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Progetto esecutivo per la riqualificazione della stazione di interscambio di piazzale Ciadini – Mestre Venezia pagina 1 di 45
CLD.PES.GEN.STR.PR.CT.20010.00 RELAZIONE DI CALCOLO STRUTTURALE
RELAZIONE DI CALCOLO STRUTTURALE
Progetto esecutivo per la riqualificazione della stazione di interscambio di piazzale Ciadini – Mestre Venezia pagina 2 di 45
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Indice 1. PREMESSA ....................................................................................................................... 4
2. CRITERI DI CALCOLO E PRINCIPALE NORMATIVA DI RIFERIMENTO ......................... 8
2.1 Programmi di calcolo ................................................................................................... 8
3. MATERIALI ......................................................................................................................... 9
3.1 Acciaio da carpenteria ................................................................................................. 9
3.2 Giunti bullonati ............................................................................................................. 9
4. AZIONI DI PROGETTO .................................................................................................... 10
4.1 Vita nominale, classi d’uso e periodo di riferimento ................................................... 10
4.2 Criteri per la valutazione delle azioni sulle strutture ................................................... 10
4.3 Elenco delle condizioni elementari di carico .............................................................. 11
4.4 Azioni impalcati di piano ............................................................................................ 11
4.5 Azione neve e vento .................................................................................................. 12
4.6 Azione sismica ........................................................................................................... 13
4.7 Combinazioni di carico ............................................................................................... 14
5. Corpo uffici – bar – pensilina alta ..................................................................................... 15
5.1 Descrizione del modello ............................................................................................. 15
5.2 Analisi dinamica lineare ............................................................................................. 16
5.3 Verifica principali elementi strutturali .......................................................................... 17
5.3.1 Travi HEB 240 graticcio di base ............................................................................. 17
5.3.2 Travi HEB 120 graticcio di base edifici uffici e bar .................................................. 19
5.3.3 Travi IPE 200 impalcato di copertura edifici uffici e bar .......................................... 21
5.3.4 Travi copertura pensilina alta .................................................................................. 23
5.3.5 Travi IPE 160 – UNP 160 sbalzo copertura ............................................................ 25
5.3.6 Pilastri blocco uffici e bar ........................................................................................ 28
5.3.7 Pilastri pensilina – tubolare φ193.7x10mm ............................................................. 31
5.3.8 Principali nodi di collegamento ............................................................................... 33
5.4 Verifica appoggio nuove strutture metalliche su soletta in c.a. esistente ................... 37
6. Tettoia attesa tram ............................................................................................................ 38
6.1 Descrizione del modello ............................................................................................. 38
6.2 Analisi dinamica lineare ............................................................................................. 39
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6.3 Verifica principali elementi strutturali .......................................................................... 40
6.3.1 Pilastri - tubolare φ193.7x10mm ............................................................................. 40
6.3.2 Trave di spina principale – TQ 200x200x10 mm..................................................... 42
6.3.3 Travi secondarie – TQ 100x100x10 mm ................................................................. 44
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PREMESSA Piazzale Cialdini è costituito da una parte alberata e da una zona attualmente adibita a parcheggio, realizzata su un garage
interrato di proprietà del Condominio Colombo.
La prevista realizzazione delle costruzioni biglietteria ACTV e bar, e della pensilina di copertura di una porzione del piazzale
insistono sull’area garage interrato.
Si è pertanto proceduto ad una valutazione dello stato delle strutture dell’autorimessa in relazione alle condizioni attuali, alle
previsioni di normativa, ed alle conseguenze di eventuali eventi di incendio. La disamina non porta a conclusioni definitive, ed
un approfondimento in sede di approvazione del progetto relativamente alla resistenza al fuoco delle strutture dell’autorimessa
appare necessaria.
Struttura del garage interrato
E’ realizzata in calcestruzzo armato, con muratura perimetrale di sostegno delle terre, pilastri, travi di collegamento dei pilastri,
soletta in calcestruzzo armati.
Datata 1968 dalla relazione di collaudo, i disegni di progetto non sono risultati reperibili; le prove di carico eseguite, descritte
nella relazione di collaudo, hanno permesso di verificare attraverso una analisi strutturale un carico distribuito equivalente
ammissibile dell’ordine di circa 800 kg/mq, sostanzialmente corrispondente ai carichi permanenti ed accidentali dello stato
attuale.
All’ispezione visiva le strutture del garage sono risultate in discrete condizioni, con pilastri generalmente intonacati e travi e
soletta in calcestruzzo a vista; rilevabile in alcune zone soprattutto delle travi l’affioramento delle staffe, ed individuabili in altre
zone da cavillature della superficie del calcestruzzo, ad evidenza di ridotto copriferro e di un deterioramento delle caratteristiche
di protezione delle armature.
Le prove condotte dalla ditta 4emme di Padova su incarico di PMV, hanno permesso di verificare:
- resistenza del calcestruzzo prossima o superiore a 40 N/mm2, in linea con quanto assunto in progetto originale;
- profondità di carbonatazione del materiale variabile da 1,5 a 6 cm;
- copriferro di travi e soletta variabile, con porzioni delle strutture aventi meno di 1 cm di spessore.
Le valutazioni di resistenza, per quanto possibili in assenza delle armature all’estradosso di travi e solette, permettono di
attribuire ai pilastri margini di resistenza relativamente elevati, a differenza delle solette e travi che appaiono potenzialmente con
meno riserve di resistenza.
Valutazione dell’idoneità delle strutture dell’autorimessa interrata
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Le strutture previste dal progetto sono previste fondate sulle strutture della autorimessa interrata sottostante.
Analisi strutturali a riprodurre le azioni di caricamento in corso di collaudo hanno permesso di confermare le capacità della
struttura di resistere ai carichi previsti dalla costruzione delle opere soprastanti previste a progetto. Non è stato invece possibile
effettuare una riverifica delle strutture, in quanto non rilevabili allo stato attuale le armature superiori di travi e solette per la
presenza della pavimentazione attuale del parcheggio.
In relazione ai rischi specifici dell’attività della sottostante autorimessa, sono poi state valutate le ipotizzabili conseguenze di un
eventuale incendio nell’autorimessa stessa, se tale da determinare il cedimento locale delle strutture. Esse sono:
• il danneggiamento delle opere sopra realizzate, ove il cedimento si verifichi in corrispondenza a queste;
• un effetto locale di deformazione fino all’estremo di un possibile crollo localizzato delle pavimentazioni del piazzale
ove il cedimento si verifichi nelle parti sopra libere.
Fermo restando che i carichi applicati sono ricondotti a valori ammissibili per la struttura di copertura dell’autorimessa, con
travi metalliche poste all’estradosso che portano il carico direttamente sui pilastri dell’autorimessa, sono state valutate:
• lo stato attuale delle strutture del’autorimessa;
• le previsioni di norma relativamente alla legislazione di prevenzione incendi.
Le principali conclusioni della disamina sono riassunte nel seguito. Da esse si evincono alcuni problemi interpretativi
dell’applicazione della normativa antincendio:
• quanto allo stato attuale dell’autorimessa;
• quanto al requisito delle strutture dell’autorimessa a seguito della realizzazione delle opere soprastanti previste dal
progetto;
per cui se ne ritiene opportuno l’approfondimento in sede di approvazione del progetto.
