Eurocodice 3 - UNI ENV 1993-1-1:2004 Progettazione delle strutture in acciaio Parte 1-1 Regole generali - Regole generali e regole per gli edifici [2004 ed.]

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UNIV1993-1-1-2004_2004_EIT.pdf UNIV1993-1-1-2004

UNI ENV 1993-1-1:2004 - 01-05-2004 - Eurocodice 3 - Progettazione delle strutture di acciaio - Parte 1-1: Regole generali - Regole generali e regole per gli edifici

INGEGNERIA STRUTTURALE

NORMA TECNICA DATA

UNI ENV 1993-1-1:2004 01/05/2004

AUTORI

INGEGNERIA STRUTTURALE

TITOLO

Eurocodice 3 - Progettazione delle strutture di acciaio - Parte 1-1: Regole generali Regole generali e regole per gli edifici Eurocode 3 - Design of steel structures - Part 1-1: General - General rules and rules for buildings

SOMMARIO

La presente norma sperimentale è la versione ufficiale in lingua italiana della norma europea sperimentale ENV 1993-1-1 (edizione aprile 1992), dell'aggiornamento A1 (edizione dicembre 1994) e dell'aggiornamento A2 (edizione ottobre 1998) e tiene conto dell'errata corrige dell'ottobre 1992 (AC:1992). La norma, sperimentale, fornisce i criteri generali di progettazione di edifici e opere di ingegneria civile di acciaio.Si riferisce solamente ai requisiti di resistenza, esercizio e durata delle strutture. Altri requisiti, quali per esempio quelli dell'isolamento termico ed acustico, non sono considerati.Non contiene i requisiti particolari per la progettazione in zone sismiche. Le regole inerenti a tali requisiti sono fornite nell'Eurocodice 8 che integra o adatta in modo specifico le regole dell'Eurocodice 3 a questo scopo.I valori numerici delle azioni sugli edifici e opere di ingegneria civile che devono essere considerati nel progetto non sono forniti nell'Eurocodice 3. Essi sono forniti nell'Eurocodice 1

TESTO DELLA NORMA CLASSIFICAZIONE ICS CLASSIFICAZIONE ARGOMENTO

91.010.30 91.080.10 AA10B0303

PARZIALMENTE SOSTITUITA GRADO DI COGENZA STATO DI VALIDITA' In vigore RIFERIMENTI NAZIONALI LINGUA

Italiano

PAGINE

395

PREZZO EURO

Non Soci 147,50 Euro - Soci 73,75 Euro

Eurocodice 3 NORMA ITALIANA S P E R I M E N TA L E

Progettazione delle strutture di acciaio

UNI ENV 1993-1-1

Parte 1-1: Regole generali - Regole generali e regole per gli edifici MAGGIO 2004

Design of steel structures Part 1-1: General - General rules and rules for buildings

CLASSIFICAZIONE ICS

91.080.10; 91.010.30

SOMMARIO

La norma, sperimentale, fornisce i criteri generali di progettazione di edifici e opere di ingegneria civile di acciaio. Si riferisce solamente ai requisiti di resistenza, esercizio e durata delle strutture. Altri requisiti, quali per esempio quelli dell’isolamento termico ed acustico, non sono considerati. Non contiene i requisiti particolari per la progettazione in zone sismiche. Le regole inerenti a tali requisiti sono fornite nell’Eurocodice 8 che integra o adatta in modo specifico le regole dell’Eurocodice 3 a questo scopo. I valori numerici delle azioni sugli edifici e opere di ingegneria civile che devono essere considerati nel progetto non sono forniti nell’Eurocodice 3. Essi sono forniti nell’Eurocodice 1 che è applicabile a tutti i tipi di costruzione.

RELAZIONI NAZIONALI

La presente norma sostituisce la UNI ENV 1993-1-1:1994.

RELAZIONI INTERNAZIONALI

= ENV 1993-1-1:1992 + A1:1994 + A2:1998 La presente norma sperimentale è la versione ufficiale in lingua italiana della norma europea sperimentale ENV 1993-1-1 (edizione aprile 1992), dell’aggiornamento A1 (edizione dicembre 1994) e dell’aggiornamento A2 (edizione ottobre 1998) e tiene conto dell’errata corrige dell’ottobre 1992 (AC:1992).

ORGANO COMPETENTE

Commissione "Ingegneria strutturale"

RATIFICA

Presidente dell’UNI, delibera del 23 ottobre 2002

UNI Ente Nazionale Italiano di Unificazione Via Battistotti Sassi, 11B 20133 Milano, Italia

© UNI - Milano Riproduzione vietata. Tutti i diritti sono riservati. Nessuna parte del presente documento può essere riprodotta o diffusa con un mezzo qualsiasi, fotocopie, microfilm o altro, senza il consenso scritto dell’UNI.

Gr. 28

UNI ENV 1993-1-1:2004

VOLUME

1

Include aggiornamenti A1 (dicembre 1994) A2 (ottobre 1998)

NORMA EUROPEA SPERIMENTALE

Eurocode 3

Pagina I

PREMESSA NAZIONALE La presente norma costituisce il recepimento, in lingua italiana, della norma europea sperimentale ENV 1993-1-1 (edizione aprile 1992 + errata corrige AC:1992), dell’aggiornamento A1 (edizione dicembre 1994) e dell’aggiornamento A2 (edizione ottobre 1998), che assumono così lo status di norma nazionale italiana sperimentale. La traduzione è stata curata dall’UNI. La Commissione "Ingegneria strutturale" dell’UNI segue i lavori europei sull’argomento per delega della Commissione Centrale Tecnica. La scadenza del periodo di validità della ENV 1993-1-1 è stata fissata inizialmente dal CEN per aprile 1995, quella dell’aggiornamento A1 per dicembre 1997 e quella dell’aggiornamento A2 per ottobre 2001. Rispetto all'edizione precedente, la norma include l'aggiornamento A1 del dicembre 1994, che prevede l'inclusione dell'appendice D, che estende il campo di applicazione della norma a due classi di acciaio ad alta resistenza, la revisione dell'appendice K e la modifica del titolo della norma. La norma include inoltre l'aggiornamento A2 dell'ottobre 1998, che prevede l'inclusione di cinque appendici separate (G, H, J, N e Z). Le norme UNI sono revisionate, quando necessario, con la pubblicazione di nuove edizioni o di aggiornamenti. È importante pertanto che gli utilizzatori delle stesse si accertino di essere in possesso dell’ultima edizione e degli eventuali aggiornamenti. Si invitano inoltre gli utilizzatori a verificare l’esistenza di norme UNI corrispondenti alle norme EN o ISO ove citate nei riferimenti normativi.

Le norme sperimentali sono emesse, per applicazione provvisoria, in campi in cui viene avvertita una necessità urgente di orientamento, senza che esista una consolidata esperienza a supporto dei contenuti tecnici descritti. Si invitano gli utenti ad applicare questa norma sperimentale, così da contribuire a fare maturare l'esperienza necessaria ad una sua trasformazione in norma raccomandata. Chiunque ritenesse, a seguito del suo utilizzo, di poter fornire informazioni sulla sua applicabilità e suggerimenti per un suo miglioramento o per un suo adeguamento ad uno stato dell'arte in evoluzione è pregato di inviare, entro la scadenza indicata, i propri contributi all'UNI, Ente Nazionale Italiano di Unificazione. UNI ENV 1993-1-1:2004

© UNI

Pagina II

INDICE 1 1.1

INTRODUZIONE 1 Scopo .............................................................................................................................................................. 1 Scopo dell'Eurocodice 3 ............................................................................................................................. 1 Scopo della parte 1-1 dell'Eurocodice 3 ............................................................................................... 1 Ulteriori parti dell'Eurocodice 3 ................................................................................................................ 2 Distinzione fra Principi e Regole Applicative ............................................................................. 3 Ipotesi .............................................................................................................................................................. 3 Definizioni...................................................................................................................................................... 3 Termini comuni a tutti gli Eurocodici ...................................................................................................... 3

1.1.1 1.1.2 1.1.3

1.2 1.3 1.4 1.4.1 prospetto

1.1

1.4.2

1.5 1.6 1.6.1 1.6.2 1.6.3 1.6.4 1.6.5 1.6.6 1.6.7 figura

1.1

2 2.1 2.2 2.2.1 2.2.2 2.2.3 2.2.4 2.2.5

2.3 2.3.1 2.3.2 prospetto

2.1

prospetto

2.2

2.3.3

Lista dei termini corrispondenti nelle lingue della Comunità (da completare per altre lingue) ..................................................................................................................................................... 4 Termini speciali usati in questa parte 1-1 dell'Eurocodice 3 .......................................................... 4

Unità di misura S.I. ................................................................................................................................... 5 Simboli usati nella parte 1-1 dell'Eurocodice 3 ......................................................................... 5 Lettere latine maiuscole.............................................................................................................................. 5 Lettere greche maiuscole........................................................................................................................... 6 Lettere latine minuscole.............................................................................................................................. 6 Lettere greche minuscole........................................................................................................................... 6 Indici .................................................................................................................................................................. 7 Uso degli indici nella parte 1-1 dell'Eurocodice 3 .............................................................................. 8 Convenzioni per gli assi delle membrature .......................................................................................... 9 Dimensioni ed assi delle sezioni........................................................................................................... 10 PRINCIPI DI PROGETTAZIONE 11 Requisiti fondamentali ......................................................................................................................... 11 Definizioni e classificazioni ............................................................................................................... 11 Stati limite e situazioni di progetto ....................................................................................................... 11 Azioni ............................................................................................................................................................. 12 Proprietà dei materiali .............................................................................................................................. 14 Dati geometrici ............................................................................................................................................ 14 Disposizioni di carico e condizioni di carico...................................................................................... 14 Requisiti per il progetto ....................................................................................................................... 14 Generalità ..................................................................................................................................................... 14 Stati limite ultimi ......................................................................................................................................... 15 Valori di progetto per le azioni da impiegare nella combinazione delle azioni ..................... 16 Coefficienti parziali di sicurezza per gli stati limite ultimi .............................................................. 17

2.3.4

Coefficienti parziali di sicurezza per le azioni sulle strutture di edifici per situazioni di progetto persistenti e transitorie....................................................................................................... 18 Stati limite di servizio ................................................................................................................................ 18

2.4 2.5

Durabilità .................................................................................................................................................... 19 Resistenza al fuoco .............................................................................................................................. 19

3 3.1 3.2

MATERIALI 20 Generalità................................................................................................................................................... 20 Acciaio strutturale .................................................................................................................................. 20 Scopo ............................................................................................................................................................. 20 Proprietà dei materiali per acciaio laminato a caldo ...................................................................... 20

3.2.1 3.2.2

3.2.3 3.2.4

prospetto

3.1

Valori nominali della resistenza di snervamento fy e della resistenza a rottura per trazione fu per acciai strutturali conformi alla EN 10025 o prEN 10113 .................................. 20

prospetto

3.2

Spessori massimi per elementi strutturali caricati staticamente che non richiedono riferimento all'appendice C ..................................................................................................................... 21 Proprietà dei materiali per acciaio profilato a freddo ..................................................................... 22 Dimensioni, massa e tolleranze ............................................................................................................ 22 UNI ENV 1993-1-1:2004

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Pagina III

3.2.5

Valori di calcolo dei coefficienti del materiale .................................................................................. 22

3.3

Elementi di giunzione .......................................................................................................................... 22 Generalità .................................................................................................................................................... 22 Bulloni, dadi e rosette .............................................................................................................................. 22

3.3.1 3.3.2 prospetto

3.3

3.3.3 3.3.4 3.3.5

4 4.1 4.2 4.2.1 4.2.2 4.2.3 prospetto

4.1

figura

4.1

4.3 4.3.1 4.3.2 4.3.3

5 5.1 5.1.1 5.1.2 5.1.3 5.1.4 5.1.5 5.1.6 5.1.7 5.1.8

5.2 5.2.1

STATI LIMITE DI SERVIZIO 23 Principi ......................................................................................................................................................... 23 Controllo degli spostamenti.............................................................................................................. 23 Requisiti ........................................................................................................................................................ 23 Valori limite .................................................................................................................................................. 24 Ristagno dell'acqua piovana .................................................................................................................. 24 Valori limite raccomandati per gli spostamenti verticali................................................................ 25 Inflessioni da prendere in considerazione ........................................................................................ 25 Effetti dinamici ......................................................................................................................................... 25 Requisiti ........................................................................................................................................................ 25 Strutture aperte al pubblico .................................................................................................................... 26 Oscillazioni eccitate dal vento ............................................................................................................... 26 STATI LIMITE ULTIMI 26 Principi ......................................................................................................................................................... 26 Generalità .................................................................................................................................................... 26 Progetto dei telai........................................................................................................................................ 26 Membrature tese ....................................................................................................................................... 27 Membrature compresse .......................................................................................................................... 27 Travi ............................................................................................................................................................... 27 Membrature soggette alla combinazione di forza assiale e momento .................................... 27 Giunzioni e collegamenti ......................................................................................................................... 27 Fatica ............................................................................................................................................................. 27 Calcolo delle sollecitazioni ............................................................................................................... 28 Analisi globale ............................................................................................................................................ 28 Relazione bi-lineare tensioni-deformazioni ...................................................................................... 29

figura

5.2.1

figura

5.2.2

Relazione alternativa bi-lineare tensioni-deformazioni (da usare solo per l'analisi elasto-plastica) ............................................................................................................30 Ipotesi per il progetto................................................................................................................................ 30

prospetto 5.2.1

Ipotesi di progetto ...................................................................................................................................... 31 Sistemi strutturali ....................................................................................................................................... 31 Imperfezioni ................................................................................................................................................. 32

figura

5.2.3

Sostituzione delle imperfezioni laterali iniziali con forze orizzontali equivalenti................... 34

figura

5.2.4

Forze orizzontali equivalenti .................................................................................................................. 34

figura

5.2.5

Forza stabilizzante equivalente ............................................................................................................ 36

figura

5.2.6

Forze nel controvento in corrispondenza di discontinuità dell'elemento compresso ......... 37 Stabilità agli spostamenti laterali.......................................................................................................... 37

figura

5.2.7

Telaio di edificio con travi che collegano ciascuna colonna a ciascun livello di impalcato ...................................................................................................................................................... 38 Stabilità del telaio ...................................................................................................................................... 39

figura

5.2.8

Meccanismo con spostamenti laterali che implica la presenza di cerniere plastiche nelle colonne solo in corrispondenza delle basi ............................................................................. 40 Requisiti delle colonne per l'analisi plastica ..................................................................................... 41

5.2.2 5.2.3 5.2.4

5.2.5

5.2.6

5.2.7

Valori nominali della resistenza allo snervamento fyb e della resistenza a rottura per trazione fub per i bulloni ........................................................................................................................... 22 Altri tipi di dispositivi di collegamento precaricati ........................................................................... 22 Chiodi ............................................................................................................................................................ 23 Elettrodi......................................................................................................................................................... 23

