Relazione generale illustrativa dell opera Gli edifici in c.a. esistenti, soprattutto quelli costruiti negli anni 60 70, presentano notevoli carenze strutturali, legate principalmente alla scarsa qualità dei calcestruzzi e ad un insufficiente quantitativo di armature trasversali. Tali carenze si traducono in caratteristiche di resistenza e duttilità pericolosamente inadeguate, che hanno portato nel passato, nei casi più drammatici, a crolli catastrofici in condizioni di solo carico statico. Ovviamente tali inadeguatezze risultano ancor più gravi quando tali strutture, progettate per sostenere i soli carichi verticali, sono soggette anche ad azioni sismiche. In questo scenario, gli elementi strutturali che maggiormente risentono di tale carenze, sono senza dubbio i pilastri. È in questo scenario che si colloca il progetto di ristrutturazione e cambio di destinazione d'uso del piano terreno, di fabbricato ex istituto d'arte, Comune di Montemurlo, loc. Oste, Via Napoli, per la realizzazione del nuovo distretto socio-sanitario. Nell ambito del seguente progetto è stato necessario effettuare la valutazione della sicurezza nei confronti dell azione sismica e prevedere un intervento di miglioramento sismico. Tra gli interventi di miglioramento sismico si prevede il consolidamento di n. 26 pilastri del piano terra, di dimensioni 25 cm x 40 cm e altezza 4,65 m, mediante la tecnica del sistema CAM (acronimo di Cuciture Attive nei Manufatti), con l obiettivo di incrementare la resistenza a compressione e la duttilità dei pilastri per effetto del confinamento espletato dai nastri in acciaio ad alta resistenza. In particolare il sistema CAM è stato progettato per fornire un calcestruzzo confinato di classe C25/30 e quindi una fccd = 14.11 MPa. L edificio presenta una pianta rettangolare con dimensioni di m 49,42 parallelamente alla Via Milano e di m 13,10 parallelamente alla Via Napoli. E costituito dal piano terra, da un primo piano posto a quota m 4,95 e dalla copertura posta a quota m 8,90. Al di sotto del solaio di copertura realizzato con travetti tipo Varese è presente un solaio laterocementizio con funzione di controsoffitto con intercapedine di cm 60, il solaio del primo piano è laterocementizio ed ha uno spessore comprensivo della pavimentazione di cm 30. Le strutture verticali sono costituite da 12 pilastri in cemento armato sul bordo prospiciente la via Milano, da 12 pilastri posti circa in asse alla costruzione ed un muro portante in mattoni pieni a due teste sul lato tergale della costruzione. Tutti i pilastri hanno una sezione rettangolare di cm 25 x 40 cm e sono collegati tra loro da travi ricalate e presentano interassi di m 4,73 salvo tre campate con luce inferiore.