La normativa di sicurezza antincendio
L’autorimessa è stata realizzata in epoca precedente alle normative cogenti, e non appare presentare una resistenza al fuoco
elevata, in ragione di copriferro delle armature di travi e soletta con spessore limitato.
Cita la normativa vigente (DM 1 febbraio 1986):
Le presenti norme si applicano alle autorimesse ed alle attività indicate al precedente punto 1.0 di nuova istituzione o in caso
di modifiche che comportino variazioni di classificazio-ne e di superficie, in più o in meno, superiori al 20% della superficie in
pianta o comunque eccedente i 180 m2.
Per le autorimesse esistenti o in corso di esecuzione possono essere applicate le disposizioni in vigore alla data del
provvedimento amministrativo comunale di autorizzazione a costruire.
Facendo riferimento alle norme attuali sulle autorimesse (DM 1 febbraio 1986) l’autorimessa in questione appare come una
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autorimessa isolata rispetto ad altri edifici, interrata, a box. Con riferimento alle aree delle superfici a cielo aperto essa risulta
chiusa; non è sorvegliata.
La presenza di un parcheggio soprastante non apparirebbe rilevante; la stessa normativa, per parcheggi su terrazze e quindi
assimilabile al contesto solo in senso conservativo, prescrive solo misure di distanza da edifici e da aperture, vie di fuga,
sistemi di raccolta dei fluidi sversati.
Interpretazioni più restrittive potrebbero tuttavia concludere che con la presenza del parcheggio l’autorimessa possa essere
classificata di tipo misto, con immediate conseguenze sui requisiti strutturali.
Quanto a definizione, la normativa cita infatti:
(autorimesse) isolate: situate in edifici esclusivamente destinati a tale uso ed eventualmente adiacenti ad edifici destinati ad
altri usi, strutturalmente e funzionalmente separati da questi.
Essa prescrive quindi:
I locali destinati ad autorimessa devono essere realizzati con strutture non separanti non combustibili di tipo R 90. Le strutture
di separazione con altre parti dello stesso edificio devono essere di tipo non
inferiore a REI 90...(omissis)
..........
Per le autorimesse di tipo isolato e gli autosilo le strutture orizzontali e verticali non di separazione
possono essere non combustibili.
Dalle verifiche effettuate non vi è dubbio che le strutture in calcestruzzo debbano essere considerate non combustibili; non si
può affermare peraltro che la resistenza al fuoco delle strutture allo stato attuale sia classificabile R90, in ragione del limitato
copriferro riscontrato e in assenza di una migliore conoscenza delle armature del solaio di copertura che ne consentano
l’analisi in condizioni di danneggiamento.
La realizzazione di una struttura soprastante, per quanto completamente indipendente, potrebbe determinare la variazione della
classificazione, rendendola soggetta, con il cambiamento di classifica, alla normativa cogente citata.
Struttura degli edifici in superficie
In considerazione delle condizioni delle strutture del garage, e dei limitati carichi disponibili, la struttura delle opere soprastanti
è stata impostata con i seguenti criteri:
- formazione di una griglia di travi di acciaio di base, atte a condurre i carichi sui pilastri del garage;
- intestazione su tale griglia dei pilastri della pensilina, in modo da assicurare il trasferimento dei carichi sui punti di
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resistenza della copertura del garage;
- realizzazione di una griglia di travi in acciaio secondaria, in appoggio sulla griglia delle travi primarie, per il supporto
della copertura degli edifici biglietteria e bar;
- il supporto delle coperture degli edifici è dato da pilastrini tubolari in acciaio, di sezione quadrata; il supporto della
pensilina di copertura è realizzato con pilastri in acciaio a sezione circolare;
- le orditure primarie della copertura sono realizzate con profilati in acciaio.
La copertura degli edifici è basata su pannelli in lamierino grecato coibentati.
La copertura della pensilina è basata su una lamiera grecata, che sostiene traversi di lamierino formato a freddo per il
sostegno delle pannellature metalliche di copertura e del rivestimento dell’intradosso.
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CRITERI DI CALCOLO E PRINCIPALE NORMATIVA DI RIFERIMENTO
Le verifiche di sicurezza sono state eseguite con il metodo semiprobabilistico agli stati limite, nell’ipotesi di comportamento
elastico lineare delle strutture.
La valutazione dei valori massimi e minimi dei parametri di sollecitazione è stata eseguita considerando le combinazioni più
sfavorevoli delle singole azioni.
Di seguito si riporta l’elenco delle principali normative utilizzate nelle verifiche:
• DM 14.01.08 - Norme Tecniche per le Costruzioni;
• CRN UNI 10011
Programmi di calcolo
Il calcolo delle strutture è stato eseguito con il programma di calcolo ad elementi finiti 2Si ProSAP.
Le verifiche di resistenza a pressoflessione delle sezioni in c.a. è stata eseguita mediante il programma di calcolo VCASLU.
I software di calcolo utilizzati sono provvisti di documentazione che ne attesta l’affidabilità in accordo con quanto previsto dalla
normativa vigente
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MATERIALI
Acciaio da carpenteria
Tipo di acciaio S275 J0 (membrature metalliche in generale)
Tensione caratteristica di rottura (t < 40mm) ftk 430.00 MPa
Tensione caratteristica di rottura (t > 40mm) ftk 410.00 MPa
Tensione caratteristica di snervamento (t < 40mm), fyk 275.00 MPa
Tensione caratteristica di snervamento (t > 40mm), fyk 255.00 MPa
Resilienza KV > 27 J
Allungamento percentuale a rottura Et > 20%
Modulo elastico Es 210000 MPa
Coefficiente di contrazione trasversale ν 0.3
Modulo di elasticità tagliante G 80769 MPa
Coefficiente di espansione termica lineare α 12.00 E-06 C-1
Densità ρ 7850 kg/m3
Stato limite ultimo elastico (S.L.U.)
Coefficiente di sicurezza per la resistenza γM0 1.05
Resistenza di progetto per tensioni normali fd 262.00 MPa
Resistenza di progetto per tensioni tangenziali v,d 151.20 MPa
Giunti bullonati
Bulloni classe 8.8
Resistenza a rottura per trazione ft 800 MPa
Resistenza allo snervamento fy 800 MPa
Coefficiente di sicurezza per la resistenza dei bulloni γM2 1.25
Resistenza di progetto per tensioni normali fd,N = 0.9 ft / γM2 = 576 MPa
Resistenza di progetto per tensioni tangenziali fd,V = 0.6 ft / γM2 = 384 MPa
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AZIONI DI PROGETTO
Vita nominale, classi d’uso e periodo di riferimen to
Vita nominale
La vita nominale di un'opera strutturale VN è intesa come il numero di anni nel quale la struttura, purché soggetta alla
manutenzione ordinaria, deve potere essere usata per lo scopo al quale è destinata.
La vita nominale dei diversi tipi di opere è quella riportata nella Tab. 2.4.1 del D.M. 14/01/2008, per le strutture in esame si fa
riferimento alla categoria 2.
Opere ordinarie, ponti, opere infrastrutturali e dighe di dimensioni contenute o di importanza normale per cui viene fissato
VN > 50 anni.
