Per le verifiche dei solai in lamiera grecata con getto di completamento in cls non collaborante si farà riferimento a quanto prescritto nell Eurocodice 3 (parte 1-3) sia per quanto riguarda i materiali sia per quanto riguarda le verifiche. Per i materiali si farà riferimento all acciaio tipo CR220 che ha al tensione di snervamento f yb = 220 N/mmq (prospetto 3.1.) e un coefficiente γ M0 = 1,1 ( punto 2.2.). La tensione di calcolo di riferimento sarà dunque pari a: f yd = 220/1,1 = 200 N/mmq Per le verifiche agli SLE la deformazione deve essere contenuta a δ = L/200. Per i carichi si faccia riferimento al paragrafo 4.1. Le caratteristiche statiche della lamiera H = 55 sp. 10/10 sono pari a: W x = 23,69x10 3 mm 3 /ml Jx = 78,15x10 4 mm 4 /ml Considerando una fascia di carico di 1,00 ml e una luce di calcolo di circa 1,20 ml (interasse tra le travi principali HEB140 rif.to calpestio piano -2) si ha: q d SLU q d SLE = (1,30x2,00+1,50x3,50+1,50x5,00)x1,00 = 15,35 KN/ml = (1,00x2,00+1,00x3,50+1,00x5,00)x1,00 = 10,50 KN/ml = 10,50 N/mm Il momento di calcolo, considerando lo schema di semplice appoggio, è pari a: M d = 1/8x q SLU d xl 2 = 1/8x15,35x1,20 2 = 2,76 KNm = 2,76x10 6 Nmm σd = M d /W x = 2,76x10 6 soddisfatta) /(23,69x10 3 ) = 116,50 N/mmq < f yd = 200 N/mmq (verifica Il calcolo per i carichi totali risulta pari a: δ max = (5x q SLE d xl 4 )/(384xExJ x ) = (5*10,50x )/(384x2,1x10 5 x78,15*10 4 ) = 1,72 mm < L/200 = 1.500/200 = 7,5 mm 8.2. RINFORZO DELLE TRAVI ESISTENTI Si verifica a flessione a taglio una sezione in cemento armato 200x34h armata con 10φ20 inferiori e 6 φ16 superiori. La staffe sono φ6/20 a quattro bracci. Il rinforzo è costituito da due piatti orizzontali e un piatto verticale di spessore pari a 8 mm disposti come nella figura riportata a lato. Per le caratteristiche meccaniche dei materiali si faccia riferimento al paragrafo 3.1. (file: OSA_NuoviAscensori_RS2-00.doc) - pag. 12 -

14 Verifica a flessione a taglio La verifica a flessione viene effettuata schematizzando i piatti di rinforzo in acciaio a dei tondini di area a equivalente. Il programma di calcolo usato trova il momento ultimo della sezione ante M ante u e della sezione rinforzata M post u in modo che soddisfatta la seguente relazione: ante M u M post u Sviluppando i calcoli si ottiene: M ante u = 216,2 KNm M post u = 477,1 KNm la verifica è soddisfatta. La verifica a taglio si ritiene soddisfatta in quanto Apiatto > A staffa cioè l area del piatto verticale è assai maggiore dell area del braccio della staffa asportata Equivalenza delle rigidezza ante e post-operam La rigidezza a flessione della trave in c.a. nella configurazione ante-operam 200x34h è pari a: K ante 1trave = E 1 J ante /l 3 = x [(200x34 3 )/12]/460 3 = dan/cm La rigidezza a flessione della trave in c.a. nella configurazione post-operam (solo calcestruzzo) 150x34h è pari a: K post 2trave = E 1 J post /l 3 = x [(150x34 3 )/12]/460 3 = dan/cm K = K1 K 2 = = 506 dan/cm Due piatti di dimensioni pari a 500 mm x 8 mm di spessore hanno la seguente rigidezza: K rinf = E 2 J rinf /l 3 = x [(2x50x0,8x17,4 2 )]/460 3 = 522,55 dan/cm K rinf > K la verifica è soddisfatta. 