I solai nella parte di costruzione in cemento armato sono paralleli al lato più lungo della costruzione mentre nella parte in muratura risultano appoggiarsi sul muro perimetrale e quindi risultano paralleli al lato più corto della costruzione. Il muro perimetrale in muratura di mattoni risulta avere una snellezza pari a λ =18,6. Sulle fondazioni non sono stati eseguiti accertamenti ma sulla base di una tavola del progetto relativo al rilascio della concessione edilizia si deduce che i pilastri si appoggiano su plinti collegati tra loro da trave e la muratura in mattoni pieni si appoggia direttamente su fondazione continua. Attualmente le condizioni generali della costruzione richiedono anche interventi manutentivi non strutturali con particolare riguardo all impermeabilizzazione della copertura, infatti si rilevano numerose infiltrazioni d acqua il cui perdurare potrebbe provocare nel lungo periodo danni anche alle strutture. Normativa di riferimento NTC: D.M. Infrastrutture 14/01/2008 Circolare: Circolare 617 del 02/02/2009 Istruzioni: istruzioni regionali D.2.9 per gli interventi di prevenzione e riduzione del rischio sismico degli edifici pubblici strategici e rilevanti Linee guida: linee guida per la riparazione e il rafforzamento di elementi strutturali, tamponature e partizioni, Dipartimento della Protezione Civile. Descrizione del modello strutturale e valutazione della sicurezza e delle prestazioni L intervento proposto è un intervento di miglioramento sismico così come definito al punto 8.4.2 delle NTC: intervento finalizzato ad accrescere la capacità di resistenza delle strutture esistenti. È possibile eseguire interventi di questo tipo qualora non ricorrano i casi di: a) sopraelevazione; b) ampliamento della costruzione; c) vaiazione di destinazione d uso che comporti incrementi nei carichi in fondazione di oltre il 10%; d) trasformazione in altro oganismo edilizio (punto 8.4.1 delle NTC). Nella fattispecie non ci troviamo in alcuno di questi 4 casi, in quanto la variazione di destinazione d uso da scuola a residenza sanitaria comporta il mantenimento della cat. C1 della Tabella 3.1.II delle NTC (o al limite il passaggio alla cat. B2) senza variazione dei carichi di esercizio, né dei coefficienti di combinazione Ψ 0j, Ψ 1j e Ψ 2j della Tabella 2.5.I.
Le istruzioni regionali D.2.9 per gli interventi di prevenzione e riduzione del rschio sismico degli edifici pubblici strategici e rilevanti (Istruzioni Tecniche) stabiliscono al punto 1.2 che gli interventi devono consentire il raggiungimento dell indicatore di rischio superiore a 0,65; in alternativa è possibile stabilire per la costruzione un valore inferiore della vita nominale o residua rispetto a quanto previsto per le nuove costruzioni dalla NTC, come previsto al punto C.8.3 della Circolare. La valutazione della sicurezza viene condotta con riferimento allo SLV. Essa è finalizzata alla determinazione della entità massima delle azioni, considerate nelle combinazioni di carico di progetto, che la struttura è capace di sostenere con i margini di sicurezza richiesti dalle NTC. Seguendo la pocedura indicata al punto 3.2.2 delle Istruzioni, possiamo calcolare: 1. la domanda, espressa in termini di periodo di ritorno dell azione sismica di riferimento: nel caso di edificio strategico (classe d uso IV) la domanda è T RD =949 anni; 2. la capacità sismica dell edificio, espressa in termini di periodo di ritorno dell azione sismica corrispondente al raggiungimento dello stato limite ultimo (T RC ); TRC 0,41 3. l indice di rischio R CD =, che deve essere maggiore o uguale a 0,65. TRD Nella situazione limite per la quale R CD =0,65, otteniamo T RC = 332 anni, che rappresenta quindi la capacità sismica minima che ci proponiamo di raggiungere con l intervento. Il tipo di intervento prescelto è il cd. Metodo CAM, indicato anche nelle Linee Guida per la riparazione e il rafforzamento di elementi