Classi d’uso
In presenza di azioni sismiche, con riferimento alle conseguenze di una interruzione di operatività o di un eventuale collasso, le
costruzioni sono suddivise quattro classi d'uso a seconda dell'importanza dell'opera.
Le strutture in esame viene classificata come di classe III.
Costruzioni il cui uso preveda affollamenti significativi. Industrie con attività pericolose per l’ambiente. Reti viarie extraurbane
non ricadenti in Classe d’uso IV. Ponti e reti ferroviarie la cui interruzione provochi situazioni di emergenza. Dighe rilevanti per
le conseguenze di un loro eventuale collasso.
Periodo di riferimento dell’azione sismica
Le azioni sismiche su ciascuna costruzione vengono valutate in relazione ad un periodo di riferimento VR che si ricava, per
ciascun tipo di costruzione, moltiplicandone la vita nominale VN per il coefficiente d'uso Cu:
VR = VN Cu = 50 anni • 1,5 = 75 anni
Criteri per la valutazione delle azioni sulle stru tture
Carichi permanenti
I carichi permanenti sono costituiti dai pesi propri delle strutture portanti e delle sovrastrutture. Essi sono valutati moltiplicando
il volume calcolato geometricamente per i pesi specifici dei materiali.
Carichi accidentali
I carichi di esercizio dell'edificio sono valutati in accordo alle NTC2008.
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Azioni sismiche
Si considerano presenti le masse relative ai carichi permanenti e ad un'aliquota dei carichi accidentali. L'entità dell'azione
sismica è determinata in accordo alle NTC2008.
Elenco delle condizioni elementari di carico
Si calcola l'opera sottoposta alle azioni indotte da:
G1 peso proprio delle strutture;
G2 carichi permanenti portati;
Q carico accidentale;
Qn carico da neve sulle coperture;
Qv carico da vento;
E azioni sismiche.
Tali azioni saranno combinate secondo le prescrizioni delle normative vigenti in funzione delle particolari strutture dell'opera in
esame.
Azioni impalcati di piano
Impalcato di copertura edificio uffici e bar
Azioni permanenti Gk = 50 kN/m2
Impalcato di copertura pensilina principale
Azioni permanenti Gk = 50 kN/m2
Impalcato di copertura pensilina tram
Azioni permanenti Gk = 50 kN/m2
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Azione neve e vento
NEVE
Zona Neve = II
Ce (coeff. di esposizione al vento) = 1,00
Valore caratteristico del carico al suolo (qsk Ce) = 100 daN/mq
Copertura ad una falda:
Angolo di inclinazione della falda = 0,0°
µ1 = 0,80 => Q = 80 daN/mq
VENTO
Zona vento = 1
( Vb.o = 25 m/s; Ao = 1000 m; Ka = 0.010 1/s )
Classe di rugosità del terreno: A
[Aree urbane con almeno il 15% della superficie coperta da edifici la cui altezza media superi 15 m]
Categoria esposizione: tipo IV
( Kr = 0.22; Zo = 0.30 m; Zmin = 8 m )
Velocità di riferimento = 25.00 m/s
Pressione cinetica di riferimento (qb) = 39 daN/mq
Coefficiente di forma (Cp) = 1.00
Coefficiente dinamico (Cd) = 1.00
Coefficiente di esposizione (Ce) = 1.63
Coefficiente di esposizione topografica (Ct) = 1.00
Altezza dell'edificio = 5.00 m
Pressione del vento ( p = qb Ce Cp Cd ) = 64 daN/mq
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Azione sismica
Categoria di sottosuolo
Per la definizione dell'azione sismica si può fare riferimento a un approccio semplificato, che si basa sull'individuazione di
categorie di sottosuolo di riferimento. Per le strutture oggetto di questa relazione di calcolo si è assunto un suolo di categoria C
Rocce tenere e depositi di terreni a grana grossa molto addensati o terreni a grana fina molto consistenti con spessori superiori
a 30 m, caratterizzati da un graduale miglioramento delle proprietà meccaniche con la profondità e da valori di Vs,30 compresi
tra 360 m/s e 800 m/s (ovvero NSPT,30 > 50 nei terreni a grana grossa e cu,30 > 250 kPa nei terreni a grana fina).
Masse sismiche
Per valutare gli effetti dell'azione sismica è necessario tenere in conto le masse associate ai carichi gravitazionali.
L'espressione per ricavare le masse è riportata di seguito:
Gk +Σi ψ2i Qki
Il sovraccarichi accidentali che possono agire sull'edificio sono:
carico per coperture non accessibili ψ2i = 0,00
neve ψ2i = 0,00
vento ψ2i = 0,00
Fattore di struttura
Si è deciso di progettare le nuove opere considerando le strutture come non dissipative assumendo pertanto come unitario il
fattore di struttura q = 1.
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Combinazioni di carico
Combinazioni di carico statiche
Le combinazioni di carico agli stati limite ultimi e agli stati limite di esercizio vengono riportate di seguito:
Stati limite ultimi Fd = γG Gk + γQ1 Qk1 + γQ2 Qk2
Stati limite di esercizio Fd = Gk + Qk1 + Qk2
Combinazioni di carico sismiche
La combinazione di carico per le verifiche allo Stato Limite Ultimo e Stato Limite di Danno, ha la seguente espressione:
FE = E + Gk +Σi (ψ2,i Qki )
dove:
E è l'azione sismica per lo stato limite in esame;
Gk è il valore caratteristico dei carichi permanenti;
ψ2,i è il coefficiente di combinazione che fornisce il valore quasi permanente dell'azione variabile Qi;
Qki è il valore caratteristico dell'azione variabile Qi.
Di conseguenza le combinazioni di carico agli Stati Limite Ultimi e di Danno sismiche assumono le seguenti espressioni:
FE1 = G1 + G2 + ψ2 Q1 ± Ex ± 0.3 Ey
FE2 = G1 + G2 + ψ2 Q1 ± 0.3 Ex ± Ey
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Corpo uffici – bar – pensilina alta
Descrizione del modello
Gli elementi strutturali mono-dimensionali quali travi e pilastri sono stati schematizzati nel modello numerico come elementi
trave (elemento finito dotato di rigidezza assiale, flessionale e torsionale) e asta (elemento finito dotato di sola rigidezza assiale),
assegnando all'elemento le caratteristiche geometriche e meccaniche reali e posizionandoli nell'asse baricentrico delle travi e
delle colonne schematizzati.
Tutti i collegamenti fra gli elementi monodimensionali sono modellati di volta in volta, rilasciando i gradi di libertà necessari ad
ottenere una modellazione rappresentativa del reale comportamento del nodo in esame.
Si riportano nelle figure seguenti alcune viste tridimensionali del modello di calcolo implementato.
Viste assonometriche modello di calcolo FEM
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Analisi dinamica lineare
L'analisi dinamica lineare consiste:
1. nella determinazione dei modi di vibrare della costruzione (analisi frequenziale);
2. nel calcolo degli effetti dell'azione sismica, rappresentata dallo spettro di risposta di progetto, per ciascuno dei modi
di vibrare individuati;
3. nella combinazione di questi effetti.
Il modello della struttura su cui verrà effettuata l'analisi rappresenta in modo adeguato la distribuzione di massa e rigidezza
effettiva.