5.3

Classificazione delle sezioni trasversali .................................................................................... 41

5.3.1

Principi .......................................................................................................................................................... 41

UNI ENV 1993-1-1:2004

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Pagina IV

Classificazione ............................................................................................................................................ 41 Requisiti delle sezioni trasversali per l'analisi plastica globale .................................................. 42 Requisiti per le sezioni trasversali quando si usa l'analisi globale elastica ........................... 42

5.3.2 5.3.3 5.3.4 prospetto 5.3.1

Rapporti massimi larghezza-spessore per elementi compressi (foglio 1) .............................. 43

prospetto 5.3.1

Rapporti massimi larghezza-spessore per elementi compressi (foglio 2) .............................. 44

prospetto 5.3.1

Rapporti massimi larghezza-spessore per elementi compressi (foglio 3) .............................. 45

prospetto 5.3.1

Rapporti massimi larghezza-spessore per elementi compressi (foglio 4) .............................. 46 Proprietà efficaci delle sezioni trasversali per sezioni trasversali di classe 4 ....................... 46

prospetto 5.3.2

Elementi compressi interni ..................................................................................................................... 48

prospetto 5.3.3

Elementi compressi sporgenti ............................................................................................................... 49

figura

5.3.1

Sezioni trasversali di classe 4 - forza assiale .................................................................................. 50

figura

5.3.2

Sezioni trasversali di classe 4 - momento flettente ........................................................................ 50 Effetti delle forze trasversali sulle anime ........................................................................................... 51

5.3.5

5.3.6

5.4

Resistenza delle sezioni trasversali ............................................................................................. 51

5.4.1 5.4.2

Generalità ..................................................................................................................................................... 51 Proprietà delle sezioni .............................................................................................................................. 51 figura

5.4.1

Fori sfalsati................................................................................................................................................... 52

figura

5.4.2

Angolari con fori in entrambe le ali ...................................................................................................... 53 Trazione ........................................................................................................................................................ 53 Compressione ............................................................................................................................................. 53 Momento flettente ...................................................................................................................................... 54 Taglio ............................................................................................................................................................. 55 Flessione e taglio ....................................................................................................................................... 56 Flessione e forza assiale......................................................................................................................... 56 Flessione, taglio e forza assiale ........................................................................................................... 59 Forze trasversali alle anime ................................................................................................................... 59

figura

5.4.3

Sollecitazioni nel pannello d'anima dovute a momento flettente, forza assiale e forza trasversale ......................................................................................................................... 60

5.4.3 5.4.4 5.4.5 5.4.6 5.4.7 5.4.8 5.4.9 5.4.10

5.5 5.5.1 prospetto 5.5.1 prospetto 5.5.2 figura

5.5.1

prospetto 5.5.3 figura

5.5.2

figura

5.5.3

figura

5.6.1

figura

5.6.2

figura

5.6.3

figura

5.6.4

5.5.2 5.5.3 5.5.4

5.6 5.6.1 5.6.2 5.6.3 5.6.4

5.6.5 5.6.6 5.6.7

5.7 5.7.1 5.7.2

Resistenza delle membrature all'instabilità.............................................................................. 62 Membrature compresse........................................................................................................................... 62 Coefficienti di imperfezione .................................................................................................................... 62 Coefficienti di riduzione ........................................................................................................................... 63 Valori di progetto delle imperfezioni di freccia iniziali equivalenti eo,d ..................................... 64 Selezione della curva di instabilità per una sezione trasversale ............................................... 65 Resistenza allo snervamento media fya di sezioni strutturali cave in profilato a freddo .... 66 Instabilità flesso-torsionale delle travi ................................................................................................. 66 Flessione e trazione assiale................................................................................................................... 67 Flessione e compressione assiale ....................................................................................................... 67 Coefficienti di momento equivalente uniforme ................................................................................. 69 Resistenza all'instabilità per taglio................................................................................................ 69 Principi ........................................................................................................................................................... 69 Metodi di progetto ...................................................................................................................................... 70 Metodo post-critico semplificato ........................................................................................................... 70 Metodo delle bande diagonali di trazione .......................................................................................... 71 Geometria delle bande diagonali di trazione .................................................................................... 72 Geometria del pannello di estremità ................................................................................................... 72 Irrigidimenti trasversali intermedi.......................................................................................................... 74 Saldature ...................................................................................................................................................... 74 Sollecitazioni nelle bande diagonali di trazione ............................................................................... 75 Interazione fra forza di taglio, momento flettente e forza assiale .............................................. 75 Interazione fra resistenza all'instabilità per taglio e resistenza flessionale ............................ 76 Resistenza dell'anima alle forze trasversali ............................................................................ 78 Principi ........................................................................................................................................................... 78 Lunghezza del tratto di contatto rigido ............................................................................................... 79 UNI ENV 1993-1-1:2004

© UNI

Pagina V

figura

5.7.1

Forze applicate attraverso una piattabanda ..................................................................................... 80

figura

5.7.2

Lunghezza del tratto di contatto rigido ............................................................................................... Resistenza allo schiacciamento ........................................................................................................... Resistenza all'imbozzamento ................................................................................................................ Resistenza di progetto all'instabilità ....................................................................................................

figura

5.7.3

Larghezze efficaci per la resistenza all'instabilità dell'anima ..................................................... Irrigidimenti trasversali.............................................................................................................................

figura

5.7.4

Sezione trasversale efficace degli irrigidimenti ............................................................................... Imbozzamento dell'anima indotto dalla piattabanda .....................................................................

5.7.3 5.7.4 5.7.5 5.7.6 5.7.7

5.8

Strutture a maglie triangolari ...........................................................................................................

5.8.1 5.8.2 5.8.3

Generalità .................................................................................................................................................... Lunghezza di libera inflessione delle membrature ......................................................................... Angolari quali aste di parete in compressione.................................................................................

5.9

Membrature composte in compressione ..................................................................................

5.9.1 5.9.2

Principi .......................................................................................................................................................... Membrature tralicciate compresse ......................................................................................................

81 81 82 82 83 84 84 84 85 85 85 85 86 86 86 87

figura

5.9.1

Sistemi di tralicciatura a singola diagonale sulle facce opposte degli elementi principali ..........

figura

5.9.2

Sistemi di tralicciatura accoppiati ad altri componenti perpendicolari all'asse longitudinale della membratura ............................................................................................................ 88

figura

5.9.3

Membratura tralicciata compressa ...................................................................................................... 89

figura

5.9.4

Lunghezza di libera inflessione dei correnti con sezione ad L nelle membrature tralicciate ...................................................................................................................................................... 90 Membrature calastrellate compresse ................................................................................................. 91 Membrature composte da elementi ravvicinati................................................................................ 92 Membrature in angolari calastrellati posti a croce.......................................................................... 93

figura

5.9.5

Membratura calastrellata compressa ................................................................................................. 93

figura

5.9.6

Membrature composte da elementi ravvicinati................................................................................ 94

figura

5.9.7

Membrature in angolari calastrellati posti a croce.......................................................................... 94

5.9.3 5.9.4 5.9.5

6 6.1 6.1.1 6.1.2 6.1.3 6.1.4 6.1.5

6.2 6.3 6.4 6.4.1 6.4.2 6.4.3

6.5 6.5.1 figura

6.5.1

figura

6.5.2

figura

6.5.3

figura

6.5.4

figura

6.5.5

6.5.2 prospetto 6.5.1 figura

6.5.6

6.5.3 prospetto 6.5.2

COLLEGAMENTI SOGGETTI A CARICHI STATICI 94 Principi ......................................................................................................................................................... 94 Generalità .................................................................................................................................................... 94 Forze e momenti applicati ...................................................................................................................... 95 Resistenza dei collegamenti .................................................................................................................. 95 Ipotesi di progetto ...................................................................................................................................... 95 Fabbricazione e montaggio ................................................................................................................... 95 Intersezioni ................................................................................................................................................ 96 Collegamenti caricati a taglio soggetti a vibrazioni e/o inversioni di carico ........... 96 Classificazione dei collegamenti ................................................................................................... 96 Generalità .................................................................................................................................................... 96 Classificazione secondo la rigidità ...................................................................................................... 96 Classificazione secondo la resistenza ............................................................................................... 97 Collegamenti con bulloni, chiodi o perni ................................................................................... 98 Posizionamento dei fori per bulloni e chiodi ..................................................................................... 98 Simboli per la spaziatura dei dispositivi di giunzione .................................................................... 99 Spaziatura sfalsata - compressione .................................................................................................... 99 Spaziatura in componenti tesi ............................................................................................................. 100 Distanze dalle estremità e dal bordo per fori asolati ................................................................... 100 Detrazione dell'area dei fori per dispositivi di giunzione ............................................................ 100 Area efficace a taglio nel meccanismo "block shear" ................................................................. 102 Fattori riduttivi β2 e β3 ........................................................................................................................... 103 Collegamenti di angolari ....................................................................................................................... 103 Categorie di collegamenti bullonati ................................................................................................... 103 Categorie di collegamenti bullonati ................................................................................................... 104 UNI ENV 1993-1-1:2004

© UNI

Pagina VI

Distribuzione delle forze fra i dispositivi di giunzione ................................................................. 105

6.5.4 prospetto 6.5.7

Distribuzione delle forze fra i dispositivi di giunzione ................................................................. 106 Resistenza di progetto dei bulloni ..................................................................................................... 107

prospetto 6.5.3

Resistenza di progetto dei bulloni ..................................................................................................... 108

prospetto 6.5.4

Resistenza di progetto a rifollamento - Basata sul diametro del bullone ............................. 109 Resistenza di progetto dei chiodi ...................................................................................................... 109

prospetto 6.5.5

109 110 110 111 Forze per effetto leva ............................................................................................................................ 112 Effetto dei dettagli costruttivi sulle forze per effetto leva ........................................................... 112 Giunti a sviluppo longitudinale ........................................................................................................... 113 Giunti a sviluppo longitudinale ........................................................................................................... 113 Giunti a singola sovrapposizione con un bullone ........................................................................ 113 Giunto a singola sovrapposizione con un bullone ....................................................................... 113 Dispositivi di giunzione attraverso piatti di imbottitura ............................................................... 114 Collegamenti con perni ......................................................................................................................... 114 Condizioni geometriche per piastre nei collegamenti con perni ............................................. 115 Resistenza di progetto per collegamenti a perno ........................................................................ 115 Momento flettente in un perno ........................................................................................................... 116 Collegamenti saldati .......................................................................................................................... 116 Generalità .................................................................................................................................................. 116 Geometria e dimensioni........................................................................................................................ 117 Tipologie comuni di giunti saldati ...................................................................................................... 117 Saldature a cordoni d'angolo a tratti................................................................................................. 120

6.5.5

6.5.6 6.5.7 6.5.8 6.5.9 figura

6.5.8

figura

6.5.9

figura

6.5.10

figura

6.5.11

6.5.10 6.5.11 6.5.12 6.5.13 prospetto 6.5.6 prospetto 6.5.7 figura

6.5.12

6.6 6.6.1 6.6.2 prospetto 6.6.1 figura

6.6.1

figura

6.6.2

Saldature a singolo cordone d'angolo e saldature di testa da un solo lato a parziale penetrazione ............................................................................................................................................. 122

figura

6.6.3

Sezione efficace della gola di saldature entro scanalature in sezioni strutturali cave rettangolari ................................................................................................................................................ 123

figura

6.6.4

Sezione efficace della gola di saldature entro scanalature in sezioni piene ...................... 123 Strappi lamellari....................................................................................................................................... 123

figura

6.6.5

Per evitare strappi lamellari................................................................................................................. 124 Distribuzione delle forze ....................................................................................................................... 124 Resistenza di progetto di saldature a cordoni d'angolo ............................................................. 125

figura

6.6.6

Altezza di gola di una saldatura a cordoni d'angolo ................................................................... 126

figura

6.6.7

Altezza di gola di una saldatura a cordoni d'angolo a forte penetrazione ........................... 126 Resistenza di progetto di saldature di testa................................................................................... 127

figura

6.6.8

Saldature di testa a parziale penetrazione..................................................................................... 128

figura

6.6.9

Saldature di testa a T ............................................................................................................................ 128 Resistenza di progetto di saldature entro fori o intagli ............................................................... 129 Giunti a piattabanda non irrigidita ..................................................................................................... 129

figura

6.6.10

Larghezza efficace di un giunto a T non irrigidito ........................................................................ 129 Giunti paralleli alla direzione delle forze prevalenti ..................................................................... 130 Angolari collegati attraverso una sola ala....................................................................................... 130

figura

6.7.1

6.6.3 6.6.4 6.6.5

6.6.6

6.6.7 6.6.8 6.6.9 6.6.10

6.7 6.8 6.8.1 6.8.2 6.8.3

6.9 6.9.1 6.9.2

Resistenza di progetto dei chiodi ...................................................................................................... Bulloni e chiodi a testa svasata ......................................................................................................... Bulloni ad alta resistenza nei collegamenti ad attrito ................................................................. Forze per effetto leva ............................................................................................................................