strutturali del Dipartimento della Protezione Civile in Appendice C e descritto per esteso in Allegato (Allegato 1). Preliminarmente e per completezza è stata calcolata la capacità sismica attuale, che l edificio possiede senza la realizzazione di alcun tipo di intervento. Le caratteristiche dei materiali sono state preliminarmente testate con uno studio condotto dall Ing. Forasassi di Prato, che ha organizzato una serie di prove in sito e in laboratorio, riportate integralmente in Allegato (Allegato 2). Prove sui solai Vista la regolarità in pianta della costruzione, è stato stabilito di effettuare solo due prove di carico sui solai: la prima al piano primo nell aula n 3 con luce netta di m 4,48 introducendo un carico progressivo tramite materassi ad acqua fino al raggiungimento di 300 dan/m 2 ed effettuando
letture intermedie in corrispondenza di 100 dan/m 2 e di 200 dan/m 2, la seconda prova al piano primo nel corridoio antistante l aula n 3 con luce netta di m 4,56 introducendo i carichi in modo analogo a quanto già descritto per la prima prova. L esatta ubicazione delle aree interessate dalla prova è desumibile dalla relazione del Laboratorio Sigma, in allegato. Per entrambe le prove si è prevista la disposizione di n 5 flessimetri centesimali, di attendere la stabilizzazione delle deformazioni a pieno carico e di attendere il completo ritorno delle deformazioni. La modesta entità delle deformazioni fornisce indizi di affidabilità delle strutture orizzontali, con rifeimento all applicazione di carichi verticali. Prove su barre di acciaio Sono state effettuate 2 prove di trazione su barre di acciaio prelevate in corrispondenza di un pilastro del piano terra e di uno del primo piano per determinare le tensioni di snervamento e di rottura. L esatta ubicazione dei pilastri interessati è desumibile dalla relazione del Laboratorio Sigma, in allegato. La tensione di snervamento media è pari a 412 + 444 2 fy = = 428 N mm, confrontabile con il tipo B450C. 2 Prove sul calcestruzzo Sono state prelevate 4 carote di calcestruzzo del diametro di 104 mm sulle quali sono state effettuate le prove di rottura a compressione, per determinare il carico unitario a rottura del provino. L esatta ubicazione delle aree interessate dalla prova è desumibile dalla relazione del Laboratorio Sigma, in allegato. Il carico unitario di rottura per i due campioni aventi altezza 210 mm è risultato: campione n 1 24,8 N/mm 2 campione n 2 9,3 N/mm 2 Adottando il fattore di correzione pari a 0,83 per carote con rapporto lunghezza/diametro pari a 2 e diametro superiore ai 100 mm, si evidenzia che il primo campione è classificabile come appartenente alla classe C 25/30, mentre il secondo ha evidenziato una resistenza molto bassa infatti pari a 11,2 N/mm 2 ; considerando inoltre che la norma consente che il valore ottenuto dai provini sul calcestruzzo in opera sia non inferiore all 85% del valore medio definito in fase di progetto possiamo raggiungere il valore di Rck =13,17 N/mm 2. Il carico unitario di rottura per gli altri due campioni, aventi altezza 100 mm, è risultato: campione n 3 15,1 N/mm 2
campione n 4 18,1 N/mm 2. Per carote di diametro compreso fra 100 e 150 mm, se il rapporto lunghezza/diametro è pari a 1, come nel nostro caso, il fattore di correzione resistenza cilindrica/resistenza cubica si può assumere pari a 1. Considerando che la norma consente che il valore ottenuto dai provini sul calcestruzzo in opera sia non inferiore all 85% del valore medio definito in fase di progetto possiamo raggiungere il valore di Rck =17,76 N/mm 2 per il campione n 3 e Rck = 21,29 N/mm 2 per il campione n 4. Sono state effettuate, infine, estese indagine sclerometriche che forniscono risultati di Rck che all apparenza risulterebbero adeguati; occorre tuttavia ricordare che su calcestruzzi molto vecchi si ha un indurimento della superficie esterna che induce attraverso lo sclerometro a