È stata condotta un'analisi in frequenza della struttura per determinare le principali forme modali, i relativi periodi e fattori di
partecipazione di massa.
Come previsto dalla norma sono stati considerati gli effetti dovuti all’eccentricità accidentale imponendo al centro di massa i
relativi spostamenti di norma assunti pari al 5% della dimensione massima dell’edificio nella direzione perpendicolare all’azione
sismica.
I risultati delle analisi modali sono riassunti nel prospetto seguente.
modo freq periodo % X % Y
[Hz] [s] 1 0.72 1.39 12 19 2 1.23 0.81 29 17 3 1.69 0.59 9 2 4 1.91 0.52 5 11 5 1.98 0.51 0 26 6 2.01 0.5 7 2 7 2.34 0.43 11 4 8 2.6 0.38 12 5 9 3.22 0.31 5 5 90 91
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Verifica principali elementi strutturali
5.2.1 Travi HEB 240 graticcio di base
Diagramma azione flettente di progetto
Diagramma azione tagliante di progetto
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Caratterisitche del profilo HEB 240
A 106 cm2
Jx 11260 cm4
Jy 3923 cm4
Wx 938 cm3
Wy 327 cm3
Ax 20.6 cm2
Ay 81.6 cm2
ix 10.3 cm
iy 6.08 cm
Lx 790 cm
Ly 790 cm
b 240 mm
h 240 mmtw 10 mm
tf 17 mm
Es 2.10E+05 MPafy 275 MPa
gs 1.05fyd 262 MPa
Parametri di sollecitazione
N kNMx 150 kNm
My kNm
Vx 100 kN
Vy kN
Verifica di resistenza
σ = N/A + Mx/Wx 159.9 Mpa
τali = Vx/Ax 48.5
τanima = Vy/Ay
σid,max =√(σ2+3τ2) 180.7 MPa ≤ 262 Mpa
tasso di lavoro 69% ≤ 1
Verifica all'instabilità
ω1=fy·h·Lx/(0.585·E·b·tf) 1.04
lx 76.70
ly 129.93
ω 3.17
σcr,x 352 Mpa
σcr,y 123 MPa
Ncr,x 3735 kN
Ncr,y 1301 kN
Meq = Mmax 150
σ1 = ω ·N/A MPa
σ 2 = ω1 Mx / [Wx·(1-N/Ncr,x)] 166 MPa
σ 3 = My / [Wy·(1-N/Ncr,y)] MPa
σ id = σ 1+ σ 2+ σ 3 166 MPa ≤ 262 Mpa
tasso di lavoro 64% ≤ 1
area
momento inerzia asse forte
momento inerzia asse debole
modulo resistenza asse forte
raggio inerzia asse debole
lunghezza libera di inflessione
lunghezza libera di inflessione
larghezza sezione
modulo resistenza asse debole
area taglio anima
area taglio ali
raggio inerzia asse forte
tensione di snervamento
fattore di sicurezza
tensione di progetto
fattore di svergolamento
altezza sezione
spessore anima
spessore ali
modulo elastico acciaio
tensione critica elureriana asse debole
carico critico asse forte
carico critico asse debole
snellezza lungo asse forte
snellezza lungo asse debole
fattore instabilità assiale
tensione critica elureriana asse forte
Progetto definitivo/esecutivo per la riqualificazione della stazione di interscambio di piazzale Cialdini – Mestre Venezia pagina 19 di 45
CLD.PES.GEN.STR.PR.CT.20010.02 RELAZONE DI CALCOLO STRUTTURALE
5.2.2 Travi HEB 120 graticcio di base edifici uff ici e bar
Diagramma azione flettente di progetto
Diagramma azione tagliante di progetto
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Caratterisitche del profilo HEB 120
A 34 cm2
Jx 864 cm4
Jy 318 cm4
Wx 144 cm3
Wy 52.9 cm3
Ax 6.37 cm2
Ay 26.4 cm2
ix 5.04 cm
iy 3.06 cm
Lx 520 cm
Ly 520 cm
b 120 mm
h 120 mmtw 6.5 mm
tf 11 mm
Es 2.10E+05 MPafy 275 MPa
gs 1.05fyd 262 MPa
Parametri di sollecitazione
N kNMx 23.5 kNm
My kNm
Vx 36.2 kN
Vy kN
Verifica di resistenza
σ = N/A + Mx/Wx 163.2 Mpa
τali = Vx/Ax 56.8
τanima = Vy/Ay
σid,max =√(σ2+3τ2) 190.6 MPa ≤ 262 Mpa
tasso di lavoro 73% ≤ 1
Verifica all'instabilità
ω1=fy·h·Lx/(0.585·E·b·tf) 1.06
lx 103.17
ly 169.93
ω 4.91
σcr,x 195 Mpa
σcr,y 72 MPa
Ncr,x 662 kN
Ncr,y 244 kN
Meq = Mmax 24
σ1 = ω ·N/A MPa
σ 2 = ω1 Mx / [Wx·(1-N/Ncr,x)] 173 MPa
σ 3 = My / [Wy·(1-N/Ncr,y)] MPa
σ id = σ 1+ σ 2+ σ 3 173 MPa ≤ 262 Mpa
tasso di lavoro 66% ≤ 1
tensione critica elureriana asse debole
carico critico asse forte
carico critico asse debole
tensione di progetto
fattore di svergolamento
snellezza lungo asse forte
snellezza lungo asse debole
fattore instabilità assiale
tensione critica elureriana asse forte
altezza sezione
spessore anima
spessore ali
modulo elastico acciaio
tensione di snervamento
fattore di sicurezza
area taglio ali
raggio inerzia asse forte
raggio inerzia asse debole
lunghezza libera di inflessione
lunghezza libera di inflessione
larghezza sezione
area
momento inerzia asse forte
momento inerzia asse debole
modulo resistenza asse forte
modulo resistenza asse debole
area taglio anima
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5.2.3 Travi IPE 200 impalcato di copertura edific i uffici e bar
Diagramma azione flettente di progetto
Diagramma azione tagliante di progetto
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Caratterisitche del profilo IPE 200
A 28.5 cm2
Jx 1943 cm4
Jy 142 cm4
Wx 194 cm3
Wy 28.5 cm3
Ax 10.248 cm2
Ay 17 cm2
ix 8.26 cm
iy 2.24 cm
Lx 260 cm
Ly 260 cm
b 100 mm
h 200 mmtw 5.6 mm
tf 8.5 mm
Es 2.10E+05 MPafy 275 MPa
gs 1.05fyd 262 MPa
Parametri di sollecitazione
N kNMx 16.5 kNm
My kNm
Vx 23.1 kN
Vy kN
Verifica di resistenza
σ = N/A + Mx/Wx 85.1 Mpa
τali = Vx/Ax 22.5
τanima = Vy/Ay
σid,max =√(σ2+3τ2) 93.6 MPa ≤ 262 Mpa
tasso di lavoro 36% ≤ 1
Verifica all'instabilità
ω1=fy·h·Lx/(0.585·E·b·tf) 1.37
lx 31.48
ly 116.07
ω 2.68
σcr,x 2092 Mpa
σcr,y 154 MPa
Ncr,x 5962 kN
Ncr,y 438 kN
Meq = Mmax 17
σ1 = ω ·N/A MPa
σ 2 = ω1 Mx / [Wx·(1-N/Ncr,x)] 116 MPa
σ 3 = My / [Wy·(1-N/Ncr,y)] MPa
σ id = σ 1+ σ 2+ σ 3 116 MPa ≤ 262 Mpa
tasso di lavoro 44% ≤ 1
tensione critica elureriana asse debole
carico critico asse forte
carico critico asse debole
tensione di progetto
fattore di svergolamento
snellezza lungo asse forte
snellezza lungo asse debole
fattore instabilità assiale