Collegamenti di tipo misto .............................................................................................................. 130 Collegamenti di tipo misto.................................................................................................................... 131 Giunti intermedi ad una membratura........................................................................................ 131 Generalità .................................................................................................................................................. 131 Giunti in membrature compresse ...................................................................................................... 131 Giunti in membrature tese ................................................................................................................... 132 Collegamenti trave-colonna .......................................................................................................... 132 Criteri di progetto .................................................................................................................................... 132 Relazione momento-rotazione ........................................................................................................... 132 UNI ENV 1993-1-1:2004

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Pagina VII

figura

6.9.1

Modellazione di un collegamento quale molla rotazionale ........................................................ 133

figura

6.9.2

Definizione di relazioni momento-rotazione approssimate ....................................................... 134

figura

6.9.3

Proprietà di una relazione momento-rotazione di progetto ....................................................... 135 Momento resistente ................................................................................................................................ 135 Rigidezza rotazionale............................................................................................................................. 135 Capacità di rotazione ............................................................................................................................. 135

figura

6.9.4

Relazione momento-rotazione con una rotazione iniziale a cerniera .................................... 136

figura

6.9.5

Rigidezza rotazionale S j ...................................................................................................................... 137

figura

6.9.6

Variazione della rigidezza rotazionale con il momento applicato ........................................... 138

figura

6.9.7

Capacità di rotazione φCd ..................................................................................................................... 139 Classificazione dei collegamenti trave-colonna ............................................................................ 139

figura

6.9.8

Limiti raccomandati per la classificazione dei collegamenti trave-colonna come rigidi ... 141

figura

6.9.9

Esempi di classificazione di relazioni momento-rotazione per collegamenti trave-colonna ............................................................................................................................................ 143 Calcolo delle proprietà ........................................................................................................................... 144

figura

6.9.10

Zone critiche nei collegamenti trave-colonna ................................................................................ 145 Regole applicative ................................................................................................................................... 145

6.9.3 6.9.4 6.9.5

6.9.6

6.9.7 6.9.8

6.10

Giunzione di profilati cavi in travi reticolari ............................................................................ 146 Resistenza di progetto ........................................................................................................................... 146 Regole applicative ................................................................................................................................... 146 Giunti di base ......................................................................................................................................... 146 Piastre di base.......................................................................................................................................... 146 Tirafondi ...................................................................................................................................................... 146 Regole applicative ................................................................................................................................... 147

6.10.1 6.10.2

6.11 6.11.1 6.11.2 6.11.3

7 7.1 7.1.1 7.1.2

7.2 7.3 7.4 7.5 7.5.1 7.5.2 7.5.3 7.5.4 7.5.5 7.5.6 7.5.7 7.5.8 figura

7.1

7.6 7.7 7.7.1 7.7.2 7.7.3 prospetto

7.1

figura

7.2.1

figura

7.2.2

7.7.4 prospetto

7.7.5

7.8

7.2

FABBRICAZIONE E MONTAGGIO 147 Generalità ................................................................................................................................................ 147 Finalità......................................................................................................................................................... 147 Requisiti ...................................................................................................................................................... 147 Specifica di progetto .......................................................................................................................... 147 Limitazioni per la fabbricazione ................................................................................................... 148 Preparazione del materiale ............................................................................................................ 148 Collegamenti bullonati ...................................................................................................................... 149 Fori ............................................................................................................................................................... 149 Tolleranze nei fori per i dispositivi di giunzione............................................................................. 149 Bulloni.......................................................................................................................................................... 150 Dadi .............................................................................................................................................................. 150 Rosette........................................................................................................................................................ 150 Serraggio dei bulloni............................................................................................................................... 151 Superfici di contatto resistenti allo scorrimento............................................................................. 151 Accoppiamento delle superfici di contatto ...................................................................................... 151 Massimo dislivello fra superfici adiacenti ........................................................................................ 151 Collegamenti saldati........................................................................................................................... 152 Tolleranze ................................................................................................................................................ 152 Tipi di tolleranze....................................................................................................................................... 152 Applicazione delle tolleranze ............................................................................................................... 152 Tolleranze di montaggio normali ........................................................................................................ 152 Tolleranze normali dopo il montaggio .............................................................................................. 153 Tolleranze normali dopo il montaggio - Parte 1 ............................................................................ 154 Tolleranze normali dopo il montaggio - Parte 2 ............................................................................ 155 Tolleranze di fabbricazione .................................................................................................................. 155 Tolleranze di rettilineità incorporate nelle regole di progettazione ......................................... 155 Posizione dei bulloni di fondazione ................................................................................................... 156 Controlli e prove ................................................................................................................................... 156 UNI ENV 1993-1-1:2004

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Pagina VIII

8 8.1 8.2 8.3 8.4 8.5

PROGETTAZIONE INTEGRATA DA PROVE 156 Principi ...................................................................................................................................................... 156 Pianificazione delle prove .............................................................................................................. 156 Esecuzione delle prove ................................................................................................................... 157 Valutazione dei risultati delle prove .......................................................................................... 157 Documentazione ................................................................................................................................. 158

9 9.1

FATICA 158 Generalità................................................................................................................................................ 158 Principi ........................................................................................................................................................ 158 Finalità ........................................................................................................................................................ 158 Limitazioni ................................................................................................................................................. 158 Casi in cui è necessaria la valutazione della resistenza a fatica ............................................ 158 Definizioni .................................................................................................................................................. 159 Spettro di progetto .................................................................................................................................. 160 Curva di resistenza a fatica ................................................................................................................. 161 Simboli ........................................................................................................................................................ 161 Carico di fatica ...................................................................................................................................... 162 Coefficienti parziali di sicurezza.................................................................................................. 163 Generalità .................................................................................................................................................. 163 Coefficienti parziali di sicurezza per il carico di fatica ................................................................ 163 Coefficienti parziali di sicurezza per la resistenza a fatica ....................................................... 163 Valori raccomandati di γMf................................................................................................................... 163 Coefficienti parziali di sicurezza per la resistenza a fatica γMf ............................................... 164 Spettri delle tensioni di fatica........................................................................................................ 164 Calcolo delle tensioni ............................................................................................................................ 164 Campo di variazione delle tensioni nel metallo base ................................................................. 164 Campo di variazione delle tensioni nei giunti saldati .................................................................. 164 Spettro di progetto del campo di variazione delle tensioni ....................................................... 165 Procedure per la valutazione della resistenza a fatica ................................................... 165 Generalità .................................................................................................................................................. 165

9.1.1 9.1.2 9.1.3 9.1.4 9.1.5 figura

9.1.1

figura

9.1.2

9.1.6

9.2 9.3 9.3.1 9.3.2 9.3.3 9.3.4 prospetto 9.3.1

9.4 9.4.1 9.4.2 9.4.3 9.4.4

9.5 9.5.1 9.5.2

Valutazione della resistenza a fatica basata sul campo di variazione delle tensioni nominali ...................................................................................................................................................... 165 Valutazioni della resistenza a fatica basate sui campi di variazione delle tensioni geometriche .............................................................................................................................................. 168

9.5.3

9.6

Resistenza a fatica ............................................................................................................................. 168

9.6.1 9.6.2

Generalità .................................................................................................................................................. 168 Curve di resistenza a fatica per i dettagli classificati .................................................................. 169 9.6.1

Curve della resistenza a fatica per campi di variazione delle tensioni normali ................. 170

prospetto 9.6.1

Valori numerici per le curve di resistenza a fatica per campi di variazione delle tensioni normali ........................................................................................................................................................ 171

figura

figura

9.6.3

9.6.2

Curve della resistenza a fatica per campi di variazione delle tensioni tangenziali ........... 172

prospetto 9.6.2

Valori numerici per le curve di resistenza a fatica per campi di variazione delle tensioni tangenziali ................................................................................................................................. 172

figura

9.6.3

Curve della resistenza a fatica per giunzioni di travi reticolari tubolari ................................. 173

prospetto 9.6.3

Valori numerici per le curve di resistenza a fatica per elementi cavi .................................... 174

prospetto 9.6.4

Coefficienti per tenere in conto i momenti flettenti secondari nelle giunzioni di travi reticolari composte da profilati cavi a sezione circolare ............................................................ 174

prospetto 9.6.5

Coefficienti per tenere in conto i momenti flettenti secondari nelle giunzioni di travi reticolari composte da profilati cavi a sezione rettangolare ..................................................... 174 Curve di resistenza a fatica per dettagli non classificati ............................................................ 174

9.7

Fattori che influenzano la resistenza a fatica ...................................................................... 175

9.7.1

Campi di variazione delle tensioni in dettagli costruttivi non saldati o sottoposti a trattamento termico di distensione .................................................................................................... 175 Influenza dello spessore....................................................................................................................... 175

9.7.2

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Pagina IX

Curve modificate della resistenza a fatica ...................................................................................... 175

9.7.3 prospetto 9.7.1

9.8 figura

9.7.1

prospetto 9.8.1 prospetto 9.8.2 prospetto 9.8.3 prospetto 9.8.4 prospetto 9.8.5 prospetto 9.8.6 prospetto 9.8.7

APPENDICE (normativa) B.1 B.2

B

C

C.2.1 C.2.2 C.2.3 C.2.4 prospetto C.1

C.2.5 prospetto C.2 prospetto C.3

C.2.6

APPENDICE (normativa) D.1 D.2 D.3

Prospetti di classificazione dei dettagli costruttivi .............................................................. 176 Curva modificata della resistenza a fatica ...................................................................................... 177 Particolari non saldati............................................................................................................................. 178 Travi composte saldate ......................................................................................................................... 180 Saldature di testa trasversali ............................................................................................................... 182 Collegamenti saldati con saldature non soggette a carichi ....................................................... 184 Collegamenti saldati con saldature soggette a carichi ............................................................... 186 Profilati cavi ............................................................................................................................................... 189 Giunzioni di travi reticolari (m = 5) ..................................................................................................... 191 NORME DI RIFERIMENTO

193

Campo di applicazione ...................................................................................................................... 193 Definizioni .................................................................................................................................................193 Norma di riferimento 1: "Acciaio strutturale saldabile"................................................................ 193 Norma di riferimento 2: "Dimensioni dei profili e delle piastre" ................................................ 193 Profili lavorati a caldo, diversi dai tubolari strutturali ................................................................... 193 Profili strutturali laminati a caldo ........................................................................................................ 194 Profili strutturali finiti a freddo .............................................................................................................. 194 Profilati piegati a freddo, diversi dai tubolari strutturali ............................................................... 194 Tolleranze .................................................................................................................................................. 194 Profilati laminati a caldo, diversi dai tubolari strutturali............................................................... 194 Profili strutturali ........................................................................................................................................ 194 Profili formati a freddo, diversi dai tubolari strutturali .................................................................. 194 Piastre e barre piatte .............................................................................................................................. 195 Norma di riferimento 3: "Bulloni, dadi e rosette" ........................................................................... 195 Bulloni non pre-caricati .......................................................................................................................... 195 Bulloni pre-caricati .................................................................................................................................. 195 Norma di riferimento 4: "Elettrodi" ..................................................................................................... 195 Norma di riferimento 5: "Chiodi " ........................................................................................................ 195 Norme di riferimento da 6 a 9: "Norme per l'esecuzione".......................................................... 195 Norma di riferimento 10: "Protezione dalla corrosione" ............................................................. 195

B.2.1 B.2.2 B.2.2.1 B.2.2.2 B.2.2.3 B.2.2.4 B.2.3 B.2.3.1 B.2.3.2 B.2.3.3 B.2.3.4 B.2.4 B.2.4.1 B.2.4.2 B.2.5 B.2.6 B.2.7 B.2.8

APPENDICE (informativa) C.1 C.2

Valori numerici per le curve modificate della resistenza a fatica per campi di variazione delle tensioni normali ............................................................................................................................. 176

D

PROGETTAZIONE CONTRO LA ROTTURA FRAGILE

196

Resistenza alla rottura fragile ........................................................................................................ 196 Metodi di calcolo ...................................................................................................................................196 Condizioni di esercizio ........................................................................................................................... 196 Velocità di carico ..................................................................................................................................... 197 Conseguenze del collasso ................................................................................................................... 197 Resistenza nominale allo snervamento ........................................................................................... 197 Valore base della resistenza allo snervamento media inferiore .............................................. 197 Parametri .................................................................................................................................................... 197 Valori delle costanti ................................................................................................................................ 197 Temperatura Tcv della prova di resilienza Charpy V ................................................................... 198 Calcoli.......................................................................................................................................................... 198 L'USO DEGLI ACCIAI DI CLASSE S 460 E S 420

199

Scopo ..........................................................................................................................................................199 Contenuti ................................................................................................................................................. 199 Materiali .....................................................................................................................................................199

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Acciaio strutturale ................................................................................................................................... 199

D.3.1 prospetto D.1

Valori nominali della tensione di snervamento fy e della tensione di rottura per trazione fu ................................................................................................................................................... 200 Elettrodi per le saldature ...................................................................................................................... 200

prospetto D.2

Spessori massimi per elementi strutturali caricati staticamente che non richiedono riferimento all'appendice C .................................................................................................................. 201

D.3.2

D.4 D.5 D.5.1 D.5.2 prospetto D.3 prospetto D.4 prospetto D.5 figura

D.1

D.5.3

D.6 D.6.1 D.6.2 D.6.3

D.6.4 D.7 D.7.1 D.7.1.1 D.7.1.2 D.7.2 D.7.2.1 D.7.2.2 D.7.3 D.7.4 D.7.4.1 D.7.4.2 D.7.4.3 D.7.4.4 D.7.4.5

D.8 D.9 APPENDICE (informativa) E.1 E.2

E

Stati limite di servizio ........................................................................................................................ 201 Stati limite ultimi ................................................................................................................................... 201 Generalità .................................................................................................................................................. 201 Instabilità flessionale ............................................................................................................................. 202 Selezione della curva di instabilità in funzione della sezione trasversale ........................... 202 Coefficiente di imperfezione ................................................................................................................ 203 Coefficienti di riduzione ........................................................................................................................ 203 Valori di progetto delle imperfezioni di freccia iniziale equivalente eo,d ............................... 204 Resistenza all'imbozzamento ............................................................................................................. 204 Collegamenti soggetti a carichi statici ..................................................................................... 205 Generalità .................................................................................................................................................. 205 Resistenza di progetto di una saldatura a cordoni d'angolo (fillet weld) .............................. 205 Collegamenti trave-colonna ................................................................................................................ 205 Collegamenti in travi reticolari con profilati cavi ................................................................. 205 Fabbricazione degli acciai conformi alla EN 10113 ......................................................... 206 Generalità .................................................................................................................................................. 206 Scopo del punto D.7 .............................................................................................................................. 206 Categorie di acciaio ............................................................................................................................... 206 Profilatura .................................................................................................................................................. 207 Profilatura a caldo................................................................................................................................... 207 Profilatura a freddo................................................................................................................................. 207 Taglio .......................................................................................................................................................... 207 Saldatura ................................................................................................................................................... 207 Saldabilità .................................................................................................................................................. 207 Smussatura ............................................................................................................................................... 208 Elettrodi per saldature ........................................................................................................................... 208 Tenacità ..................................................................................................................................................... 208 Preriscaldi.................................................................................................................................................. 209 Progettazione assistita da prove sperimentali .................................................................... 209 Fatica ......................................................................................................................................................... 209 LUNGHEZZA DI LIBERA INFLESSIONE PER UNA MEMBRATURA COMPRESSA 210 Principi ...................................................................................................................................................... 210 Colonne di telai di edifici ................................................................................................................. 210 Rapporto di lunghezza di libera inflessione l /L per una colonna nel modo a nodi fissi ...... 211

figura

E.2.1

figura

E.2.2

Rapporto di lunghezza di libera inflessione l /L per una colonna nel modo a nodi spostabili ..................................................................................................................................................... 211

figura

E.2.3

Coefficienti di distribuzione per colonne ......................................................................................... 212

prospetto E.1

Coefficiente di rigidezza efficace per una trave ........................................................................... 213

figura

E.2.4

Coefficienti di distribuzione per colonne continue ....................................................................... 214

prospetto E.2

Coefficiente di rigidezza efficace K per una trave in un telaio di edificio con solai di calcestruzzo .............................................................................................................................................. 214

prospetto E.3

Formule approssimate per i coefficienti di rigidezza ridotta di una trave per compressione assiale ............................................................................................................................ 215

APPENDICE (informativa) F.1

F

INSTABILITÀ FLESSO-TORSIONALE

216

Momento elastico critico................................................................................................................... 216