sovrastimare la reale resistenza caratteristica a compressione del conglomerato. Livello di conoscenza In funzione dell informazione disponibile appena descritta, stabiliamo che il livello di conoscenza è LC1, tenendo conto che le prove, pur fornendo un quadro sufficientemente chiaro a mio parere dello stato attuale, non soddisfano appieno i (rigorosi) requisiti della Tabella C8.A.1.3a della Circolare. Il fattore di confidenza è pertanto FC=1,35, il metodo di analisi utilizzato è l analisi lineare dinamica, come reso possibile dalla Tabella C8.A.1.2 della Circolare. Utilizzando il fattore di confidenza, pertanto, per calcolare la capacità sismica attuale, che l edificio possiede senza la realizzazione di alcun tipo di intervento, si ricava una resistenza Rck = 16,18 N/mm 2. Tale valore non è stato utilizzato nella modellazione dello stato attuale per i seguenti motivi: - i campioni 2 e 3 sono ricavati dallo stesso pilastro (pilastro 2 del certificato 3811/2012): in particolare, il campione 3 è stato prelevato solo perché il 2 aveva fornito un Rck minore di quello atteso. È evidente, quindi, che ha uno scarso valore statistico assegnare peso doppio al prelievo casuale 2 rispetto agli altri (1 e 4); con questa prima correzione, ma sempre utilizzando il fattore di confidenza, si raggiunge una resistenza Rck = 17,20 N/mm 2. - lo stesso pilastro (pilastro 2 del certificato 3811/2012) è stato oggetto di prova sclerometrica: mentre per i carotaggi i valori di Rck sono 13,17 e 17,76 N/mm 2, per la prova sclerometrica Rck =32,10 N/mm 2. È chiaro che questo tipo di prova fornisce solo misure comparative e non possiamo ritenere giustificata alcuna affermazione che le misure lette siano direttamente convertibili in valore della resistenza raggiunta da un qualunque calcestruzzo. Tuttavia la prova può essere utilizzata per verificare le variazioni del
comportamento meccanico del calcestruzzo, pilastro per pilastro, nel caso in cui come in questo l effettiva resistenza sia stata valutata in alcuni casi con metodi convenzionali. Sotto questo punto di vista si osserva che le prove sclerometriche forniscono valori di Rck sempre maggiori per gli altri pilastri, giungendo fino a un massimo di 457 N/mm 2. La variazione percentuale corrispondente è del 17%: con questa seconda correzione, ma sempre utilizzando il fattore di confidenza, si raggiunge una resistenza Rck = 20,11 N/mm 2. È per tutti questi motivi che, tenendo conto di tutti i fattori concorrenti, si è scelto di utilizzare un calcestruzzo C16/20 per la rappresentazione dello stato attuale (il valore tiene già conto della riduzione dovuta al fattore di confidenza). Rck, attuale = 200 N/mm 2 Carichi permanenti Al fine delle verifiche degli stati limite si utilizzano le combinazioni di cui al paragrafo 2.5.3. delle NTC. I valori dei coefficienti parziali per le azioni o per l effetto delle azioni nelle verifiche SLU sono quelli della tabella 2.6.I. delle NTC, colonna A1: in particolare, si precisa che sia il coefficiente per carichi permanenti strutturali che quello per carichi permanenti non strutturali è assunto pari a 1,3. Muratura in progetto 37cm x 25cm x 25cm Norma Tris NT37 Toppetti 2 Blocchi 235 dan/m 2 Malta 31 dan/m 2 Totale 266 dan/m 2 Intonaco 30 dan/m 2 Muratura (attuale) e intonaci 315 dan/m 2 Pavimento e sottofondo Solai Totale 130 dan/m 2 Peso proprio 320 dan/m 2 Pavimento e sottofondo (vedi sopra) 130 dan/m 2 Tramezzi (peso proprio per unità di lunghezza < 3.00 kn/m) 120 dan/m 2 Totale 600 dan/m 2
Carichi accidentali Neve Come da allegato (allegato 3). Vento Come da allegato (allegato 3). Temperatura T u = T To = T est + 2 T int Si considera una variazione termica di tipo lineare che percorre tutta la sezione del componente strutturale; per tale variazione si considera tu=±15 Carichi accidentali Sottotetti non accessibili 100 dan/m 2 Coperture 100 dan/m 2 Solai 300 dan/m 2 Azioni sismiche Classe di sottosuolo C