tensione critica elureriana asse forte
altezza sezione
spessore anima
spessore ali
modulo elastico acciaio
tensione di snervamento
fattore di sicurezza
area taglio ali
raggio inerzia asse forte
raggio inerzia asse debole
lunghezza libera di inflessione
lunghezza libera di inflessione
larghezza sezione
area
momento inerzia asse forte
momento inerzia asse debole
modulo resistenza asse forte
modulo resistenza asse debole
area taglio anima
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5.2.4 Travi copertura pensilina alta
Diagramma azione flettente di progetto
Diagramma azione tagliante di progetto
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Caratterisitche del profilo IPE 400
A 84.5 cm2
Jx 23130 cm4
Jy 1318 cm4
Wx 1156 cm3
Wy 146 cm3
Ax 32.078 cm2
Ay 48.6 cm2
ix 16.5 cm
iy 3.95 cm
Lx 260 cm
Ly 260 cm
b 180 mm
h 400 mmtw 8.6 mm
tf 13.5 mm
Es 2.10E+05 MPafy 275 MPa
gs 1.05fyd 262 MPa
Parametri di sollecitazione
N kNMx 131 kNm
My kNm
Vx 65 kN
Vy kN
Verifica di resistenza
σ = N/A + Mx/Wx 113.3 Mpa
τali = Vx/Ax 20.3
τanima = Vy/Ay
σid,max =√(σ2+3τ2) 118.6 MPa ≤ 262 Mpa
tasso di lavoro 45% ≤ 1
Verifica all'instabilità
ω1=fy·h·Lx/(0.585·E·b·tf) 1.00
lx 15.76
ly 65.82
ω 1.45
σcr,x 8347 Mpa
σcr,y 478 MPa
Ncr,x 70534 kN
Ncr,y 4042 kN
Meq = Mmax 131
σ1 = ω ·N/A MPa
σ 2 = ω1 Mx / [Wx·(1-N/Ncr,x)] 113 MPa
σ 3 = My / [Wy·(1-N/Ncr,y)] MPa
σ id = σ 1+ σ 2+ σ 3 113 MPa ≤ 262 Mpa
tasso di lavoro 43% ≤ 1
tensione critica elureriana asse debole
carico critico asse forte
carico critico asse debole
tensione di progetto
fattore di svergolamento
snellezza lungo asse forte
snellezza lungo asse debole
fattore instabilità assiale
tensione critica elureriana asse forte
altezza sezione
spessore anima
spessore ali
modulo elastico acciaio
tensione di snervamento
fattore di sicurezza
area taglio ali
raggio inerzia asse forte
raggio inerzia asse debole
lunghezza libera di inflessione
lunghezza libera di inflessione
larghezza sezione
area
momento inerzia asse forte
momento inerzia asse debole
modulo resistenza asse forte
modulo resistenza asse debole
area taglio anima
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5.2.5 Travi IPE 160 – UNP 160 sbalzo copertura
Diagramma azione flettente di progetto
Diagramma azione tagliante di progetto
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Caratterisitche del profilo IPE 160
A 20.1 cm2
Jx 869 cm4
Jy 68.3 cm4
Wx 109 cm3
Wy 16.7 cm3
Ax 7.26 cm2
Ay 12.136 cm2
ix 6.58 cm
iy 1.84 cm
Lx 170 cm
Ly 170 cm
b 82 mm
h 160 mmtw 5 mm
tf 7.4 mm
Es 2.10E+05 MPafy 275 MPa
gs 1.05fyd 262 MPa
Parametri di sollecitazione
N kNMx 19.4 kNm
My kNm
Vx 16.4 kN
Vy kN
Verifica di resistenza
σ = N/A + Mx/Wx 178.0 Mpa
τali = Vx/Ax 22.6
τanima = Vy/Ay
σid,max =√(σ2+3τ2) 182.2 MPa ≤ 262 Mpa
tasso di lavoro 70% ≤ 1
Verifica all'instabilità
ω1=fy·h·Lx/(0.585·E·b·tf) 1.00
lx 25.84
ly 92.39
ω 1.99
σcr,x 3105 Mpa
σcr,y 243 MPa
Ncr,x 6241 kN
Ncr,y 488 kN
Meq = Mmax 19
σ1 = ω ·N/A MPa
σ 2 = ω1 Mx / [Wx·(1-N/Ncr,x)] 179 MPa
σ 3 = My / [Wy·(1-N/Ncr,y)] MPa
σ id = σ 1+ σ 2+ σ 3 179 MPa ≤ 262 Mpa
tasso di lavoro 68% ≤ 1
tensione critica elureriana asse debole
carico critico asse forte
carico critico asse debole
tensione di progetto
fattore di svergolamento
snellezza lungo asse forte
snellezza lungo asse debole
fattore instabilità assiale
tensione critica elureriana asse forte
altezza sezione
spessore anima
spessore ali
modulo elastico acciaio
tensione di snervamento
fattore di sicurezza
area taglio ali
raggio inerzia asse forte
raggio inerzia asse debole
lunghezza libera di inflessione
lunghezza libera di inflessione
larghezza sezione
area
momento inerzia asse forte
momento inerzia asse debole
modulo resistenza asse forte
modulo resistenza asse debole
area taglio anima
Progetto definitivo/esecutivo per la riqualificazione della stazione di interscambio di piazzale Cialdini – Mestre Venezia pagina 27 di 45
CLD.PES.GEN.STR.PR.CT.20010.02 RELAZONE DI CALCOLO STRUTTURALE
Caratterisitche del profilo UPN 160
A 24 cm2
Jx 925 cm4
Jy 85.1 cm4
Wx 116 cm3
Wy 18.3 cm3
Ax 10.425 cm2
Ay 13.65 cm2
ix 6.21 cm
iy 1.88 cm
Lx 170 cm
Ly 170 cm
b 65 mm
h 160 mmtw 7.5 mm
tf 10.5 mm
Es 2.10E+05 MPafy 275 MPa
gs 1.05fyd 262 MPa
Parametri di sollecitazione
N kNMx 2.1 kNm
My kNm
Vx 4.5 kN
Vy kN
Verifica di resistenza
σ = N/A + Mx/Wx 18.1 Mpa
τali = Vx/Ax 4.3
τanima = Vy/Ay
σid,max =√(σ2+3τ2) 19.6 MPa ≤ 262 Mpa
tasso di lavoro 7% ≤ 1
Verifica all'instabilità
ω1=fy·h·Lx/(0.585·E·b·tf) 1.00
lx 27.38
ly 90.43
ω 1.94
σcr,x 2766 Mpa
σcr,y 253 MPa
Ncr,x 6638 kN
Ncr,y 608 kN
Meq = Mmax 2
σ1 = ω ·N/A MPa
σ 2 = ω1 Mx / [Wx·(1-N/Ncr,x)] 18 MPa
σ 3 = My / [Wy·(1-N/Ncr,y)] MPa
σ id = σ 1+ σ 2+ σ 3 18 MPa ≤ 262 Mpa
tasso di lavoro 7% ≤ 1
tensione critica elureriana asse debole
carico critico asse forte
carico critico asse debole
tensione di progetto
fattore di svergolamento
snellezza lungo asse forte
snellezza lungo asse debole
fattore instabilità assiale
tensione critica elureriana asse forte
altezza sezione
spessore anima
spessore ali
modulo elastico acciaio
tensione di snervamento
fattore di sicurezza
area taglio ali
raggio inerzia asse forte
raggio inerzia asse debole
lunghezza libera di inflessione
lunghezza libera di inflessione
larghezza sezione
area
momento inerzia asse forte
momento inerzia asse debole
modulo resistenza asse forte
modulo resistenza asse debole
area taglio anima
Progetto definitivo/esecutivo per la riqualificazione della stazione di interscambio di piazzale Cialdini – Mestre Venezia pagina 28 di 45