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Principi ........................................................................................................................................................ 216 Formula generale per sezioni trasversali simmetriche rispetto all'asse minore ......................... 216 Travi con sezioni trasversali uniformi doppiamente simmetriche ........................................... 217

F.1.1 F.1.2 F.1.3 prospetto F.1.1

Valori dei coefficienti C1, C2 e C3 corrispondenti ai valori del coefficiente k : momento all'estremità ............................................................................................................................ 218

prospetto F.1.2

Valori dei coefficienti C1, C2 e C3 corrispondenti ai valori del coefficiente k : casi di carico trasversale .................................................................................................................................... 219

figura

Convenzione sui segni per determinare zj...................................................................................... 220 Travi con sezioni trasversali uniformi con un solo asse di simmetria ed ali diverse ................................................................................................................................................... 220

F.1.1

F.1.4

F.2

Snellezza................................................................................................................................................. 221

F.2.1 F.2.2

Generalità .................................................................................................................................................. 221 Travi con sezioni trasversali uniformi doppiamente simmetriche ........................................... 221

APPENDICE (informativa) G.1 G.2 G.3

G

G.3.1 figura

G.1

figura

G.2

figura

G.3

figura

G.4

figura

G.5

figura

G.6

G.3.2

prospetto G.1

G.4 G.5 figura

APPENDICE (informativa) H.1

G.7

H

PROGETTAZIONE PER LA RESISTENZA A TORSIONE

224

Scopo e campo di applicazione .................................................................................................. 224 Principi ...................................................................................................................................................... 224 Proprietà torsionali ............................................................................................................................. 225 Costante torsionale ................................................................................................................................. 225 Sezioni saldate a I e H ad ali parallele ............................................................................................ 227 Sezioni laminate a caldo ad ali parallele ......................................................................................... 227 Sezioni laminate a caldo ad ali rastremate ..................................................................................... 227 Costante di ingobbamento e centro di taglio ................................................................................. 228 Sezioni laminate a caldo a I e H doppiamente simmetriche .................................................... 229 Sezioni saldate e laminate a caldo a I e H con un solo asse di simmetria ........................ 229 Sezioni a C laminate a caldo ............................................................................................................... 229 Centro di taglio e costante d'ingobbamento Iw per le sezioni sottili ....................................... 230 Effetti della torsione........................................................................................................................... 231 Torsione combinata con altre forze interne e momenti ................................................. 231 Momenti aggiuntivi dovuti alla torsione ............................................................................................ 232 MODELLAZIONE DELLE STRUTTURE PER EDIFICI PER L’ANALISI

235

Generalità ............................................................................................................................................... 235 Scopo e campo di applicazione.......................................................................................................... 235 Termini e definizioni................................................................................................................................ 235

H.1.1 H.1.2

H.2

Analisi preliminare .............................................................................................................................. 235

H.2.1 H.2.2

Concetto strutturale ................................................................................................................................ 235 Comportamento spaziale ...................................................................................................................... 236 figura

H.1

Riduzione di una struttura intelaiata tridimensionale in telai piani .......................................... 236

figura

H.2

Isolamento di una membratura di un telaio per la verifica fuori del piano della membratura stessa ................................................................................................................................. 236 Resistenza alle azioni orizzontali ....................................................................................................... 237 Interazione suolo-struttura ................................................................................................................... 237

H.2.3 H.2.4

H.3 H.3.1 H.3.2 H.3.3

H.4 H.4.1 H.4.2 figura

H.3

Modellazione dei telai....................................................................................................................... 237 Istruzioni generali per l'analisi globale ............................................................................................. 237 Telai semplici, semi-continui e continui ........................................................................................... 238 Modellazione delle strutture semplici del tipo trave-colonna .................................................... 238 Strutture triangolari ............................................................................................................................ 239 Sistemi con controventi triangolari .................................................................................................... 239 Travature reticolari di copertura ......................................................................................................... 240 Modelli di sistemi controventati........................................................................................................... 240

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Pagina XII

APPENDICE (normativa) J.1

J

J.1.1 J.1.2 J.1.3 J.1.4

241

Generalità................................................................................................................................................. 241 241 242 242 242 Caratteristica momento-rotazione per un nodo ............................................................................ 243 Parti di una configurazione di nodo trave-colonna ...................................................................... 244 Configurazioni di nodo .......................................................................................................................... 245 Componenti di base di un nodo ......................................................................................................... 245 Componenti di base di un nodo ......................................................................................................... 247 Esempi di tipologie di nodo ................................................................................................................. 250 Analisi e progetto ................................................................................................................................ 251 Analisi globale .......................................................................................................................................... 251 Generalità .................................................................................................................................................. 251 Modellazione semplificata dei nodi ................................................................................................... 251 Tipologia di modello di nodo ............................................................................................................... 252 Analisi elastica globale ......................................................................................................................... 252 Analisi globale rigido-plastica ............................................................................................................. 252 Coefficiente correttivo della rigidezza η ......................................................................................... 252 Rigidezza rotazionale da utilizzare nell'analisi elastica globale .............................................. 253 Analisi globale elasto-plastica ............................................................................................................ 253 Classificazione dei nodi trave-colonna ............................................................................................ 253 Classificazione secondo la rigidezza ............................................................................................... 253 Caratteristica momento-rotazione di progetto bilineare semplificata .................................... 253 Limiti per la classificazione in base alla rigidezza dei nodi trave-colonna .......................... 254 Classificazione secondo la resistenza ............................................................................................. 254 Nodi a completo ripristino di resistenza .......................................................................................... 255 Modellazione dei nodi trave-colonna ............................................................................................... 255 Generalità .................................................................................................................................................. 255 Sforzi e momenti agenti sul pannello d'anima nei collegamenti ............................................. 256 Modellazione che riflette il comportamento attuale ..................................................................... 256 Modellazione semplificata.................................................................................................................... 257 Modellazione della deformabilità del nodo ..................................................................................... 257 Valori approssimati per il parametro di trasformazione β ......................................................... 258 Sforzi e momenti agenti nel nodo...................................................................................................... 259 Progettazione dei nodi .......................................................................................................................... 259 Braccio........................................................................................................................................................ 259 Collegamenti saldati .............................................................................................................................. 259 Collegamenti bullonati con angolari ................................................................................................. 259 Collegamenti bullonati con flange d'estremità .............................................................................. 260 Determinazione del braccio z ............................................................................................................. 260 Resistenza .............................................................................................................................................. 261 Generalità .................................................................................................................................................. 261 Sforzi interni .............................................................................................................................................. 261 Resistenza agli sforzi di taglio ............................................................................................................ 261 Resistenza ai momenti flettenti .......................................................................................................... 262 Elemento a T equivalente .................................................................................................................... 262 Generalità .................................................................................................................................................. 262 Modellazione delle ali delle colonne e delle flange d'estremità come elementi a T ......... 263 Modalità di collasso dei componenti reali e dell'elemento a T equivalente ........................ 264 Dimensioni dell'ala di un elemento a T equivalente .................................................................... 265 Righe di bulloni singoli, gruppi di bulloni e gruppi di righe di bulloni ..................................... 266 Scopo e campo di applicazione ......................................................................................................... Termini e definizioni ............................................................................................................................... Simboli ........................................................................................................................................................ Terminologia .............................................................................................................................................

figura

J.1

figura

J.2

figura

J.3

prospetto

J.1

figura

J.4

figura

J.5

prospetto

J.2

prospetto

J.3

figura

J.6

figura

J.7

figura

J.8

figura

J.9

figura

J.10

figura

J.11

J.1.5

J.2 J.2.1 J.2.1.1

J.2.1.2 J.2.1.3

J.2.1.4 J.2.2 J.2.2.1

J.2.2.2 J.2.3 J.2.3.1 J.2.3.2 J.2.3.3 prospetto

J.4

figura

J.12

figura

J.13

figura

J.14

figura

J.15

figura

J.16

J.2.4 J.2.5 J.2.5.1 J.2.5.2 J.2.5.3

J.3 J.3.1 J.3.1.1 J.3.1.2 J.3.1.3 J.3.2 J.3.2.1

J.3.2.2

NODI NEGLI EDIFICI A TELAIO

UNI ENV 1993-1-1:2004

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Pagina XIII

figura

J.17

Righe di bulloni singoli e gruppi di righe di bulloni ....................................................................... 267 Contropiastre ............................................................................................................................................ 267

figura

J.18

Ala della colonna con contropiastre .................................................................................................. 268 Metodo alternativo .................................................................................................................................. 268

figura

J.19

Forze agenti sull'ala di un elemento a T in trazione (metodo alternativo) ........................... 269 Irrigidimenti dell'ala e dell'anima di una colonna .......................................................................... 269 Generalità .................................................................................................................................................. 269 Irrigidimenti trasversali........................................................................................................................... 269 Irrigidimenti diagonali ............................................................................................................................. 270

figura

J.20

Irrigidimenti dell'ala e dell'anima di una colonna .......................................................................... 271 Piatti d'anima supplementari ............................................................................................................... 271

figura

J.21

Piatto d'anima supplementare ............................................................................................................ 273

figura

J.22

Spaziatura delle saldature entro fori o dei bulloni per i piatti d'anima supplementari ...... 273 Resistenza dei componenti di base .................................................................................................. 274 Pannello d'anima di una colonna soggetta a taglio ..................................................................... 274 Anima di una colonna in compressione ........................................................................................... 274

J.5

Fattore di riduzione ω per il taglio ..................................................................................................... 275

figura

J.23

Compressione trasversale su una colonna non irrigidita ........................................................... 276

figura

J.24

Modi di instabilità ''a nodi spostabili'' di un'anima non irrigidita ............................................... 277 Anima di una colonna soggetta a trazione ..................................................................................... 277 Ala di una colonna soggetta a flessione .......................................................................................... 278

figura

J.25

Dimensioni di emin e m per l'ala di una colonna ............................................................................ 279

J.6

Lunghezze efficaci per un'ala non irrigidita di una colonna ...................................................... 280

J.26

Modellazione di un’ala irrigidita di una colonna come elementi a T separati ...................... 281

J.7

Lunghezze efficaci per un'ala irrigidita di una colonna ............................................................... 282 Flangia d'estremità flessa ..................................................................................................................... 282

figura

J.27

Valori di α per ali irrigidite di una colonna e per flange d'estremità ....................................... 283

figura

J.28

Modellazione di una flangia d'estremità estesa come elementi a T separati...................... 284

J.8

Lunghezze efficaci per una flangia d'estremità ............................................................................. 285 Angolari soggetti a flessione ............................................................................................................... 285

figura

J.29

Lunghezza efficace leff di un angolare ............................................................................................. 285

figura

J.30

Dimensioni emin e m per un angolare bullonato............................................................................ 286 Ala e anima della trave in compressione ........................................................................................ 286 Anima della trave in trazione ............................................................................................................... 286 Resistenza a flessione........................................................................................................................... 286 Generalità .................................................................................................................................................. 286

figura

J.31

Distribuzioni della forze per dedurre la resistenza a flessione M j ,Rd .................................... 287

figura

J.32

Modelli semplificati per i nodi bullonati con flange d'estremità estese .................................. 288 Nodi trave-colonna con collegamenti bullonati con flange d'estremità ................................. 288

figura

J.33

Giunti trave-trave bullonati con flange d'estremità saldate ....................................................... 289

figura

J.34

Nodo non irrigidito con flangia d'estremità con tre file di bulloni tesi ..................................... 290

J.3.2.3 J.3.2.4 J.3.3 J.3.3.1 J.3.3.2 J.3.3.3 J.3.4

J.3.5 J.3.5.1 J.3.5.2 prospetto

J.3.5.3 J.3.5.4 prospetto figura prospetto

J.3.5.5

prospetto

J.3.5.6

J.3.5.7 J.3.5.8 J.3.6 J.3.6.1

J.3.6.2

J.4

Rigidezza rotazionale ....................................................................................................................... 292

J.4.1

Modellazione di base ............................................................................................................................. 292 J.9

Valore del coefficiente ψ ...................................................................................................................... 293

prospetto J.10

Nodi con collegamenti saldati o collegamenti bullonati con angolari .................................... 294

prospetto J.11

Nodi con collegamenti bullonati con flangia d'estremità ............................................................ 295 Coefficienti di rigidezza per i componenti di base di un nodo .................................................. 295 Collegamenti con flange d'estremità con due o più righe di bulloni tesi ............................... 298 Metodo generale ...................................................................................................................................... 298 Metodo semplificato per flange d'estremità estese con due righe di bulloni tesi ............... 299

figura

Braccio z per il metodo semplificato ................................................................................................ 299

prospetto

J.4.2 J.4.3 J.4.3.1 J.4.3.2

J.5

J.35

Capacità rotazionale ......................................................................................................................... 299

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Pagina XIV

APPENDICE (normativa) K.1

K

GIUNZIONI DI TRAVI RETICOLARI IN PROFILATI CAVI

301

Generalità................................................................................................................................................ 301 Scopo .......................................................................................................................................................... 301 Requisiti generali .................................................................................................................................... 301

K.1.1 K.1.2

K.2 figura

K.1

figura

K.2

figura

K.3

figura

K.4

K.3 K.4 K.4.1 K.4.2 prospetto K.1

K.4.3 K.4.4

Definizioni e simboli ........................................................................................................................... 301 Giunti a membrature distanziate e a membrature sovrapposte .............................................. 302 Designazione dei tipi di giunto ........................................................................................................... 304 Dimensioni ed altri parametri in un giunto ...................................................................................... 306 Campo di applicazione..................................................................................................................... 307 Progetto.................................................................................................................................................... 307 Generalità .................................................................................................................................................. 307 Analisi ......................................................................................................................................................... 307 Eccentricità dei giunti ............................................................................................................................ 309 Casi in cui trascurare o meno i momenti flettenti ......................................................................... 309 Lunghezze di libera inflessione nelle strutture reticolari con profilati cavi ........................... 309 Modi di collasso per i collegamenti di sezioni cave..................................................................... 310

prospetto K.2

Fattori di lunghezza di libera inflessione l /L nel piano e fuori dal piano della travatura per aste di parete in sezioni cave saldate a correnti a sezione cava.................................... 311

figura

K.5

Modi di collasso per giunti tra membrature tipo CHS ................................................................. 312

figura

K.6

Modi di collasso per giunti tra aste di parete tipo RHS e correnti tipo RHS ....................... 313

figura

K.7

Modi di collasso per giunti tra aste di parete tipo CHS o RHS e correnti con sezione I o H ............................................................................................................................................................ 314

K.5

Saldature ................................................................................................................................................. 314

K.5.1

Resistenza di progetto .......................................................................................................................... 314 K.8