9. VERIFICA PORTALE METALLICO AL SECONDO PIANO Nei paragrafi seguenti si riporta l analisi dimensionamento del portale in acciaio. dei carichi ante-operam usata per il 9.1. ANALISI DEI CARICHI AGENTI L analisi dei carichi gravanti sul portale si può riassumere come segue: solai laterocementizi H = 25 cm ( 20,5+4,5) dal piano terzo in poi - peso proprio massetto+allett.+ pavimento 2,00 KN/mq - peso proprio caldana (4,5 cm) 1,10 KN/mq - incidenza travetti 1,10 KN/mq - incidenza laterizio 1,40 KN/mq - peso proprio intonaco 0,40 KN/mq - incidenza tramezzi 1,00 KN/mq - sovraccarico variabile 3,00 KN/mq Totale 10,00 KN/mq p solai = (1,40x2,20)x10,00 KN/mq x8,00 = 246,40 KN con i = 1,40 ml interasse dei pilastri; L/2 = 2,20 ml semiluce solaio; n = 8 numero impalcati (file: OSA_NuoviAscensori_RS2-00.doc) - pag. 13 -

15 travi di bordo p trave = [(0,32x0,44)+(0,30x0,25)]x1,40x25,00 KN/mq x8,00 = 60,45 KN pilastri di facciata sezione 20x60 ppilastro = [(0,20x0,60)x(36,37-11,49)] x25,00 KN/mq = 74,65 KN tamponatura ptamponatura = 1,50 KN/mq x (36,37-11,49) x1,40 ml = 52,25 KN Sommando tali valori si trova il carico al piede del pilastro di facciata: p = 246,40 KN + 60,45 KN + 74,65 KN+52,25 KN = 433,75 KN arrotondato a 500,00 KN Facendo una proporzione tra carichi totali e carichi variabili si ottiene la seguente ripartizione tra carichi permanenti e carichi variabili, che sono stimati pari a: q perm = 415,00 KN qvar = 85,00 KN Sul trasverso sono stati applicati due carichi concentrati ognuno di intensità pari a 500,00 KN. Nella fase intermedia (solai interni non ancora ricostruiti) l intensità dei due carichi è stata posta pari alla metà e cioè a 250,00 KN. Tali valori sono stati usati per il dimensionamento del portale metallico per le cui verifiche complete si rimanda al fascicolo di calcolo denominato FC EQUIVALENZA DELLA RIGIDEZZA ANTE E POST OPERAM Il portale metallico sostitutivo dei pilastri in c.a. di facciata da demolire assicura un equivalenza della rigidezza laterale ante e post-operam. La rigidezza laterale offerta dai pilastri da demolire risulta pari a: essendo: K ante = 2 x (12E C I C /h 3 ) = Kg/cm E = Kg/cm I = (60 x 20 3 ) / 12 = cm h = 310 cm 2 4 La rigidezza laterale offerta invece dal portale di rinforzo statico del vano di nuova realizzazione sotto l ipotesi di telaio shear-type (EA ed EI del traverso tendenti ad infinito) risulta pari alla somma della rigidezza laterale dei ritti in profilo HEA320 incernierati al piede ovvero pari a: essendo: K post = 2 x (3E S I S /h 3 ) = Kg/cm E S = Kg/cm 4 IS = cm h = 310 cm 2 (file: OSA_NuoviAscensori_RS2-00.doc) - pag. 14 -