Categoria topografica T1 Fattore di struttura q=3,45 Per la determinazione del fattore di struttura si è fatto riferimento a una struttura a telaio regolare in altezza ma non in pianta, operante in classe di duttilità B. La modellazione geometrica della struttura esistente, l applicazione dei carichi e la combinazione degli stessi, l analisi dei modi di vibrare, la determinazione delle tensioni e delle deformazioni nello stato attuale sono state effettuate con il programma agli elementi finiti Axis VM9 R3g della STA DATA di Torino. Della costruzione è stata effettuata l analisi con stato limite sismico SLV, si sono studiati i modi di vibrare prendendo in considerazione quelli indicati al punto C7.3.3.1 della Circolare. Si ottiene, nello stato attuale, con T RC 200 anni, un indice di rischio R CD : R 0,41 ( TRC / T ) = 0, 53 CD = RD
Stato di progetto: intervento di miglioramento Il tipo di intervento prescelto è il cd. Metodo CAM, indicato anche nelle Linee Guida per la riparazione e il rafforzamento di elementi strutturali del Dipartimento della Protezione Civile in Appendice C e descritto per esteso in Allegato (Allegato 1). Il classico intervento di cerchiatura di pilastri in c.a. mediante angolari e calastrelli può essere efficacemente sostituito dal sistema CAM, con angolari e strisce in acciaio, con il quale l effetto di contenimento viene meglio distribuito, potendosi utilizzare un elevato numero di strisce. Gli spessori delle strisce sono estremamente ridotti e riconducibili agli spessori degli angolari. L effetto di presollecitazione rende il cerchiaggio, tra l altro, immediatamente efficiente. I profili in acciaio e le strisce vanno ad aumentare le caratteristiche meccaniche della sezione in termini di resistenza a taglio e a flessione, essendo in sostanza incrementi di sezione resistente in acciaio, longitudinalmente (profili) e trasversalmente (strisce). L intervento con il sistema CAM si traduce, in fase progettuale, in incremento della resistenza Rck per la sezione considerata. La variazione Rck dipende dalle caratteristiche meccaniche e geometriche degli angolari e dei nastri usati, nonché dal passo fra le strisce. La variazione Rck dipende anche dal valore di Rck iniziale. Utilizzando: t s = 0,8 Mm spessore nastro h s = 19 Mm altezza delle bande discontinue s = 40 mm passo delle bande R ck,iniziale media nella sezione = 20,0 N/mm 2 s a = 8 Mm spessore angolare L l a = 60 Mm lato angolare L Si ottiene un calcestruzzo C25/30 per la rappresentazione dello stato di progetto (il valore tiene conto della riduzione dovuta al fattore di confidenza applicata a Rck, attuale ). Rck, progetto = 300 N/mm 2
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Nello stato di progetto non vengono modificati i carichi applicati. La modellazione geometrica della struttura, l applicazione dei carichi e la combinazione degli stessi, l analisi dei modi di vibrare, la determinazione delle tensioni e delle deformazioni nello stato attuale sono state effettuate con il programma agli elementi finiti Axis VM9 R3g della STA DATA di Torino. Della costruzione è stata effettuata l analisi con stato limite sismico SLV, si sono studiati i modi di vibrare prendendo in considerazione quelli indicati al punto C7.3.3.1 della Circolare. Le frequenze dei primi 3 modi di vibrare sono 0,27 Hz, 0,48 Hz e 0,82 Hz. La massa partecipante è superiore al 95% con 20 modi di vibrare. Si ottiene, nello stato attuale, con T RC 664 anni, un indice di rischio R CD : R 0,41 ( TRC / T ) = 0, 86 CD = RD Nel fascicolo dei calcoli sono elencati i carichi applicati, ottenuti moltiplicando i carichi a metro quadrato per la relativa area di influenza. Tutte le sezioni risultano così verificate. L intervento interviene postivamente anche nella gerarchia delle resistenze. Le deformazioni e gli spostamenti nodali risultano soddisfacenti, in quanto lo spostamento massimo orizzontale