Dettagli di saldatura raccomandati ................................................................................................... 316

prospetto K.3

Lunghezza efficace della saldatura leff per aste di parete a sezione cava rettangolare nei tipi di giunti a membrature distanziate ...................................................................................... 317 Saldature nelle zone deformate a freddo ....................................................................................... 317

prospetto K.4

Condizioni per le saldature nelle zone deformate a freddo e sul materiale ad esse adiacente ................................................................................................................................................... 317

figura

K.5.2

K.6

Giunti saldati tra membrature tipo CHS .................................................................................. 317

K.6.1

Generalità .................................................................................................................................................. 317 prospetto K.5

Campo di validità per giunti saldati tra aste di parete tipo CHS e correnti tipo CHS ....... 318 Giunti piani ................................................................................................................................................ 318

prospetto K.6

Resistenze assiali di progetto di giunti saldati tra aste di parete tipo CHS e correnti tipo CHS ..................................................................................................................................................... 319

prospetto K.7

Resistenze di progetto di giunti saldati con collegamento di piastre nodali di testa a membrature tipo CHS ........................................................................................................................... 320

prospetto K.8

Resistenze di progetto di giunti saldati con collegamento di sezioni I, H o RHS a membrature tipo CHS .......................................................................................................................... 321

figura

K.6.2

K.9

Valori del fattore kg per il suo utilizzo nel prospetto K.6 ............................................................ 322

prospetto K.9

Momenti resistenti di progetto di giunti saldati tra aste di parete tipo CHS e correnti tipo CHS ..................................................................................................................................................... 323

prospetto K.10

Criteri di progetto per tipi speciali di giunti saldati tra aste di parete tipo CHS e correnti tipo CHS..................................................................................................................................... 324 Giunti spaziali ........................................................................................................................................... 325

prospetto K.11

Fattori di riduzione per giunti spaziali .............................................................................................. 325 Giunti saldati fra aste di parete tipo CHS oppure RHS e correnti tipo RHS ....... 326 Generalità .................................................................................................................................................. 326

prospetto K.12

Campo di validità per giunti saldati tra aste di parete tipo CHS oppure RHS e correnti tipo RHS .................................................................................................................................... 326 Giunti piani ................................................................................................................................................ 326

prospetto K.13

Requisiti addizionali per l’utilizzo del prospetto K.14.................................................................. 327

K.6.3

K.7 K.7.1

K.7.2

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Pagina XV

prospetto K.14

Resistenza assiale di progetto di giunti saldati tra aste di parete di sezione cava quadrata o circolare e correnti a sezione cava quadrata ........................................................... 328

prospetto K.15

Resistenze assiali di progetto di giunti saldati T, X ed Y tra aste di parete tipo RHS oppure CHS e correnti tipo RHS ........................................................................................................ 329

prospetto K.16

Resistenze assiali di progetto di giunti saldati K ed N tra aste di parete tipo RHS oppure CHS e correnti tipo RHS ........................................................................................................ 330

prospetto K.17

Resistenze di progetto di giunti saldati con collegamento di piastre nodali di testa oppure sezioni I o H a membrature tipo RHS ............................................................................... 331

prospetto K.18

Resistenza flessionale di progetto di giunti saldati tra aste di parete tipo RHS e correnti tipo RHS ..................................................................................................................................... 333

prospetto K.19

Criteri di progetto per tipi speciali di giunti saldati tra aste di parete tipo RHS e correnti tipo RHS ..................................................................................................................................... 334

prospetto K.20

Criteri di progetto per giunti a ginocchio saldati e giunti con corrente piegato a gomito tra membrature tipo RHS ...................................................................................................................... 335

prospetto K.21

Resistenze di progetto per giunti rinforzati tipo T, Y e X saldati tra aste di parete tipo RHS o CHS e correnti tipo RHS.......................................................................................................... 336

prospetto K.22

Resistenze di progetto per giunti rinforzati tipo K ed N saldati tra aste di parete tipo RHS o CHS e correnti tipo RHS.......................................................................................................... 337 Giunti spaziali ........................................................................................................................................... 337

prospetto K.23

Fattori di riduzione per giunti spaziali ................................................................................................ 338

K.7.3

Giunti saldati tra aste di parete tipo CHS oppure RHS con sezione I o H.......... 338

K.8 prospetto K.24

Campo di validità per giunti saldati tra aste di parete tipo CHS o RHS e correnti con sezione I o H ..................................................................................................................................... 339

prospetto K.25

Resistenza assiale di progetto di giunti saldati tra aste di parete tipo RHS o CHS e correnti con sezione I o H ................................................................................................................. 340

prospetto K.26

Momenti resistenti di progetto di giunti saldati tra aste di parete a sezione cava rettangolare e correnti con sezione I o H......................................................................................... 341

K.9 figura

APPENDICE (normativa) L.1

K.10

L

Collegamenti bullonati ....................................................................................................................... 341 Collegamenti di estremità a T o a forchetta ................................................................................... 342 PROGETTO DEI GIUNTI DI BASE

343

figura

L.1

figura

L.2

figura

L.3

Piastre di base .......................................................................................................................................343 Area di contatto sotto la piastra di base .......................................................................................... 344 Giunti di base ............................................................................................................................................ 345 Tirafondi .....................................................................................................................................................345 Ancoraggio di tirafondi ........................................................................................................................... 346

M

METODO ALTERNATIVO PER SALDATURE A CORDONI D'ANGOLO

L.2

APPENDICE (normativa) figura

APPENDICE N.1

347

M.1

Tensioni sulla sezione di gola di una saldatura a cordoni d'angolo ....................................... 347

N

APERTURE NELLE ANIME 348 Generalità .................................................................................................................................................348 Geometria delle aperture ...................................................................................................................... 350 Geometria delle sezioni trasversali perforate ................................................................................ 350 Elementi a T e montanti d'anima........................................................................................................ 351 Modi di collasso aggiuntivi nelle travi con aperture d'anima..................................................... 351 Ulteriori modi di collasso aggiuntivi nelle travi con aperture d'anima multiple..................... 352 Irrigidimento o rinforzo delle aperture d'anima .............................................................................. 353 Anima di Classe 2 efficace ................................................................................................................... 355 Porzione dell'anima che forma il gambo dell'elemento a T non irrigidito ............................. 356 Travi con aperture d'anima singole............................................................................................. 357 Posizione e dimensioni di un'apertura ............................................................................................. 357 Zona d'influenza di un'apertura .......................................................................................................... 358

figura

N.1

figura

N.2

figura

N.3

figura

N.4

figura

N.5

figura

N.6

figura

N.7

figura

N.8

N.2 figura

N.9

figura

N.10

UNI ENV 1993-1-1:2004

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Pagina XVI

figura

N.11

Criteri per l'ancoraggio del rinforzo ................................................................................................... 362

figura

N.12

Zona dove un'apertura è permessa ................................................................................................. 363

figura

N.13

Diametro equivalente di un'apertura rettangolare ....................................................................... 363

figura

N.14

Apertura d'anima eccentrica ............................................................................................................... 365

figura

N.15

Progetto del rinforzo .............................................................................................................................. 366

figura

N.16

Dimensioni del rinforzo ......................................................................................................................... 366

figura

N.17

Aperture d'anima poligonali multiple ................................................................................................ 368

figura

N.18

Aperture d'anima circolari multiple .................................................................................................... 369

figura

N.19

Dimensioni delle aperture d'anima multiple ................................................................................... 370

figura

N.20

Modelli di analisi Vierendeel ............................................................................................................... 371

figura

N.21

Momenti e sforzi interni nella sezione critica.................................................................................. 373

Travi con aperture d'anima multiple........................................................................................... 367

N.3

APPENDICE (informativa) Y.1 Y.2 Y.3 Y.4

Y

376

Generalità................................................................................................................................................ 376 Condizioni per le prove .................................................................................................................... 376 Procedimenti generali per le prove ........................................................................................... 377 Procedimenti specifici per le prove ........................................................................................... 377 Prova per l'accettazione ....................................................................................................................... 377 Prova di resistenza................................................................................................................................. 378 Prova a collasso ...................................................................................................................................... 378 Prove di controllo .................................................................................................................................... 379 Prove per determinare funzioni di resistenza e fattori di modello .......................................... 380 Altri procedimenti di prova ................................................................................................................... 380

Y.4.1 Y.4.2 Y.4.3 Y.4.4 Y.4.5 Y.4.6

APPENDICE (informativa) Z.1 Z.2

LINEE GUIDA PER PROVE DI CARICO

Z

DETERMINAZIONE DELLA RESISTENZA DI PROGETTO MEDIANTE PROVE 381 Generalità................................................................................................................................................ 381 Basi ............................................................................................................................................................. 382 Fattori parziali di sicurezza usati nell'ENV 1993-1-1 .................................................................. 383 Procedura di valutazione di riferimento .................................................................................. 384 Diagramma re - r t ................................................................................................................................... 385 Diagramma (re, r t ) con la linea del valore medio di correzione re = b(r) r t ....................... 386 Collasso a taglio dei bulloni con il piano di taglio nella porzione filettata ............................ 387 Distribuzione mono-modale ................................................................................................................ 388 Distribuzione bi-modale o multi-modale .......................................................................................... 388

figura

Z.1

figura

Z.2

figura

Z.3

figura

Z.4

figura

Z.5

figura

Z.6

figura

Z.7

Estrazione di una funzione mono-modale da una distribuzione bi-modale o multi-modale attraverso la costruzione di una tangente, o in alternativa attraverso una regressione lineare ........................................................................................................................ 389

prospetto

Z.1

Fattore u k ,n per la determinazione dei valori caratteristici corrispondenti al frattile 5% ..... 391

prospetto

Z.2

Fattore u d ,n per la determinazione dei valori frattili di progetto.............................................. 392

prospetto

Z.3

Classi per γRi............................................................................................................................................ 393

prospetto

Z.4

Procedura di riferimento nel caso di conoscenze già acquisite................................. 394 Fattore di riduzione ηk .......................................................................................................................... 395

Z.3

Z.4

UNI ENV 1993-1-1:2004

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Pagina XVII

UNI ENV 1993-1-1:2004

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Pagina XVIII

Eurocodice 3 PRENORMA EUROPEA

Progettazione delle strutture di acciaio

ENV 1993-1-1

Parte 1-1: Regole generali - Regole generali e regole per gli edifici APRILE 1992 Eurocode 3 EUROPEAN PRESTANDARD

Design of steel structures

+ A1 DICEMBRE 1994 + A2 OTTOBRE 1998

Part 1-1: General - General rules and rules for buildings Eurocode 3 PRÉNORME EUROPÉENNE

Calcul des structures en acier Partie 1-1: Règles générales - Règles générales et règles pour les bâtiments Eurocode 3

EUROPÄISCHE VORNORM

Bemessung und Konstruktion von Stahlbauten Teil 1-1: Allgemeine Bemessungsregeln - Allgemeine Bemessungsregeln, Bemessungsregeln für den Hochbau

DESCRITTORI

Edificio, struttura di acciaio, calcolo, codice per l'edilizia, regola di calcolo

ICS

91.040.00; 91.080.10

La presente norma europea sperimentale (ENV) è stata approvata dal CEN, come norma per applicazione provvisoria, il 24 aprile 1992. L’aggiornamento A1 è stato approvato dal CEN il 4 giugno 1993. L’aggiornamento A2 è stato approvato dal CEN il 28 aprile 1998. Il periodo di validità della presente norma ENV è limitato inizialmente a 3 anni. I membri del CEN saranno invitati dopo 2 anni a sottoporre i loro commenti, in particolare per quanto riguarda la sua trasformazione da ENV a norma europea. I membri del CEN sono tenuti a rendere nota l’esistenza della presente ENV nello stesso modo utilizzato per una EN e a renderla prontamente disponibile a livello nazionale in una forma appropriata. È possibile mantenere in vigore, contemporaneamente alla ENV, norme nazionali contrastanti, fino alla decisione finale sulla possibile conversione da ENV a EN. I membri del CEN sono gli Organismi nazionali di normazione di Austria, Belgio, Danimarca, Finlandia, Francia, Germania, Grecia, Irlanda, Islanda, Italia, Lussemburgo, Norvegia, Paesi Bassi, Portogallo, Regno Unito, Repubblica Ceca, Spagna, Svezia e Svizzera.

CEN COMITATO EUROPEO DI NORMAZIONE European Committee for Standardization Comité Européen de Normalisation Europäisches Komitee für Normung Segreteria Centrale: rue de Stassart, 36 - B-1050 Bruxelles

© 1998 CEN Tutti i diritti di riproduzione, in ogni forma, con ogni mezzo e in tutti i Paesi, sono riservati ai Membri nazionali del CEN. UNI ENV 1993-1-1:2004

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Pagina XIX

0

PREMESSA ALLA NORMA ENV 1993-1-1

0.1

Obiettivi degli Eurocodici 1)

Gli Eurocodici strutturali comprendono un gruppo di norme relative alla progettazione strutturale e geotecnica degli edifici e delle opere di ingegneria civile.

2)

Essi sono redatti per essere utilizzati come documenti di riferimento per i seguenti scopi: a) come strumento per verificare la conformità delle caratteristiche degli edifici e delle opere di ingegneria civile ai requisiti essenziali della Direttiva Prodotti da costruzione (CPD); b) come disposizioni quadro per redigere norme tecniche per i prodotti da costruzione.

0.2

3)

Essi trattano esecuzione e controllo solo nella misura atta a definire la qualità dei prodotti usati nella costruzione e il livello di preparazione professionale necessario per soddisfare le ipotesi assunte nella progettazione.

4)

Fin quando non sarà disponibile la necessaria serie delle norme tecniche sui prodotti e sui metodi di prova delle loro prestazioni, alcuni degli Eurocodici strutturali tratteranno taluni di questi aspetti in specifiche appendici informative.

Cronistoria del programma degli Eurocodici 1)

La Commissione delle Comunità Europee (CEC) assunse l'iniziativa per redigere un insieme di norme tecniche per la progettazione di edifici ed opere di ingegneria civile che dovrebbero servire inizialmente quale alternativa ai diversi regolamenti in vigore nei vari Stati membri e, successivamente, sostituirli. Queste norme tecniche sono state designate "Eurocodici strutturali".

0.3

2)

Nel 1990, dopo aver consultato i rispettivi stati membri, la CEC ha incaricato il CEN del lavoro di sviluppo ulteriore, emanazione e aggiornamento degli Eurocodici strutturali; la Segreteria dell'EFTA ha accettato di dare supporto ai lavori del CEN.

3)

Il Comitato Tecnico CEN/TC 250 è responsabile di tutti gli Eurocodici strutturali.

Programma degli Eurocodici 1)

Sono in fase di redazione i seguenti Eurocodici strutturali, ognuno dei quali generalmente consta di varie parti: EN 1991 Eurocode 1

Basis of design and actions on structures

EN 1992 Eurocode 2

Design of concrete structures

EN 1993 Eurocode 3

Design of steel structures

EN 1994 Eurocode 4

Design of composite steel and concrete structures

EN 1995 Eurocode 5

Design of timber structures

EN 1996 Eurocode 6

Design of masonry structures

EN 1997 Eurocode 7

Geotechnical design

EN 1998 Eurocode 8

Design of structures for earthquake resistance

Inoltre potrà essere aggiunto al programma: EN 1999 Eurocode 9

Design of aluminium structures

2)

Il CEN/TC 250 ha costituito dei sottocomitati separati in relazione ai diversi Eurocodici sopra citati.