16 Concludendo si ottiene una sostanziale equivalenza fra rigidezza laterale ante e post operam. Per quanto illustrato si può concludere che anche tale intervento non cambia il comportamento globale della struttura rispetto all azione sismica sia in termini di rigidezza in fase elastica, sia in termini di resistenza e di capacità di deformazione in fase plastica, e conseguentemente, in termini normativi, rientrano nella categoria degli interventi locali per i quali la valutazione della sicurezza può essere riferita ai soli elementi interessati. 10. VERIFICA DEL BALLATOIO DI COLLEGAMENTO Nei paragrafi che seguono si eseguiranno le verifiche delle parti di struttura non analizzate in maniera automatica quali il solaio di calpestio a piano secondo, cioè quello con sovraccarico variabile maggiore, i nodi di collegamento delle travi e delle colonne in acciaio alle strutture esistenti (travi e pilastri in c.a.) e infine una verifica ai solo carichi verticali dei pilastri esistenti in c.a. sottoposto all incremento di carico dovuto alla nuova struttura realizzata. Le verifiche di tutte le membrature in acciaio e dei nodi cerniera travi secondarie travi principali sono contenute nel fascicolo dei calcoli FC VERIFICA DELLA LAMIERA GRECATA A CALPESTIO PIANO SECONDO Per le verifiche dei solai in lamiera grecata con getto di completamento in cls non collaborante si farà riferimento a quanto prescritto nell Eurocodice 3 (parte 1-3) sia per quanto riguarda i materiali sia per quanto riguarda le verifiche. Per i materiali si farà riferimento all acciaio tipo CR220 che ha al tensione di snervamento f yb = 220 N/mmq (prospetto 3.1.) e un coefficiente γ M0 = 1,1 ( punto 2.2.). La tensione di calcolo di riferimento sarà dunque pari a: f yd = 220/1,1 = 200 N/mmq Per le verifiche agli SLE la deformazione deve essere contenuta a δ = L/200. Per i carichi si faccia riferimento al paragrafo 4.4. Le caratteristiche statiche della lamiera H = 55 sp. 10/10 sono pari a: W x = 23,69x10 3 mm 3 /ml Jx = 78,15x10 4 mm 4 /ml Considerando una fascia di carico di 1,00 ml e una luce di calcolo di circa 1,50 ml (interasse tra le travi principali IPE160) si ha: q d SLU q d SLE = (1,30x2,00+1,50x2,60+1,50x4,00)x1,00 = 12,50 KN/ml = (1,00x2,00+1,00x2,60+1,00x4,00)x1,00 = 8,60 KN/ml = 8,60 N/mm Il momento di calcolo, considerando lo schema di semplice appoggio, è pari a: M d = 1/8x q SLU d xl 2 = 1/8x12,50x1,50 2 = 3,50 KNm = 3,50x10 6 Nmm σd = M d /W x = 3,50x10 6 soddisfatta) Il calcolo per i carichi totali risulta pari a: /(23,69x10 3 ) = 148,00 N/mmq < f yd = 200 N/mmq (verifica (file: OSA_NuoviAscensori_RS2-00.doc) - pag. 15 -

17 δ max = (5x q d SLE xl 4 )/(384xExJ x ) = (5*8,60x )/(384x2,1x10 5 x78,15*10 4 ) = 3,45 mm < L/200 = 1.500/200 = 7,5 mm VERIFICA DEI NODI IN ACCIAIO ALL ATTACCO CON L EDIFICIO Gli attacchi tra la struttura in acciaio e la struttura esistente in c.a. saranno realizzati come nodi cerniera; tutti i particolari costruttivi sono riportati nella tavola di progetto S15. Si verificheranno i nodi al piede tra i pilastri esistenti e le colonne in acciaio HEA200 e l attacco tra le travi del ballatoio e i pilastri o travi in c.a NODO CERNIERA AL PIEDE COLONNA HEA200 - PILASTRO IN C.A. Dall elaborato FC4 si prendono le massime reazioni vincolari al piede delle due colonne HEA200: R zmax = 257,72 KN (nodo 5 CC25 SLU carichi verticali) Le verifiche sul collegamento sono due: 1) verifica a taglio del perno di collegamento; 2) verifica a