CLD.PES.GEN.STR.PR.CT.20010.02 RELAZONE DI CALCOLO STRUTTURALE
5.2.6 Pilastri blocco uffici e bar
Diagramma azione normale di progetto
Diagramma azione flettente di progetto Mx
Diagramma azione flettente di progetto My
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CLD.PES.GEN.STR.PR.CT.20010.02 RELAZONE DI CALCOLO STRUTTURALE
Caratterisitche del profilo TQ 100 x 8 mm
A 29.44 cm2
Jx 418.44053 cm4
Jy 418.44053 cm4
Wx 83.688107 cm3
Wy 83.688107 cm3
Ax 29.44 cm2
Ay 29.44 cm2
ix 3.7700575 cm
iy 3.7700575 cm
Lx 350 cm
Ly 350 cm
Es 2.10E+05 MPafy 275 MPa
gs 1.05
fyd 262 MPa
Parametri di sollecitazione
N 76.4 kNMx 9.8 kNm
My 8.5 kNm
Vx 4.35 kN
Vy 5.4 kN
Verifica di resistenza
σ = N/A + Mx/Wx 244.6 Mpa
τali = Vx/Ax 1.5
τanima = Vy/Ay 1.8
σid,max =√(σ2+3τ2) 244.7 MPa ≤ 262 Mpa
tasso di lavoro 93% ≤ 1
Verifica all'instabilità
λx 92.84
λy 92.84
ω 2.00
σcr,x 240 Mpa
σcr,y 240 MPa
Ncr,x 708 kN
Ncr,y 708 kN
Meq,X = 0.6 * Mmax 6
Meq,Y = 0.6 * Mmax 5
σ1 = ω ·N/A 52 MPa
σ 2 = Mx / [Wx·(1-N/Ncr,x)] 79 MPa
σ 3 = My / [Wy·(1-N/Ncr,y)] 68 MPa
σ id = σ 1+ σ 2+ σ 3 199 MPa ≤ 262 Mpa
tasso di lavoro 76% ≤ 1
tensione critica elureriana asse debole
carico critico asse forte
carico critico asse debole
tensione di progetto
snellezza lungo asse forte
snellezza lungo asse debole
fattore instabilità assiale
tensione critica elureriana asse forte
modulo elastico acciaio
tensione di snervamento
fattore di sicurezza
area taglio ali
raggio inerzia asse forte
raggio inerzia asse debole
lunghezza libera di inflessione
lunghezza libera di inflessione
area
momento inerzia asse forte
momento inerzia asse debole
modulo resistenza asse forte
modulo resistenza asse debole
area taglio anima
Progetto definitivo/esecutivo per la riqualificazione della stazione di interscambio di piazzale Cialdini – Mestre Venezia pagina 30 di 45
CLD.PES.GEN.STR.PR.CT.20010.02 RELAZONE DI CALCOLO STRUTTURALE
Caratterisitche del profilo φ 102 x 8 mm
A 23.6 cm2
Jx 263 cm4
Jy 263 cm4
Wx,pl 70 cm3
Wy,pl 70 cm3
Ax 23.6 cm2
Ay 23.6 cm2
ix 3.34 cm
iy 3.34 cm
Lx 350 cm
Ly 350 cm
Es 2.10E+05 MPafy 275 MPa
gs 1.05fyd 262 MPa
Parametri di sollecitazione
N 153 kNMx 5.6 kNm (Mx
2+My2)0,5 7.4 kNm
My 4.85 kNm
Vx 2.65 kN (Vx2+Vy
2)0,5 4.1 kN
Vy 3.15 kN
Verifica di resistenza
σ = N/A + Mx/Wx 171.1 Mpa
τali = Vx/Ax 1.7
σid,max =√(σ2+3τ2) 171.1 MPa ≤ 262 Mpa
tasso di lavoro 65% ≤ 1
Verifica all'instabilità
λx 104.93
λy 104.93
ω 2.33
σcr,x 188 Mpa
σcr,y 188 MPa
Ncr,x 444 kN
Ncr,y 444 kN
Meq = 0.6 Mmax 4 kNm
σ1 = ω ·N/A 151 MPa
σ 2 = Mx / [Wx·(1-N/Ncr,x)] 97 MPa
σ id = σ 1+ σ 2 248 MPa ≤ 262 Mpa
tasso di lavoro 95% ≤ 1
tensione critica elureriana asse forte
tensione critica elureriana asse debole
carico critico asse forte
carico critico asse debole
tensione di snervamento
fattore di sicurezza
tensione di progetto
snellezza lungo asse forte
snellezza lungo asse debole
fattore instabilità assiale
area taglio ali
raggio inerzia asse forte
raggio inerzia asse debole
lunghezza libera di inflessione
lunghezza libera di inflessione
modulo elastico acciaio
area
momento inerzia asse forte
momento inerzia asse debole
modulo resistenza asse forte
modulo resistenza asse debole
area taglio anima
Progetto definitivo/esecutivo per la riqualificazione della stazione di interscambio di piazzale Cialdini – Mestre Venezia pagina 31 di 45
CLD.PES.GEN.STR.PR.CT.20010.02 RELAZONE DI CALCOLO STRUTTURALE
5.2.7 Pilastri pensilina – tubolare φφφφ193.7x10mm
Diagramma azione normale di progetto
Diagramma azione flettente di progetto Mx
Diagramma azione flettente di progetto My
Progetto definitivo/esecutivo per la riqualificazione della stazione di interscambio di piazzale Cialdini – Mestre Venezia pagina 32 di 45
CLD.PES.GEN.STR.PR.CT.20010.02 RELAZONE DI CALCOLO STRUTTURALE
Caratterisitche del profilo φ 193.7 x 10 mm
A 57.7 cm2
Jx 2440 cm4
Jy 2440 cm4
Wx,pl 276 cm3
Wy,pl 27 cm3
Ax 57.7 cm2
Ay 57.7 cm2
ix 6.50 cm
iy 6.50 cm
Lx 970 cm
Ly 970 cm
Es 2.10E+05 MPafy 275 MPa
gs 1.05fyd 262 MPa
Parametri di sollecitazione
N 121 kNMx 28.6 kNm (Mx
2+My2)0,5 50.0 kNm
My 41 kNm
Vx 15.2 kN (Vx2+Vy
2)0,5 17.7 kN
Vy 9 kN
Verifica di resistenza
σ = N/A + Mx/Wx 202.1 Mpa
τali = Vx/Ax 3.1
σid,max =√(σ2+3τ2) 202.2 MPa ≤ 262 Mpa
tasso di lavoro 77% ≤ 1
Verifica all'instabilità
λx 149.13
λy 149.13
ω 3.95
σcr,x 93 Mpa
σcr,y 93 MPa
Ncr,x 538 kN
Ncr,y 538 kN
Meq = 0.6 Mmax 30 kNm
σ1 = ω ·N/A 83 MPa
σ 2 = Mx / [Wx·(1-N/Ncr,x)] 140 MPa
σ id = σ 1+ σ 2 223 MPa ≤ 262 Mpa
tasso di lavoro 85% ≤ 1
tensione critica elureriana asse debole
carico critico asse forte
carico critico asse debole
tensione di progetto
snellezza lungo asse forte
snellezza lungo asse debole
fattore instabilità assiale
tensione critica elureriana asse forte
modulo elastico acciaio
tensione di snervamento
fattore di sicurezza
area taglio ali
raggio inerzia asse forte
raggio inerzia asse debole
lunghezza libera di inflessione
lunghezza libera di inflessione
area
momento inerzia asse forte
momento inerzia asse debole
modulo resistenza asse forte
modulo resistenza asse debole
area taglio anima
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CLD.PES.GEN.STR.PR.CT.20010.02 RELAZONE DI CALCOLO STRUTTURALE
5.2.8 Principali nodi di collegamento
Nodo di continuità travi di base HEB 240
Trattasi di un nodo a continuità flessionale realizzato mediante flangia 240x240x30mm saldata alle travi HEB 240 e 12 M20.