3)

La presente parte degli Eurocodici strutturali relativa alla progettazione delle strutture in acciaio che è stata portata a termine ed approvata per la pubblicazione sotto la direzione della CEE, è in fase di pubblicazione da parte del CEN come norma sperimentale (ENV) per un periodo iniziale di tre anni.

4)

La presente norma sperimentale è utilizzata per applicazioni pratiche di tipo sperimentale nella progettazione degli edifici e nei lavori di ingegneria civile inclusi nello scopo come indicato in 1.1.2 e per la presentazione di commenti.

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5)

Dopo circa due anni ai membri CEN sarà richiesto di inviare commenti formali da prendere in considerazione per definire le future azioni.

6)

Nel frattempo, suggerimenti e commenti su questa norma sperimentale devono essere inviati alla segreteria del Sottocomitato CEN/TC 250/SC 3 al seguente indirizzo: BSI Standards 2 Park Street London W1A 2BS England o al Vostro ente normatore nazionale*).

0.4

Documenti di applicazione nazionale 1)

Considerando le responsabilità delle Autorità nei Paesi membri in fatto di sicurezza, salute e altre questioni espresse nei requisiti essenziali della CPD (direttiva CEE "prodotti da costruzione"), ad alcuni elementi di sicurezza contenuti in questa norma sperimentale sono stati assegnati dei valori indicativi che vengono identificati da . Si prevede che le Autorità di ogni Paese membro assegnino dei valori definitivi a questi elementi di sicurezza.

2)

Molte delle norme di supporto, compresi gli Eurocodici che attribuiscono valori per le azioni da considerare e le misure richieste per la protezione contro l'incendio, non saranno disponibili per il periodo in cui verrà pubblicata questa norma sperimentale. Si anticipa quindi che verrà pubblicato da ogni Paese membro o dall'organismo di normazione un Documento di Applicazione Nazionale (NAD) che fornirà valori definitivi per gli elementi di sicurezza, farà riferimento alle norme di supporto compatibili e rappresenterà una guida a livello nazionale per l'applicazione di questa norma sperimentale.

3)

Resta inteso che questa norma sperimentale verrà usata insieme al NAD valido nel paese in cui vengono svolti i lavori di edilizia o ingegneria civile.

0.5

Questioni specifiche della presente norma sperimentale

0.5.1

Generalità

0.5.2

1)

Lo scopo dell'Eurocodice 3 è definito in 1.1.1 e lo scopo della presente parte dell'Eurocodice 3 è definito in 1.1.2. parti aggiuntive dell'Eurocodice 3 in preparazione sono indicate in 1.1.3; quest'ultime si occuperanno di tecnologie o applicazioni aggiuntive e faranno da completamento e da supplemento alla presente parte.

2)

Nell'usare in pratica la presente norma sperimentale si deve fare particolare attenzione alle affermazioni e alle condizioni indicate in 1.3.

3)

Nello sviluppo della presente norma sperimentale sono stati preparati documenti di riferimento che danno commenti e giustificazioni per alcune delle cose che si trovano nella presente parte.

Uso delle appendici

*)

1)

I nove punti (capitoli) della presente norma sperimentale sono completati da un certo numero di appendici, alcune normative ed alcune informative.

2)

Le appendici normative hanno valore di norma come i punti a cui si riferiscono. Queste appendici sono state introdotte, al di fuori del testo, inserendo alcune delle regole e dei principi applicativi più dettagliati che sono necessari in particolari casi in modo da facilitarne la comprensione.

Nota nazionale - UNI, Via Battistotti Sassi, 11B, 20133 Milano, tel. 02/70024.1 - fax. 02/70.106.106.

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0.5.3

0.5.4

0.5.5

Concetti standard di riferimento 1)

Nell'uso della presente norma sperimentale è necessario fare riferimento ai vari standard CEN ed ISO. Questi sono usati per definire le caratteristiche dei prodotti ed i procedimenti che si suppone vengano applicati nel formulare le regole di progettazione.

2)

La presente norma sperimentale cita 10 norme di riferimento che vengono date in modo dettagliato nell'appendice B normativa. Ciascuna norma fa riferimento a tutte o a parte delle norme CEN e/o ISO. Quando non è ancora disponibile qualche riferimento CEN o ISO, si deve consultare il Documento di Applicazione Nazionale per trovare la norma da usare. Si suppone che verranno usati solamente quelle classi e qualità dati nell'appendice B normativa per edifici e lavori di ingegneria civile progettati per la presente parte della presente norma sperimentale.

Acciaio strutturale saldabile 1)

Un'importante norma di prodotto, citato nella norma di riferimento, definita per acciai strutturali saldabili è la EN 10025, nella quale sono importanti le qualità Fe 360, Fe 430 e Fe 510.

2)

Tuttavia, la EN 10025 contiene altre qualità di acciaio oltre a queste tre qualità saldabili. È stato riconosciuto che, anche per queste tre qualità di acciaio, che la passata esperienza ha mostrato che sono saldabili, le specificazioni nella EN 10025 sono tali che, entro i limiti di tolleranza della analisi chimica, possono venire forniti acciai che potrebbero risultare difficili da saldare. Pertanto, nel riferirci alla EN 10025 nell'appendice B normativa, è stata inclusa un'ulteriore richiesta in B 2.1(6) riguardante la saldabilità dell'acciaio, che deve venire citata quando vengono ordinati acciai ad EN 10025.

3)

Nella presente norma sperimentale non sono stati specificati mezzi per ottenere saldabilità adeguata. Tuttavia, la EN 10025 offre la definizione di valori di carbonio equivalenti (CEV) che possono venire negoziati con i fornitori di acciaio per assicurare adeguata saldabilità.

Coefficienti parziali di sicurezza per resistenze 1)

La presente norma sperimentale dà per la progettazione di strutture in acciaio le regole generali che si riferiscono agli stati limite delle membrane quali rottura per tensione, rottura per fenomeni di instabilità o rottura dei collegamenti.

2)

Dà pure regole particolari che si riferiscono alle strutture di edifici, quali regole per telai, travi, travi reticolari e collegamenti trave-colonna.

3)

La maggior parte delle regole sono state calibrate in presenza di risultati di prove al fine di ottenere valori coerenti per i coefficienti parziali di sicurezza per la resistenza.

4)

Al fine di evitare una grande varietà di valori sono state scelte due categorie:

γ M1 = 1,1

che deve venire applicato a resistenze che si riferiscono alla resistenza allo snervamento fy (per esempio, per tutti i fenomeni di instabilità);

γ M2 = 1,15 che deve venire applicato a resistenze che si riferiscono alla resistenza ultima alla tensione fu (per esempio, la resistenza netta alla tensione o le resistenze di bulloni e saldature). 5)

Tuttavia, per i casi di travi laminate a caldo, con sezioni trasversali di classe 1, inflesse attorno all'asse maggiore e non soggette a rottura a causa di fenomeni di instabilità, e di membrature sotto tensione, dove la verifica a snervamento della sezione trasversale guida la progettazione, si è trovato, a partire da studi di taratura che usano dati forniti dai produttori di acciaio europei, che la distribuzione statistica delle tolleranze geometriche e delle resistenze allo snervamento giustificherebbero la riduzione del coefficiente γM1 da 1,1 ad 1,0. Tenendo conto di questo fatto, è stata introdotta la categoria per permettere ai Paesi membri di scegliere fra γM0 = 1,1 e γM0 = 1,0.

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0.5.6

0.5.7

0.5.8

Costruzione e montaggio 1)

Il punto 7 della presente norma sperimentale ha lo scopo di indicare alcune norme minime di qualità di esecuzione e di tolleranze normali che si sono supposte nel derivare le regole di progettazione date dalla presente parte.

2)

Sono pure indicate al progettista le informazioni che si riferiscono a strutture particolari che si devono fornire per definire le esigenze di esecuzione.

3)

Inoltre vengono definite le autorizzazioni ed altri dettagli pratici che il progettista deve usare nei calcoli.

Progetti assistiti da prove 1)

Nel corso di progettazione di routine, il punto 8 non è richiesto, ma viene fornito per venire usato in circostanze particolari nelle quali può diventare utile.

2)

Vengono tracciati solo i principi da seguire. Una guida più dettagliata figura nelle regole di applicazione date nell'appendice Y informativa.

Resistenza alla fatica 1)

In questa norma sperimentale è stato incluso il punto 8 nella categoria "Regole generali". La sua inclusione non implica che la fatica sia verosimilmente un criterio di progettazione per la maggior parte delle strutture di edifici.

2)

Si anticipa che il ruolo principale del punto 9 sarà quello di regole generali cui si può fare riferimento nelle parti di questo Eurocodice 3 che seguiranno. Tuttavia, la sua inclusione rende pure possibile l'applicazione di questa parte di norma sperimentale a quella minoranza di strutture particolari di edifici dove è necessario tenere conto degli effetti di fluttuazioni ripetute degli sforzi.

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PREMESSA ALL’AGGIORNAMENTO A1 0.1

Obiettivi degli Eurocodici (1) (2)

(3)

0.2

Gli Eurocodici strutturali costituiscono un gruppo di norme relative alla progettazione strutturale e geotecnica degli edifici e delle opere di ingegneria civile. Essi trattano esecuzione e controllo solo nella misura atta a definire la qualità dei prodotti adoperati nella costruzione ed il livello di preparazione professionale necessario per soddisfare le ipotesi assunte nella progettazione. Fin quando non sarà disponibile la necessaria serie delle norme tecniche sui prodotti e sui metodi di prova delle loro prestazioni, alcuni degli Eurocodici strutturali tratteranno taluni di questi aspetti in specifici allegati informativi.

Cronistoria del programma degli Eurocodici (4)

(5)

(6)

0.3

La Commissione della Comunità Europea (CEC) assunse l'iniziativa per redigere un insieme di norme tecniche per la progettazione di edifici ed opere di ingegneria civile che devono servire inizialmente quale alternativa ai diversi regolamenti in vigore nei vari Paesi membri e, successivamente, sostituirli. Queste norme tecniche sono state designate Eurocodici strutturali. Nel 1990, dopo aver consultato i rispettivi Paesi membri, la CEC ha incaricato il CEN del lavoro di sviluppo ulteriore, emanazione ed aggiornamento degli Eurocodici strutturali; la Segreteria dell'EFTA ha accettato di dare supporto ai lavori del CEN. Il Comitato Tecnico CEN/TC 250 è responsabile di tutti gli Eurocodici strutturali.

Programma degli Eurocodici (7)

Sono in fase di redazione i seguenti Eurocodici strutturali, ognuno dei quali generalmente consta di varie parti: EN 1991 Eurocode 1 Basis of design and actions on structures EN 1992 Eurocode 2 Design of concrete structures EN 1993 Eurocode 3 Design of steel structures EN 1994 Eurocode 4 Design of composite steel and concrete structures EN 1995 Eurocode 5 Design of timber structures EN 1996 Eurocode 6 Design of masonry structures EN 1997 Eurocode 7 Geotechnical design EN 1998 Eurocode 8 Design provisions for earthquake resistance of structures EN 1999 Eurocode 9 Design of aluminium alloy structures (8) Il CEN/TC 250 ha costituito dei sottocomitati separati in relazione ai diversi Eurocodici sopra citati. (9) Il presente aggiornamento A1 interessa l'Eurocodice 3, parte 1-1, il quale è stato pubblicato dal CEN come norma europea sperimentale nell'aprile 1992 per un periodo iniziale di tre anni. (10) La presente norma sperimentale europea è utilizzata per applicazioni pratiche di tipo sperimentale e per la presentazione di commenti. (11) Dopo circa due anni ai membri CEN sarà richiesto di inviare commenti formali da prendere in considerazione per definire le future azioni. (12) Nel frattempo, suggerimenti e commenti sulla presente norma sperimentale europea dovrebbero essere inviati alla segreteria del CEN/TC 250/SC 3 al seguente indirizzo: BSI Standards British Standards House 389 Chieswick High Road London W4 4AL ENGLAND o all’ente normatore nazionale*).

*)

Nota nazionale - UNI, Via Battistotti Sassi, 11B, 20133 Milano, tel. 02/70024.1 - fax. 02/70.106.106.

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0.4

Documenti di applicazione nazionale (13) Considerando la responsabilità delle autorità nei Paesi membri in fatto di sicurezza, salute ed altre questioni espresse nei requisiti essenziali della Direttiva "Prodotti da Costruzione" (CPD), ad alcuni fattori di sicurezza contenuti in questa norma sperimentale sono stati assegnati dei valori indicativi che vengono identificati da "valori incasellati". Si prevede che le autorità di ciascun Paese membro rivedano tali "valori incasellati" e possano, per l'uso delle applicazioni nazionali, sostituire ad essi dei valori definitivi alternativi per questi fattori di sicurezza. (14) Alcune delle norme europee o internazionali di supporto potrebbero non essere disponibili al momento in cui sarà pubblicata la presente norma europea sperimentale. Si anticipa quindi che verrà pubblicato da ogni Paese membro o dall'Organismo di normazione un Documento di Applicazione Nazionale (NAD), il quale fornirà i valori definitivi per i fattori di sicurezza, farà riferimento alle norme di supporto compatibili e rappresenterà una guida a livello nazionale per l'applicazione della presente norma europea sperimentale. (15) Resta inteso che la presente norma europea sperimentale verrà utilizzata insieme al NAD valido nel Paese in cui vengono svolti i lavori di edilizia o di ingegneria civile.

0.5

Scopo (16) Lo scopo dell'Eurocodice 3 è definito al punto 1.1.1 della ENV 1993-1-1. Le parti programmate per integrare l'Eurocodice 3 sono indicate al punto 1.1.3 della parte 1-1.

0.6

Status (17) Il presente aggiornamento A1 alla ENV 1993-1-1 include due distinte appendici, D e K, ognuna ha un differente status. (18) L'appendice D costituisce un'integrazione del testo precedentemente esistente. Essa estende, come previsto al punto 3.2.2.1(5), il campo di applicazione della parte 1-1 a due classi di acciaio ad alta resistenza. (19) L'appendice K inclusa nel presente aggiornamento A1 è una revisione riveduta ed ampliata. Essa sostituisce l'originaria versione dell'appendice K della ENV 1993-1-1:1992, la quale si intende non più valida e sostituita dalla presente versione. (20) Il presente aggiornamento A1 modifica inoltre il titolo della parte 1-1 della ENV 1993. Questo ora diviene: "Parte 1-1: General rules and rules for buildings".