rifollamento delle piastre di base. 1) Si esegue la verifica a taglio del perno di collegamento M24 classe 8.8. La resistenza di calcolo a taglio dei perni F v,rd per ogni piano di taglio che interessa il gambo dell elemento di connessione può essere assunta pari a: Fv,Rd = 0,6*f tb *A P /γ M2 (per bulloni di classe 4.6, 5.6 e 8.8.) dove: A P = 452 mmq perno M24) (l area resistente del ftb = 800 N/mmq (resistenza a rottura del materiale impiegato per la realizzazione del bullone) γ M2 = 1,25 (il coefficiente di sicurezza per la verifica delle unioni) Il taglio di calcolo (amplificato) va diviso per n 4 sezioni di taglio (vedi figura): F v,ed = V d /4 = R zmax /4 = 257,72 KN/4 = +64,43 KN Il taglio resistente, sostituendo i numeri, è pari a: F v,rd = 0,6*f tb *A res /γ M2 = 0,6*800*452/1,25 = N = 173,56 KN Fv,Ed =64,63 KN F v,rd = 173,56 KN la verifica è soddisfatta. (file: OSA_NuoviAscensori_RS2-00.doc) - pag. 16 -

18 2) Si esegue la verifica a rifollamento delle piastre di spessore pari a 10 mm (vedi figura sopra) con la formula delle NTC: F b,rd = k x α x f u *dxt/γ con f u Mb = 430 N/mmq (resistenza ultima della piastra in acciaio S275) d = 24 mm (diametro del perno M24) d 0 = 24 mm (diametro del foro) t = 10 mm (spessore della piastra) α = min (e 1 /3d 0 ;f ub /f u ;1) per bulloni di bordo nella direzione del carico applicato k = min (2,8e2/d 0-1,7;2,5) per bulloni di bordo nella direzione perpendicolare del carico applicato e1/3d 0 =50/3*24=0,69 fub/f u =800/430=1,86 2,8e2/d 0-1,7 = 2,8 *60/24 1,7 = 6 α = 0,69; k = 2,5 F b,rd =2,5x0,69x430x24x10/1,25= N = 142,16 KN La forza di rifollamento si ottiene dividendo la forza R Fd = R zmax /3 = 257,72 KN/3 = 85,90 KN Fd = 85,90 KN < F b,rd = 142,16 KN la verifica è soddisfatta NODO CERNIERA TRAVE PRINCIPALE IPE300 - PILASTRO IN C.A. Dall elaborato FC4 si prendono le massime reazioni vincolari tra la trave principale IPE300 e il pilastro esistente in c.a.: R zmax = 96,00 KN (nodo 102 CC25 SLU carichi verticali) Le verifiche sul collegamento sono tre: 1) verifica a taglio dei bulloni di collegamento; 2) verifica a rifollamento dei piatti; 3) verifica a trazione e taglio delle barre filettate di collegamento col pilastro in cemento armato. 1) Si esegue la verifica a taglio dei bulloni M12 classe 8.8. La resistenza di calcolo a taglio dei bulloni F v,rd per ogni piano di taglio che interessa il gambo dell elemento di connessione può essere assunta pari a: Fv,Rd = 0,6*f tb *A res /γ M2 (per bulloni di classe 4.6, 5.6 e 8.8.) zmax per n 3 piatti: (file: OSA_NuoviAscensori_RS2-00.doc) - pag. 17 -

19 dove: A res = 84,8 mmq (l area resistente di un bullone M12 e si adotta quando il piano di taglio interessa la parte filettata) ftb = 800 N/mmq (resistenza a rottura del materiale impiegato per la realizzazione del bullone) γ M2 = 1,25 (il coefficiente di sicurezza per la verifica delle unioni) Il taglio di calcolo (amplificato) va diviso per n 2 sezioni di taglio e per n 4 bulloni (vedi figura): F v,ed = V d /4 = R zmax /(2x4) = 96,00 KN/(2x4) = +12,00 KN Il taglio resistente, sostituendo i numeri, è pari a: F v,rd = 0,6*f tb *A res /γ M2 = 0,6*800*84,8/1,25 = N = 32,56 KN Fv,Ed =12,00 KN F v,rd = 32,56 KN la verifica è soddisfatta. 