Le sollecitazioni di progetto sono:
MSd = 100 kNm
VSd = 100 kN
a) Verifica di resistenza dei bulloni
FSd,N = MSd * yi,max / Σyi2 = 385 kN / 4 = 96 kN
yi,max = 181 mm
Σyi2 = 47097 mm2
FSd,V = VSd / 12 = 8,33 kN
FRd,N = fd,N * Ares M20 = 141 kN
FRd,V = fd,V * Ares M20 =94 kN
FSd,N / 1.4 FRd,N + FSd,V / FRd,V = 0,58 < 1 Verificato
b) Verifica di punzonamento della piastra
La resistenza a punzonamento di una piastra vale:
Bp,Rd = 0,6 π dm tp ftk / γM2 = 427 kN >> FSd,N = 96 kN
dm = 22 mm
tp = 30 mm
ftk = 430 MPa
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CLD.PES.GEN.STR.PR.CT.20010.02 RELAZONE DI CALCOLO STRUTTURALE
γM2 = 1,25
Nodo di continuità travi di base HEB 120
Trattasi di un nodo a continuità flessionale realizzato mediante flangia 200x120x20mm saldata alle travi HEB 120 e 8 M16.
Le sollecitazioni di progetto sono:
MSd = 17 kNm
VSd = 36 kN
a) Verifica di resistenza dei bulloni
FSd,N = MSd * yi,max / Σyi2 = 164 kN / 4 = 41 kN
yi,max = 80 mm
Σyi2 = 7300 mm2
FSd,V = VSd / 8 = 4,50 kN
FRd,N = fd,N * Ares M16 = 90,4 kN
FRd,V = fd,V * Ares M16 =60,3 kN
FSd,N / 1.4 FRd,N + FSd,V / FRd,V = 0,53 < 1 Verificato
b) Verifica di punzonamento della piastra
La resistenza a punzonamento di una piastra vale:
Bp,Rd = 0,6 π dm tp ftk / γM2 = 233 kN >> FSd,N = 41 kN
dm = 18 mm
tp = 20 mm
ftk = 430 MPa
γM2 = 1,25
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CLD.PES.GEN.STR.PR.CT.20010.02 RELAZONE DI CALCOLO STRUTTURALE
Nodo di continuità travi di copertura IPE 200
Trattasi di un nodo a continuità flessionale realizzato mediante flangia 100x200x20mm saldata alle travi IPE200 e 4 M16.
Le sollecitazioni di progetto sono:
MSd = 17 kNm
VSd = 23 kN
a) Verifica di resistenza dei bulloni
FSd,N = MSd * yi,max / Σyi2 = 103 kN / 2 = 51,5 kN
yi,max = 160 mm
Σyi2 = 26500 mm2
FSd,V = VSd / 4 = 5,75 kN
FRd,N = fd,N * Ares M16 = 90,4 kN
FRd,V = fd,V * Ares M16 =60,3 kN
FSd,N / 1.4 FRd,N + FSd,V / FRd,V = 0,50 < 1 Verificato
b) Verifica di punzonamento della piastra
La resistenza a punzonamento di una piastra vale:
Bp,Rd = 0,6 π dm tp ftk / γM2 = 233 kN >> FSd,N = 41 kN
dm = 18 mm
tp = 20 mm
ftk = 430 MPa
γM2 = 1,25
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Nodo di continuità travi di copertura IPE 400
Trattasi di un nodo a continuità flessionale realizzato mediante flangia 200x400x30mm saldata alle travi IPE400 e 8 M20.
Le sollecitazioni di progetto sono:
MSd = 130 kNm
VSd = 65 kN
a) Verifica di resistenza dei bulloni
FSd,N = MSd * yi,max / Σyi2 = 215 kN / 2 = 108 kN
yi,max = 353 mm
Σyi2 = 212996 mm2
FSd,V = VSd / 8 = 8,13 kN
FRd,N = fd,N * Ares M20 = 141 kN
FRd,V = fd,V * Ares M20 =94 kN
FSd,N / 1.4 FRd,N + FSd,V / FRd,V = 0,63 < 1 Verificato
b) Verifica di punzonamento della piastra
La resistenza a punzonamento di una piastra vale:
Bp,Rd = 0,6 π dm tp ftk / γM2 = 427 kN >> FSd,N = 108 kN
dm = 22 mm
tp = 30 mm
ftk = 430 MPa
γM2 = 1,25
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Verifica appoggio nuove strutture metalliche su so letta in c.a. esistente
Il graticcio di base, realizzato con travi HEB 240, ha lo scopo di consentire il trasferimento dei carichi derivanti dalle opere in
elevazione ai pilastri di sostegno della copertura del garage.
Dalla relazione di collaudo emerge che la massima tensione di calcolo che impegna i pilastri in c.a. vale σmax ~ 60 daN/cm2.
Si riporta nella figura seguente la distribuzione delle reazioni vincolari verticali trasmesse dalle nuove strutture metalliche alle
opere in c.a. esistenti.