0.7

Rimandi interni (21) Il presente aggiornamento A1 relativo alla ENV 1993-1-1 è stato preparato seguendo il corrente stile editoriale del CEN, tenendo conto delle deroghe speciali relative agli Eurocodici strutturali. Tale stile differisce da quello utilizzato nell'edizione del 1992 della ENV 1993-1-1. Uno dei cambiamenti è nella terminologia adoperata per descrivere i vari livelli di suddivisione, come punti e sottopunti. Ciò ha interessato alcuni dei rimandi nel presente aggiornamento, nel seguente modo: Esempio di Termine utilizzato Termine utilizzato nella numerazione nell’aggiornamento A1 versione 1992 1 1.1

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punto sottopunto

punto sottopunto

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0.8

Designazione degli acciai (22) Durante il passaggio a norma europea CEN, a livello europeo, per designare le classi di resistenza e durezza degli acciai strutturali, sono stati utilizzati, oltre a quelli previsti nelle norme nazionali, tre diversi sistemi di designazione. (23) Per i prodotti di acciaio non legato laminato a caldo tali designazioni sono:

*)

Euronorma 25-72

Norma europea EN 10025:1990

Norma europea EN 10025:1993*)

Fe 360 A

-

-

Fe 360 B

Fe 360 B

S 235 JR

Fe 360 C

Fe 360 C

S 235 J0

Fe 360 D

Fe 360 D

S 235 J2

Fe 430 A

-

-

Fe 430 B

Fe 430 B

S 275 JR

Fe 430 C

Fe 430 C

S 275 J0

Fe 430 D

Fe 430 D

S 275 J2

Fe 510 B

Fe 510 B

S 355 JR

Fe 510 C

Fe 510 C

S 355 J0

Fe 510 D

Fe 510 D

S 355 J2

Fe 510 DD

Fe 510 DD

S 355 K2

Queste designazioni sono conformi alla EN 10027 e alla ECISS/TC 10.

(24) Per i prodotti laminati a caldo di acciaio saldabile a grana fine, le corrispondenti designazioni sono:

*)

Euronorma 113-72

Progetto di norma europea prEN 10113

Norma europea EN 10113:1993*)

Fe E 275 KG N

Fe E 275 KG N

S 275 N

Fe E 275 KT N

Fe E 275 KT N

S 275 NL

Fe E 275 KG TM

Fe E 275 KG TM

S 275 M

Fe E 275 KT TM

Fe E 275 KT TM

S 275 ML

Fe E 355 KG N

Fe E 355 KG N

S 355 N

Fe E 355 KT N

Fe E 355 KT N

S 355 NL

Fe E 355 KG TM

Fe E 355 KG TM

S 355 M

Fe E 355 KT TM

Fe E 355 KT TM

S 355 ML

Fe E 420 KG N

Fe E 420 KG N

S 420 N

Fe E 420 KT N

Fe E 420 KT N

S 420 NL

Fe E 420 KG TM

Fe E 420 KG TM

S 420 M

Fe E 420 KT TM

Fe E 420 KT TM

S 420 ML

Fe E 460 KG N

Fe E 460 KG N

S 460 N

Fe E 460 KT N

Fe E 460 KT N

S 460 NL

Fe E 460 KG TM

Fe E 460 KG TM

S 460 M

Fe E 460 KT TM

Fe E 460 KT TM

S 460 ML

Queste designazioni sono conformi alla EN 10027 e alla ECISS/TC10.

(25) Nella edizione del 1992 della ENV 1993-1-1 è stata adoperata la designazione relativa alla EN 10025:1990 ed al prEN 10113. Comunque nell'appendice D, che il presente aggiornamento aggiunge alla ENV 1993-1-1, si è fatto uso delle designazioni correnti relative alla EN 10025:1993 ed alla EN 10113:1993.

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PREMESSA ALL’AGGIORNAMENTO A2 Obiettivi degli Eurocodici (1) (2)

(3)

Gli "Eurocodici strutturali" comprendono un gruppo di norme relative alla progettazione strutturale e geotecnica degli edifici e delle opere di ingegneria civile. Essi trattano esecuzione e controllo solo nella misura atta a definire la qualità dei prodotti usati nella costruzione e il livello di preparazione professionale necessario per soddisfare le ipotesi delle regole progettuali. Fin quando non sarà disponibile la necessaria serie di norme tecniche unificate per i prodotti e per i metodi di prova delle loro prestazioni, alcuni degli Eurocodici strutturali tratteranno taluni di questi aspetti in specifiche appendici informative.

Cronistoria del programma degli Eurocodici (4)

(5)

(6)

La Commissione delle Comunità Europee (CEC) assunse l'iniziativa per redigere una serie di norme tecniche unificate per la progettazione di edifici e opere di ingegneria civile, che dovrebbero servire inizialmente quale alternativa ai diversi regolamenti in vigore nei vari stati membri e, successivamente, sostituirli. Queste norme tecniche sono state designate come "Eurocodici strutturali". Nel 1990, dopo aver consultato i propri stati membri, la CEC ha incaricato il CEN del lavoro di ulteriore sviluppo, emanazione e aggiornamento degli Eurocodici strutturali, e la Segreteria dell'EFTA ha accettato di dare supporto ai lavori del CEN. Il Comitato Tecnico CEN/TC 250 è responsabile di tutti gli Eurocodici strutturali.

Programma degli Eurocodici (7)

Sono in fase di redazione i seguenti Eurocodici strutturali, ognuno dei quali generalmente consta di varie parti: EN 1991 Eurocode 1 Basis of design and actions on structures EN 1992 Eurocode 2 Design of concrete structures EN 1993 Eurocode 3 Design of steel structures EN 1994 Eurocode 4 Design of composite steel and concrete structures EN 1995 Eurocode 5 Design of timber structures EN 1996 Eurocode 6 Design of masonry structures EN 1997 Eurocode 7 Geotechnical design EN 1998 Eurocode 8 Design of structures for earthquake resistance EN 1999 Eurocode 9 Design of aluminium structures (8) Il CEN/TC 250 ha costituito dei sottocomitati separati per i diversi Eurocodici sopra citati. (9) Il presente aggiornamento A2 riguarda la parte 1-1 dell'Eurocodice 3, che è stato pubblicato dal CEN come norma europea sperimentale (ENV) nell'aprile del 1992 per un periodo iniziale di tre anni. (10) La presente norma sperimentale è utilizzata per applicazioni pratiche di tipo sperimentale e per la presentazione di commenti. (11) Dopo circa due anni ai membri del CEN sarà richiesto di inviare commenti formali da prendere in considerazione per definire le future azioni. (12) Nel frattempo suggerimenti e commenti sulla presente norma sperimentale dovrebbero essere inviati alla Segreteria del CEN/TC 250/SC 3 al seguente indirizzo: BSI Standards British Standards House 389 Chiswick High Road London W4 4AL England oppure all'ente normatore nazionale*).

*)

Nota nazionale - UNI, Via Battistotti Sassi, 11B, 20133 Milano, tel. 02/70024.1 - fax. 02/70.106.106.

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Documenti di Applicazione Nazionale (DAN) (13) Considerando le responsabilità delle autorità dei Paesi membri in fatto di sicurezza, salute ed altre questioni espresse nei requisiti essenziali della CPD (Direttiva CEE "Prodotti da Costruzione"), ad alcuni elementi di sicurezza contenuti nella presente ENV sono stati assegnati dei valori indicativi che sono identificati da ("valori incasellati"). Si prevede che le autorità di ogni Paese membro riesaminino i "valori incasellati" e possano assegnare dei valori alternativi definitivi a questi elementi di sicurezza da utilizzare nell'applicazione nazionale. (14) Alcune delle norme di supporto europee o internazionali potrebbero non essere disponibili nel momento in cui sarà pubblicata la presente norma sperimentale. Si anticipa quindi che verrà pubblicato da ogni Paese membro o dall'organismo di normazione un Documento di Applicazione Nazionale (DAN) che fornirà valori definitivi per gli elementi di sicurezza, farà riferimento alle norme di supporto compatibili e fornirà una guida a livello nazionale per l'applicazione nella presente norma sperimentale. (15) Resta inteso che la presente norma sperimentale è usata insieme al DAN valido nel Paese in cui vengono svolti i lavori di edilizia o di ingegneria civile.

Questioni specifiche della presente norma sperimentale (16) Lo scopo dell'Eurocodice 3 è definito in 1.1.1 della ENV 1993-1-1. Parti aggiuntive dell'Eurocodice 3 in preparazione sono indicate in 1.1.3 della ENV 1993-1-1. (17) Il presente aggiornamento A2 alla ENV 1993-1-1 comprende cinque appendici separate, G, H, J, N, Z. (18) In tale aggiornamento A2 l'appendice J è una versione ampliata e revisionata. Essa prende il posto della versione iniziale dell'appendice J della ENV 1993-1-1:1992, che è con la presente sostituita e revocata. (19) L'ampliamento dell'appendice J include gli angolari, un metodo perfezionato per la predizione della rigidezza rotazionale e tipologie aggiuntive di nodi. (20) Poiché l'appendice J è stata ampliata per trattare tipologie aggiuntive di nodi, il suo titolo è stato modificato in "Nodi negli edifici a telaio". (21) Nell'appendice N sono stati utilizzati due differenti simboli bw e dw per denotare l'altezza dell'anima. Nel paragrafo 5 della ENV 1993-1-1 è usato il simbolo d, in 5.3 d è l'altezza netta tra i raccordi o le saldature anima-ala, mentre in 5.6 d è l'altezza totale tra le ali. L'appendice N comprende entrambe queste dimensioni, così per chiarezza bw è stata utilizzata per l'altezza netta e dw per l'altezza totale. (22) In relazione all'appendice Z, si ravvisa che permangono delle differenze tra i punti di vista degli esperti nel campo dell'affidabilità strutturale. In ogni caso i contenuti dell'appendice Z sono coerenti con quelli delle appendici A e D della ENV 1991-1 e compatibili con la ISO 2394:1986 "General principles on reliability of structures". Essi presentano anche le procedure attualmente usate per calibrare la maggior parte dei provvedimenti adottati nella ENV 1993-1-1 e molti di quelli della ENV 1994-1-1.

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1

INTRODUZIONE

1.1

Scopo

1.1.1

Scopo dell'Eurocodice 3

1.1.2

(1)

L'Eurocodice 3 si applica al progetto di edifici e di costruzioni civili in acciaio. Esso è suddiviso in varie parti, indicate ai punti 1.1.2 e 1.1.3.

(2)

Il presente Eurocodice si riferisce solamente ai requisiti di resistenza, servizio e durata delle strutture. Altri requisiti, quali per esempio quelli dell'isolamento termico ed acustico, non sono considerati.

(3)

L'esecuzione1) è trattata fino a definire quanto è necessario indicare circa la qualità dei materiali da costruzione e dei prodotti che dovrebbero essere usati ed il livello di qualità di esecuzione in cantiere necessarie per rispettare le ipotesi contenute nelle regole di progettazione. In generale, le regole relative all'esecuzione ed alla qualità di esecuzione devono essere considerati i requisiti minimi che possono essere ulteriormente sviluppati per particolari tipi di edifici o di costruzioni1) e di metodi di costruzione1).

(4)

L'Eurocodice 3 non contiene i requisiti particolari per la progettazione in zone sismiche. Le regole inerenti a tali requisiti sono fornite nell'Eurocodice 8 ENV 1998 "Progettazione di strutture in zone sismiche"2) che integra o adatta in modo specifico le regole dell'Eurocodice 3 a questo scopo.

(5)

I valori numerici delle azioni sugli edifici e costruzioni di ingegneria civile che devono essere considerati nel progetto non sono forniti nell'Eurocodice 3. Essi sono forniti nell'Eurocodice 1 ENV 1991 "Principi di progettazione e delle azioni sulle strutture"2) che è applicabile a tutti i tipi di costruzione1).

Scopo della parte 1-1 dell'Eurocodice 3

1) 2)

(1)

La parte 1-1 dell'Eurocodice 3 fornisce i principi generali per il progetto di edifici e di lavori di ingegneria civile in acciaio.

(2)

Inoltre, la parte 1-1 fornisce le regole dettagliate che sono applicabili principalmente agli edifici ordinari. L'applicabilità di queste regole può essere limitata, per ragioni pratiche o per ottenere delle semplificazioni; dove è necessario, nel testo, sono spiegati il loro uso ed ogni limitazione alla loro applicabilità.

(3)

In questa versione dell'Eurocodice 3: parte 1-1, vengono trattati i seguenti argomenti: -

Punto 1:

Introduzione

-

Punto 2:

Principi di progettazione

-

Punto 3:

Materiali

-

Punto 4:

Stati limite di servizio

-

Punto 5:

Stati limite ultimi

-

Punto 6:

Collegamenti soggetti a carichi statici

-

Punto 7:

Fabbricazione e montaggio

-

Punto 8:

Progettazione integrata da prove

-

Punto 9:

Fatica

-

Appendice B:

Norme di riferimento (normativa)

-

Appendice C:

Progettazione contro la rottura fragile (informativa)

-

Appendice E:

Lunghezza di libera inflessione per una membratura compressa (informativa)

-

Appendice F:

Instabilità flesso-torsionale (informativa)

-

Appendice J:

Collegamenti trave-colonna (normativa)

Per il significato di questi termini, vedere il punto 1.4.1(2). Attualmente allo stato di bozza.

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(4)

(5)

1.1.3

-

Appendice K:

Giunzioni in travi reticolari con profilati cavi (normativa)

-

Appendice L:

Progetto dei giunti di base (normativa)

-

Appendice M:

Metodo alternativo per saldature a cordoni d'angolo (normativa)

-

Appendice Y:

Linee guida per prove di carico (informativa)

Sono già disponibili o in preparazione ulteriori appendici per essere incorporate nella parte 1-1 ad un momento opportuno, dopo che il loro contenuto sarà stato approvato. Sono le seguenti*): -

Appendice D:

Impiego dell'acciaio Fe E 460 ed altro

-

Appendice K:

Giunzioni di travi reticolari in profilati tubolari - Versione revisionata che include collegamenti spaziali

-

Appendice Z:

Valutazione della resistenza di progetto con prove

Ulteriori appendici, che sono state proposte per venire inserite in futuro nella parte 1-1, sono le seguenti**): -

Appendice G:

Progettazione per la resistenza a torsione

-

Appendice H:

Modellazione strutturale di edifici per analisi

-

Appendice J:

Collegamenti trave-colonna - Versione ampliata

-

Appendice N:

Aperture nelle anime

-

Appendice S:

Impiego di acciaio inossidabile

(6)

I punti 1 e 2 sono comuni a tutti gli Eurocodici strutturali, fatta eccezione di alcune prescrizioni addizionali che sono specifiche di singoli Eurocodici.