2) Si esegue la verifica a rifollamento dei piatti di spessore pari a 8 mm (vedi figura sopra) con la formula delle NTC: F b,rd = k x α x f u *dxt/γ con f u Mb = 430 N/mmq (resistenza ultima dei piatti in acciaio S275) d = 12 mm (diametro dei bulloni M12) d 0 = 13 mm (diametro del foro) t = 8 mm (spessore della piastra) α = min (e 1 /3d 0 ;f ub /f u ;1) per bulloni di bordo nella direzione del carico applicato α = min (p1/3d 0 0,25;f ub /f u ;1) per bulloni interni nella direzione del carico applicato k = min (2,8e2/d 0-1,7;2,5) per bulloni di bordo nella direzione perpendicolare del carico applicato e1/3d 0 =35/3*13=0,89 p1/3d 0-0,25 = 55/(3*13)-0,25 = 1,16 fub/f u =800/430=1,86 2,8e2/d 0-1,7 = 2,8 *30/13 1,7 = 4,76 α = 0,89; k = 2,5 F b,rd =2,5x0,89x430x12x8/1,25= N = 73,47 KN La forza di rifollamento è pari a: F d = R zmax /(2x4) = 96,00 KN/(2x4) = +12,00 KN Fd = 12,00 KN < F b,rd = 73,47 KN la verifica è soddisfatta. 3) Si esegue la verifica a trazione e taglio delle n 4 barre filettate M12 inghisate nel pilastro in c.a. (vedi figura sopra) con la formula delle NTC sottoposte alla reazione vincolare all appoggio e al momento parassita. Dall elaborato FC4 si ricava il valore massimo della reazione vincolare all appoggio: R zmax = 96,00 KN (nodo 102 CC25 SLU carichi verticali) Il taglio agente su ciascun bullone è pari a: (file: OSA_NuoviAscensori_RS2-00.doc) - pag. 18 -

20 F v,ed = R zmax /n b = 96,00/4 = 24,00 KN Il momento parassita è pari a: M d = R dzmax * e = 96,00 KN x 35 mm = KNmm che si traduce in uno sforzo di trazione agente su ciascun bullone, con l ipotesi di piastra rigida, pari a : F t,ed =[( M d )/2*Σy 2 i ]*y max = 3.360/2*(67, ,5 2 )*232,5 = 6,66 KN La resistenza di calcolo a taglio dei bulloni Fv,Rd per ogni piano di taglio che interessa il gambo dell elemento di connessione può essere assunta pari a: Fv,Rd = 0,6*f tb *A res /γ M2 (per bulloni di classe 4.6, 5.6 e 8.8.) La resistenza di calcolo a trazione dei bulloni F Ft,Rd = 0,9*f tb *A res /γ M2 dove t,rd può essere assunta pari a: A res = 84,8 mmq (l area resistente di un bullone M12 e si adotta quando il piano di taglio interessa la parte filettata) ftb = 800 N/mmq (resistenza a rottura del materiale impiegato per la realizzazione del bullone) γ M2 = 1,25 (il coefficiente di sicurezza per la verifica delle unioni) Per gli elementi soggetti contemporaneamente a trazione e taglio la verifica può essere effettuata utilizzando la formula (F v,ed / F v,rd )+ (F t,ed / 1,4*F t,rd ) 1 (p.to ) Inoltre deve risultare: F v,ed F v,rd e Ft,Ed Ft,Rd Sostituendo i valori numerici abbiamo: F v,rd = 0,6*f tb *A res /γ M2 = 0,6*800*84,8/1,25 = N = 32,56 KN Ft,Rd = 0,9*f tb *A res /γ M2 = 0,9*800*84,8/1,25 = N = 48,84 KN Applicando la formula si ottiene infine: (24,00/32,56)+(6,66/1,4*48,84) = 0,83 < 1 la verifica è soddisfatta VERIFICA DELLE SOLLECITAZIONI INDOTTE NEI PILASTRI ESISTENTI IN C.A In questo paragrafo si effettuerà la verifica a compressione semplice del pilastro n 93 dell edificio, quello cioè su cui insiste la colonna del ballatoio di collegamento più caricata. (file: OSA_NuoviAscensori_RS2-00.doc) - pag. 19 -