L’azione massima verticale trasmessa alle opere in c.a. vale:
NSd = 175 kN
L’incremento di tensione sui pilastri esistenti dovuto alle opere di nuova realizzazione vale:
∆σ = NSd / Ap = 15 daN/cm2
La tensione agente sui pilastri esistenti riuslta pertanto
σ + ∆σ = 75 daN/cm2 < σamm = 120 daN /cm2
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Tettoia attesa tram
Descrizione del modello
Gli elementi strutturali mono-dimensionali quali travi e pilastri sono stati schematizzati nel modello numerico come elementi
trave (elemento finito dotato di rigidezza assiale, flessionale e torsionale) e asta (elemento finito dotato di sola rigidezza assiale),
assegnando all'elemento le caratteristiche geometriche e meccaniche reali e posizionandoli nell'asse baricentrico delle travi e
delle colonne schematizzati.
Tutti i collegamenti fra gli elementi monodimensionali sono modellati di volta in volta, rilasciando i gradi di libertà necessari ad
ottenere una modellazione rappresentativa del reale comportamento del nodo in esame.
Si riportano nelle figure seguenti alcune viste tridimensionali del modello di calcolo implementato.
Viste assonometriche modello di calcolo FEM
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Analisi dinamica lineare
L'analisi dinamica lineare consiste:
1. nella determinazione dei modi di vibrare della costruzione (analisi frequenziale);
2. nel calcolo degli effetti dell'azione sismica, rappresentata dallo spettro di risposta di progetto, per ciascuno dei modi
di vibrare individuati;
3. nella combinazione di questi effetti.
Il modello della struttura su cui verrà effettuata l'analisi rappresenta in modo adeguato la distribuzione di massa e rigidezza
effettiva.
È stata condotta un'analisi in frequenza della struttura per determinare le principali forme modali, i relativi periodi e fattori di
partecipazione di massa.
Come previsto dalla norma sono stati considerati gli effetti dovuti all’eccentricità accidentale imponendo al centro di massa i
relativi spostamenti di norma assunti pari al 5% della dimensione massima dell’edificio nella direzione perpendicolare all’azione
sismica.
I risultati delle analisi modali sono riassunti nel prospetto seguente.
modo freq periodo % X % Y
[Hz] [s] 1 2.16 0.46 99 0 2 2.25 0.44 0 77 3 2.75 0.36 0 3 4 3.18 0.31 0 4 5 4.01 0.25 0 0 6 4.98 0.2 0 0 7 6.46 0.15 0 0 8 7.29 0.14 0 0 9 7.95 0.13 0 6 99 90
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Verifica principali elementi strutturali
6.2.1 Pilastri - tubolare φφφφ193.7x10mm
Diagramma azione normale di progetto
Diagramma azione flettente di progetto Mx
Diagramma azione flettente di progetto My
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Caratterisitche del profilo φ 193.7 x 10 mm
A 57.7 cm2
Jx 2440 cm4
Jy 2440 cm4
Wx,pl 276 cm3
Wy,pl 27 cm3
Ax 57.7 cm2
Ay 57.7 cm2
ix 6.50 cm
iy 6.50 cm
Lx 700 cm
Ly 700 cm
Es 2.10E+05 MPafy 275 MPa
gs 1.05fyd 262 MPa
Parametri di sollecitazione
N 85 kNMx 20.6 kNm (Mx
2+My2)0,5 29.8 kNm
My 21.6 kNm
Vx 6 kN (Vx2+Vy
2)0,5 8.5 kN
Vy 6 kN
Verifica di resistenza
σ = N/A + Mx/Wx 122.9 Mpa
τali = Vx/Ax 1.5
σid,max =√(σ2+3τ2) 122.9 MPa ≤ 262 Mpa
tasso di lavoro 47% ≤ 1
Verifica all'instabilità
λx 107.62
λy 107.62
ω 2.41
σcr,x 179 Mpa
σcr,y 179 MPa
Ncr,x 1032 kN
Ncr,y 1032 kN
Meq = 0.6 Mmax 18 kNm
σ1 = ω ·N/A 35 MPa
σ 2 = Mx / [Wx·(1-N/Ncr,x)] 71 MPa
σ id = σ 1+ σ 2 106 MPa ≤ 262 Mpa
tasso di lavoro 41% ≤ 1
tensione critica elureriana asse forte
tensione critica elureriana asse debole
carico critico asse forte
carico critico asse debole
tensione di snervamento
fattore di sicurezza
tensione di progetto
snellezza lungo asse forte
snellezza lungo asse debole
fattore instabilità assiale
area taglio ali
raggio inerzia asse forte
raggio inerzia asse debole
lunghezza libera di inflessione
lunghezza libera di inflessione
modulo elastico acciaio
area
momento inerzia asse forte
momento inerzia asse debole
modulo resistenza asse forte
modulo resistenza asse debole
area taglio anima
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6.2.2 Trave di spina principale – TQ 200x200x10 m m
Diagramma azione flettente di progetto Mx
Diagramma azione flettente di progetto My
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Caratterisitche del profilo TQ 200 x 10 mm
A 76 cm2
Jx 4585 cm4
Jy 4585 cm4
Wx 459 cm3
Wy 459 cm3
Ax 76 cm2
Ay 76 cm2
ix 7.7674535 cm
iy 7.7674535 cm
Lx 800 cm
Ly 800 cm
Es 2.10E+05 MPafy 275 MPa
gs 1.05fyd 262 MPa
Parametri di sollecitazione
N kNMx 56 kNm
My 5 kNm
Vx kN
Vy kN
Verifica di resistenza
σ = N/A + Mx/Wx 133.0 Mpa
τali = Vx/Ax
τanima = Vy/Ay
σid,max =√(σ2+3τ2) 133.0 MPa ≤ 262 Mpa
tasso di lavoro 51% ≤ 1
tensione di snervamento
fattore di sicurezza
tensione di progetto
area taglio ali
raggio inerzia asse forte
raggio inerzia asse debole
lunghezza libera di inflessione
lunghezza libera di inflessione
modulo elastico acciaio
area
momento inerzia asse forte
momento inerzia asse debole
modulo resistenza asse forte
modulo resistenza asse debole
area taglio anima
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6.2.3 Travi secondarie – TQ 100x100x10 mm
Diagramma azione flettente di progetto
Diagramma azione tagliante di progetto
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Caratterisitche del profilo TQ 100 x 10 mm
A 36 cm2
Jx 492 cm4
Jy 492 cm4
Wx 98.4 cm3
Wy 98.4 cm3
Ax 36 cm2
Ay 36 cm2
ix 3.70 cm
iy 3.70 cm
Lx 280 cm
Ly 280 cm
Es 2.10E+05 MPafy 275 MPa
gs 1.05fyd 262 MPa
Parametri di sollecitazione
N kNMx 7.5 kNm
My kNm
Vx 10 kN
Vy kN
Verifica di resistenza
σ = N/A + Mx/Wx 76.2 Mpa
τali = Vx/Ax 2.8
τanima = Vy/Ay
σid,max =√(σ2+3τ2) 76.4 MPa ≤ 262 Mpa
tasso di lavoro 29% ≤ 1
tensione di snervamento
fattore di sicurezza
tensione di progetto
area taglio ali
raggio inerzia asse forte
raggio inerzia asse debole
lunghezza libera di inflessione
lunghezza libera di inflessione
modulo elastico acciaio
area
momento inerzia asse forte
momento inerzia asse debole
modulo resistenza asse forte
modulo resistenza asse debole
area taglio anima