si verifica per il nodo 106 e vale 2,742 mm: considerando un altezza di interpiano di 530 cm risulta verificato il limite del punto 7.3.7.2 delle NTC: δ h 0.0005 < 2 3 0.005 Ulteriori verifiche: tamponamento lato ovest Nella facciata Ovest (lato corto) è visibile un distacco della muratura per forze fuori piano, verosimilmente dovuto a una realizzazione non a perfetta regola d arte. Si opta quidi per la demolizione e ricostruzione della muratura in oggetto, inserendo nella nuova muratura reti da intonaco secondo le indicazioni del punto 7.3.6.3. della Circolare (inserimento di leggere reti da intonaco sui due lati, collegate tra loro e alle stutture circostanti a distanza non superiore a 500 mm sia in orizzontale che in verticale). La verifica del tamponamento è penalizzante dal punto di vista del calcolo. La forza sismica orizzontale agente allo SLV sul centro di massa del tamponamento si può calcolare con la relazione F a = SaW qa a
dove Wa è il peso dell elemento non strutturale, qa è il fattore di struttura dell elemento e Sa è l accelerazione massima adimensionalizzata rispetto a quella di gravità che l elemento subisce durante il sisma allo SLU: ag Sa = g 3 1 S 1+ ( + z h) 2 ( 1 Ta T 1) Assumendo per il calcolo del periodo di vibrazione dell elemento non strutturale la relazione semplificata del paragrafo 7.3.3.2 delle NTC, risulta un azione di 98 dan/m 2. Tale azione produce un momento pari a 162 danm. Il momento ultimo viene calcolato con la 7.8.2 delle NTC. In questa formula, σo è la pressione esercitata dal peso della muratura sovrastante, ripartito nella sezione unitaria. Mu l tσ / 2 σ ( 1 o / 0.85f ) Mr 2 = o d < Il tamponamento risulterebbe pertanto verificato. Ciò nonostate, si prevede l inserimento nella nuova muratura di leggere reti da intonaco sui due lati, collegate tra loro e alle stutture circostanti a distanza non superiore a 500 mm sia in orizzontale che in verticale. Ulteriori verifiche: cerchiatura Al piano terra, sul retro dell edificio, si prevede di modificare un apertura nel muro portante, demolendo una porzione di muro e rinforzando poi la parete interessata mediante l inserimento di una cerchiatura metallica, in modo da ripristinare la rigidezza e la resistenza che la parete possedeva prima dell intervento. L acciaio usato è S235. La rigidezza iniziale (Kin) si calcola con la formula: 2 GAEl K = 3 2 h G + 1,2hEl dove: E,G = moduli di elasticità normale e tangenziale della muratura; l,h = larghezza ed altezza del maschio murario; A= area del maschio t=spessore del maschio
h 1 1 2 h l 1 a 1 l 2 K in = K 1 + K 2 +... = ΣΚ i A seguito di modifica dell apertura o di inserimento di nuove aperture, la parete assume una configurazione diversa da quella iniziale; la rigidezza (Kmod) nello stato modificato (tenendo conto anche dell'eventuale consolidamento dei maschi murari attraverso tecniche quali le iniezioni di malta, lastre di placcaggio ecc) deve risultare: K mod K in Se tale verifica non è soddisfatta allora occorre intervenire con un rinforzo quale la cerchiatura del vano mediante un telaio metallico o in c.a.. In questo caso la rigidezza finale deve risultare: K fin = K mod + K T K in K T = 12 E J p /H 3 (rigidezza del telaio) dove: E = modulo elastico del materiale costituente i piedritti; Jp = somma dei momenti d'inerzia dei piedritti (possono essere due o più piedritti); H = altezza del piedritto. La verifica della resistenza a taglio viene condotta calcolando la resistenza al taglio della parete prima e dopo l'intervento e verificando che la resistenza dopo l'intervento risulti superiore a quella che la parete possedeva prima dell'intervento di miglioramento. La resistenza al taglio della parete si calcola ipotizzando un comportamento elasto-plastico dei maschi murari. V t, fin V t, in