21 Si troverà cioè la tensione media agente sulla testa del pilastro e si controllerà l eventuale incremento percentuale di carico assiale che tale pilastro sopporta ai vari livelli e che scarica sulle fondazioni. La verifica sarà condotta per semplicità considerando i carichi caratteristici, cioè quelli non amplificati, per la sola quota permanente (che meglio descrive lo stato tensionale d esercizio). Gli ordini del pilastro oggetto di verifica sono cinque e cioè dal piano primo (a quota rustica +3,60 R) fino allo spiccato delle fondazioni (quota -15,00 R). Per l analisi dei carichi si farà riferimento al carico unitario degli orizzontamenti interessati (solai laterocementizi H = 34 cm) che è pari a 8,00 KN/mq nella configurazione ante-operam e il valore 5,50 KN/mq nella configurazione post-operam (solai più leggeri in quanto in lamiera grecata). Le aree di influenza dei carichi si deducono dalle carpenterie dei cinque impalcati nella configurazione ante-operam e nella configurazione post-operam (cioè con i fori per gli ascensori e i nuovi campi di solaio più leggeri). Lo scarico al piede che la struttura in acciaio del ballatoio applica in testa al pilastro è pari a: R perm z = 178,00 KN (carico caratteristico per i soli carichi permanenti nodo 5) Sulla testa del pilastro, di sezione 60x60 per tutti e cinque gli ordini, la tensione media a calpestio del piano primo è pari a: σ = N/A = 178,06x10 3 /(600x600) = 0,49 N/mmq valore quasi trascurabile per un calcestruzzo di classe C20/25. Il peso proprio dei pilastri è pari a: p.p. (pilastri) = (0,60x0,60)x18,80 ml x25,00 KN/mc ~ 170,00 KN Il carico dovuto agli orizzontamenti ante-operam è pari a: p ante solai 650 KN = (2,80x5,00+3,00x6,00)x8,00 KN/mq + 4x(2,80x1,70+3,00x2,50)x8,00 KN/mq ~ Il carico dovuto agli orizzontamenti post-operam è pari a: p post solai = (2,80x5,00)x8,00 KN/mq +(3,00x4,00)x8,00 KN/mq + (3,00x1,40)x5,50KN/mq x 2,80x1,70x8,00 KN/mq + 4x (3,00x1,40)x5,50 KN/mq = 480 KN I carichi totali ante-operam sono pari a: p ante tot I carichi totali post-operam sono pari a: p post tot = 170, = 820 KN = 170, ,00 = 828 KN Si è quindi dimostrato che i carichi ante e post-operam sono rimasti praticamente inalterati, dal ché le sollecitazioni indotte nella struttura esistente in cemento armato restano le stesse. 11. VERIFICA LOCALE MACCHINE ASCENSORI IN COPERTURA Le verifiche sono completamente contenute nel fascicolo dei calcoli denominato FC2. La struttura è relativa al locale macchine dei monta letti A1 e A2. Le dimensioni delle sezioni in acciaio sono da ritenersi valide anche per il locale macchine degli ascensori B1e B2; si (file: OSA_NuoviAscensori_RS2-00.doc) - pag. 20 -

22 rammenta infatti che i carichi impianti di quest ultimi sono inferiori a quelli dei montaletti mentre gli altri carichi sono in comune ad entrambi gli impianti. (file: OSA_NuoviAscensori_RS2-00.doc) - pag. 21 -