L'azione tagliante ultima del pannello murario può calcolarsi in funzione di: l t σ 0 è la lunghezza del pannello; è lo spessore del pannello; è la tensione normale media, riferita all'area totale della sezione (σ 0 = P/lt, con P forza assiale agente positiva se di compressione); f td τ 0d b resistenza di calcolo a trazione per fessurazione diagonale della muratura; f td = 1,5τ 0d resistenza di calcolo a taglio della muratura; è un coefficiente correttivo legato alla distribuzione delle tensioni tangenziali sulla sezione, dipendente dalla snellezza della parete. Si può assumere b = h/l,comunque non superiore a 1,5 e non inferiore a 1, dove h è l'altezza del pannello. b 1,5 1 1 1,5 h/l Per quanto riguarda il calcolo della resistenza della cerchiatura metallica si procede nel seguente modo: 1- si calcola il momento massimo all'incastro sopportabile dal telaio: M = σ adm W x 2- si calcola il corrispondente spostamento d che determina il momento massimo (spostamento al limite elastico): d = MH 2 /(6EJ) 3- si calcola la forza F che provoca lo spostamento d, nota la rigidezza K T del telaio: F = d K T La curva caratteristica del telaio viene costruita in analogia a quanto avviene per i maschi murari; di solito, per telai metallici, è sufficiente limitarsi al tratto elastico. V (KN) F d δ
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Giudizio motivato di accettabilità dei risultati a) Determinazione della forza sismica in direzione y (lato corto dell edificio) determinata considerando approssimativamente un comportamento a telaio con solai infinitamente rigidi. F 2 2 F 1 1 Per i calcoli si utilizza un metodo di valutazione dell azione sismica mediante analisi statica. Questa prevede di calcolare l azione sismica con una serie di forze di intensità Fi=Ki Wi in cui Ki è il crebigamma, che nel caso in esame assume il valore di 0,144 γi, con γ i = hi Wj Wj hj h 1 e h 2 sono le quote di posizionamento delle travi W 1 e W 2 sono i pesi sismici di piano, considerando peso proprio e carichi permanenti portati per intero e carichi variabili ridotti con un coefficiente pari a 1/2. Peso proprio trave 1 39,84 kn Peso proprio pilastri di competenza trave 1 17,50 kn Carico permanente portato 28,38 kn/m. 4,73 m Carico accidentale portato ridotto 7,10 kn/m. 4,73 m W 1 = 225 kn Peso proprio trave 2 39,84 kn Peso proprio pilastri di competenza trave 2 4,25 kn Carico permanente portato 28,38 kn/m. 4,73 m Carico accidentale portato ridotto 7,10 kn/m. 4,73 m W 2 = 210 kn
Di conseguenza F 2 = 25 kn F 1 = 37 kn La forza orizzontale al piede del telaio è pertanto 62 kn. Questo valore è compatibile con quello fornito dal calcolo automatico, per il quale le reazioni al piede dovute alla sola azione sismica su y ammontano a: 40 kn + 18 kn + 2 kn La reazione complessiva è pertanto 60 kn, ripartita fra i pilastri sulla base delle rispettive rigidezze. b) Stima del primo periodo di vibrazione dell edificio A causa della particolarità dell edificio, per la presenza contemporanea di elementi in calcestruzzo armato e di parete in muratura portante, non sono applicabili formule semplificate che legano il periodo al numero dei piani o all altezza dell edificio. Utilizzando però un modello monodimensionale del tipo in Figura, con le masse di piano concentrate sui nodi di piano, si ottiene un periodo T 1 = 0,33 Hz, confrontabile con quello della struttura studiata (T 1 =0,27 Hz). c) Stima della corrispondenza fra carico verticale calcolato manualmente e le reazioni verticali desunte dal modello FEM. Anche in questo caso vi è piena corrispondenza, in quanto secondo il modello FEM la somma delle reazioni verticali in condizioni max/min critico è pari a 15854 kn, mentre la somma del peso proprio delle strutture, dei carichi permanenti e di quelli accidentali è pari a 1367224 dan,al netto del contributo dovuto alle azioni sismiche e al carico vento e neve.
Allegati Metodo CAM: descrizione e progettazione effettuata da Chimetec srl prove in sito e in laboratorio carico neve e carico vento documentazione fotografica