(7)

Questa parte 1-1 non tratta: -

la resistenza al fuoco;

-

aspetti particolari di tipologie speciali di edifici;

-

aspetti particolari di tipi speciali di lavori di ingegneria civile (quali ponti, antenne e torri o piattaforme offshore);

-

casi in cui possono essere necessarie precauzioni speciali per limitare le conseguenze di incidenti.

Ulteriori parti dell'Eurocodice 3

Nota nazionale *) Nota nazionale **)

(1)

Questa parte 1-1 dell'Eurocodice 3 verrà integrata dalle ulteriori parti 2, 3, ecc. che la completeranno o adatteranno ad aspetti particolari di tipi speciali di edifici e di lavori di ingegneria civile, a metodi speciali di costruzione ed a certi altri aspetti della progettazione che sono di importanza pratica generale.

(2)

Le parti ulteriori dell'Eurocodice 3, che sono attualmente in corso di preparazione o in programma, comprendono le seguenti: -

Parte 1.2:

Fire resistance (= ENV 1993-1-2)

-

Parte 1.3:

Cold formed thin gauge members and sheeting (= ENV 1993-1-3)

-

Parte 2:

Bridges and plated structures (= ENV 1993-2)

-

Parte 3:

Towers, masts and chimneys (= ENV 1993-3)

-

Parte 4:

Tanks, silos and pipelines (= ENV 1993-4)

-

Parte 5:

Piling (= ENV 1993-5)

-

Parte 6:

Crane structures (= ENV 1993-6)

-

Parte 7:

Marine and maritime structures (= ENV 1993-7)

-

Parte 8:

Agricultural structures (= ENV 1993-8)

Successivamente pubblicate come aggiornamento A1 ed incluse nella presente edizione. Successivamente pubblicate come aggiornamento A2 ed incluse nella presente edizione.

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1.2

Distinzione fra Principi e Regole Applicative

1.3

(1)

Nel presente Eurocodice, in funzione delle caratteristiche di ciascuna prescrizione, viene fatta distinzione fra Principi e Regole Applicative.

(2)

I Principi comprendono: -

affermazioni e definizioni di natura generale per le quali non è data alternativa; ed anche:

-

requisiti e modelli analitici per i quali non è permessa alternativa a meno che non sia specificamente indicato.

(3)

I Principi sono stampati in questo carattere Helvetica corsivo.

(4)

Le Regole Applicative sono metodi generalmente riconosciuti che seguono i principi e soddisfano i loro requisiti.

(5)

È consentito l'uso di regole progettuali alternative alle Regole Applicative fornite dall'Eurocodice sempre che sia dimostrato che tali regole alternative soddisfano i relativi principi e siano almeno equivalenti in rapporto alla resistenza, funzionalità e durata raggiunta dalla struttura.

(6)

Le Regole Applicative sono stampate in questo carattere Helvetica. Questa è una Regola Applicativa.

Ipotesi (1)

Si considerano le seguenti ipotesi di base: -

i progetti sono svolti da personale adeguatamente qualificato ed esperto;

-

un adeguato livello di supervisione e di controllo qualità è sempre attivo negli stabilimenti, negli impianti e in cantiere;

-

la costruzione è eseguita da personale provvisto della necessaria abilità ed esperienza;

-

i materiali da costruzione ed i prodotti impiegati corrispondono a quelli indicati in questo Eurocodice o nelle relative specifiche dei materiali e prodotti;

-

sarà assicurata una manutenzione adeguata della struttura;

-

la struttura sarà impiegata in conformità alla destinazione d'uso prevista dal progetto.

(2)

I metodi di progettazione proposti sono validi soltanto alla condizione che anche i requisiti dell'esecuzione e costruzione, indicati al punto 7, siano soddisfatti.

(3)

I valori numerici indicati con sono forniti a titolo indicativo. Altri valori possono essere indicati dai Paesi membri.

1.4

Definizioni

1.4.1

Termini comuni a tutti gli Eurocodici

Nota

3)

(1)

Salvo dove diversamente indicato nel seguito, si applicherà la terminologia adottata nella ISO 8930.

(2)

I seguenti termini sono usati in comune per tutti gli Eurocodici con i seguenti significati: - costruzione: Qualunque cosa che venga costruita o risulti da operazioni di costruzione3). Questo termine copre sia gli edifici che le costruzioni di ingegneria civile. Esso si riferisce all'intera costruzione comprendente sia gli elementi strutturali, sia quelli non-strutturali. - esecuzione: L'attività di assemblare un edificio o di una costruzione di ingegneria civile. Il termine identifica il lavoro in cantiere; esso può anche significare la fabbricazione dei componenti al di fuori del cantiere ed il loro successivo montaggio in cantiere. In inglese il termine "construction" (costruzione) può essere usato in sostituzione del termine "execution" (esecuzione) in certe combinazioni di parole dove non vi sia ambiguità, per esempio "during construction" (durante la costruzione).

Questa definizione è in accordo con la ISO 6707/1.

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(3)

prospetto

1.1

Inglese

-

struttura: Insieme organizzato di parti tra loro collegate, progettato in modo tale da ottenere una rigidezza adeguata4). Questo termine si riferisce ai componenti che trasmettono i carichi.

-

tipo di costruzione: Tipo di "costruzione" che indica l'uso previsto, per esempio: casa di abitazione, edificio industriale, ponte stradale.

-

tipo di struttura: Tipologia strutturale che indica la disposizione degli elementi strutturali, quale per esempio: trave, struttura reticolare, arco, ponte sospeso.

-

materiale da costruzione: Materiale utilizzato nella costruzione, quale: calcestruzzo, acciaio, legno, muratura.

-

sistema costruttivo: Indicazione del materiale strutturale principale, quale: costruzione di calcestruzzo armato, costruzione di acciaio, costruzione di legno, costruzione di muratura.

-

procedimento esecutivo: Metodo mediante il quale la costruzione verrà realizzata. Per esempio: gettata in opera, prefabbricata, eseguita a sbalzo.

-

sistema strutturale: Elementi portanti di un edificio o di un'opera di ingegneria civile e modo secondo il quale si suppone che tali elementi funzionino per la definizione del modello.

I termini equivalenti nelle diverse lingue della Comunità europea sono riportate nel prospetto 1.1.

Lista dei termini corrispondenti nelle lingue della Comunità (da completare per altre lingue) Francese

Tedesco

Italiano

Olandese

Spagnolo

Construction works

Construction

Bauwerk

Costruzione

Bouwwerk

Construcción

Execution

Exécution

(Bau-) Ausführung

Esecuzione

Uitvoering

Ejecución

Structure

Structure

Tragwerk

Struttura

Draag Constructie

Estructura

Type of building or civil Nature de construction Art des Bauwerks engineering works

Tipo di costruzione

Type bouwwerk

Naturaleza de la construcción

Form of structure

Type de structure

Art des Tragwerks

Tipo di struttura

Type draag constructie Tipo de estructura

Construction material

Matériau de construction

Baustoff; Werkstoff (nur Materiale da costruim Stahlbau) zione

Constructie materiaal

Material de construcción

Type of construction

Mode de construction

Bauweise

Sistema costruttivo

Bowwijze

Modo de construcción

Method of construction Procédé d'exécution

Bauverfahren

Procedimento esecutivo

Bouwmethode

Procedimiento de ejecución

Structural system

Tragsystem

Sistema strutturale

Constructief systeem

Sistema estructural

Système structural

1.4.2

Termini speciali usati in questa parte 1-1 dell'Eurocodice 3 (1)

4)

I seguenti termini sono usati nella parte 1-1 dell'Eurocodice 3 con il significato seguente: - telaio: Porzione di una struttura, comprendente un insieme di elementi strutturali direttamente collegati, progettati per funzionare insieme resistendo ai carichi. Questo termine si riferisce sia ai telai a nodi rigidi che ai telai triangolarizzati. Esso riguarda telai sia piani che tridimensionali. - sotto-struttura a telaio: Un telaio facente parte di uno più grande, ma che è trattato come un telaio isolato in una analisi strutturale. - tipologia del telaio: Termine usato per distinguere i telai che possono essere: • semi-continui, nei quali le proprietà strutturali dei collegamenti necessitano di esplicita considerazione nell'analisi globale; • continui, nei quali solo le proprietà strutturali delle membrature necessitano di essere considerate nell'analisi globale; • semplici, nei quali non è richiesto che i collegamenti resistano ai momenti.

La ISO 6707/1 fornisce la stessa definizione ma aggiunge "or a construction works having such an arrangment" (o una costruzione avente tale disposizione). Per l'Eurocodice questa aggiunta non è stata usata allo scopo di facilitare le traduzioni e non creare ambiguità.

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Pagina 4

1.5

-

analisi globale: La determinazione di un gruppo congruente di forze interne e di momenti in una struttura, che sono in equilibrio con un gruppo particolare di azioni sulla struttura.

-

lunghezza di sistema: Distanza fra due punti adiacenti in corrispondenza dei quali una membratura è controventata rispetto agli spostamenti laterali in un dato piano, o fra uno di tali punti e l'estremità della membratura.

-

lunghezza di libera inflessione: Lunghezza di sistema di una membratura avente le estremità incernierate, ma per il resto simile, la quale ha la stessa resistenza all'instabilità di una membratura assegnata.

-

progettista: Persona adeguatamente qualificata ed esperta, responsabile del progetto strutturale.

Unità di misura S.I. (1)

In accordo con la ISO 1000 si devono applicare le unità di misura del S.I.

(2)

Per il calcolo, si raccomandano le seguenti unità: -

forze e carichi:

kN, kN/m, kN/m2

-

massa specifica:

kg/m3

-

peso specifico:

kN/m3

-

tensioni e resistenze:

N/mm2 (= MN/m2 o MPa)

-

momenti (flettente ....): kNm

1.6

Simboli usati nella parte 1-1 dell'Eurocodice 3

1.6.1

Lettere latine maiuscole A A B C D E E F F G G I K L M M N Q R S S T V W X

Azione accidentale Area Forza nel bullone Capacità; valore fissato; coefficiente Danno (valutazione della resistenza a fatica) Modulo di elasticità Effetto delle azioni Azione Forza Azione permanente Modulo di elasticità trasversale Momento di inerzia Fattore di rigidezza (I / L ) Lunghezza; campata; lunghezza di sistema Momento in generale Momento flettente Forza assiale Azione variabile Resistenza; reazione Forze interne e momenti (con indici d o k ) Rigidezza (rigidezza a taglio, rigidezza rotazionale,... con indici v, j, ...) Momento torcente; temperatura Azione tagliante; carico verticale totale o reazione Modulo di resistenza Valore di una proprietà di un materiale

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1.6.2

Lettere greche maiuscole ∆

1.6.3

Differenza in ..... (precede il simbolo principale).

Lettere latine minuscole

1.6.4

a

Distanza; dato geometrico

a

Sezione di gola di una saldatura

a

Rapporto fra le aree

b

Larghezza; ampiezza

c

Distanza; sporgenza

d

Diametro; profondità; lunghezza della diagonale

e

Eccentricità; spostamento dell'asse neutro

e

Distanza dal bordo; distanza dalla estremità

f

Resistenza (di un materiale)

g

Larghezza di un campo di tensioni; intervallo

h

Altezza

i

Raggio di inerzia; numero intero

k

Coefficiente; fattore

l (o l o L)

Lunghezza; campata; lunghezza di libera inflessione*)

n

Rapporto fra forze o tensioni normali

n

Numero di ...

p

Passo; interasse

q

Forza uniformemente distribuita

r

Raggio; raggio di raccordo

s

Passo sfalsato; distanza

t

Spessore

uu

Asse maggiore

vv

Asse minore

xx, yy, zz

Assi ortogonali

Lettere greche minuscole

*)

α

Angolo; rapporto; coefficiente

α

Coefficiente di dilatazione termica lineare

β

Angolo; rapporto; coefficiente

γ

Coefficiente parziale di sicurezza; rapporto

δ

Freccia; deformazione

ε

Deformazione; coefficiente = (235/fy)2 (fy in N/mm2)

η

Coefficiente (nell'appendice E)

θ

Angolo; pendenza

λ

Snellezza; rapporto

µ

Coefficiente di attrito; coefficiente

ν

Coefficiente di Poisson

ρ

Coefficiente di riduzione; densità

σ

Tensione normale

τ

Tensione tangenziale

l può essere sostituito da L o l (manoscritto o similare) per certe lunghezze oppure per evitare confusione con 1 (numerico) o con l (maiuscolo). UNI ENV 1993-1-1:2004

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1.6.5

φ

Rotazione; pendenza; rapporto

χ

Coefficiente di riduzione (per instabilità)

ψ

Rapporto per le tensioni; coefficiente di riduzione

ψ

Coefficiente che definisce i valori rappresentativi delle azioni variabili

Indici A

Accidentale; area

a

Valore medio (resistenza allo snervamento)

a,b ...

Prima, seconda ... alternativa

b

Valore nominale (resistenza allo snervamento)

b

Rifollamento; instabilità

b

Bullone; trave; calastrello

C

Capacità; conseguenze

c

Sezione trasversale

c

Calcestruzzo; colonna

com

Compressione

cr

Critico

d

Progetto; diagonale

dst

Instabilizzante

E

Effetto delle azioni (con d o k )

E

Eulero

eff

Efficace

e

Efficace (con ulteriori indici)

el

Elastico

ext

Esterno

f

Ala; dispositivo di giunzione

g

Lordo

G

Azione permanente

h

Altezza; più alto

h

Orizzontale

i

Interno

inf

Inferiore; più basso

i, j, k

Indici (in sostituzione di valori numerici)

j

Giunto

k

Caratteristica

l

Più basso

L

Lungo

LT

Laterale-torsionale

M

Materiale

M

(Ammesso per) momento flettente

m

Flettente; media

max

Massimo

min

Minimo

N

(Ammesso per) forza assiale

n

Normale

net

Netto

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nom

Nominale

o

Foro; iniziale; esterno

o

Instabilità locale

o

Punto di momento nullo

ov

Sovrapposizione

p

Lamiera; perno di cerniera; imbottitura

p

Precarico (forza)

p

Parziale; azione tagliante per punzonamento

pl

Plastico

Q

Azione variabile

R

Resistenza

r

Chiodo; vincolo

rep

Rappresentativo

S

Forza interna; momento interno

s

Sollecitazione a trazione (area)

s

Scorrimento; piano

s

Rigido; irrigidimento

ser

Servizio; funzionalità

stb

Stabilizzante

sup

Superiore; più alto *)

t (o ten ) *)

1.6.6

Tensione; trazione

t (o tor )

Torsione

u

Asse maggiore della sezione trasversale

u

Ultima (resistenza a rottura per trazione)

ult

Ultimo (stato limite)

V

(Ammesso per) azione tagliante

v

Taglio; verticale

v

Asse minore della sezione trasversale

vec

Effetti vettoriali

w

Anima; saldatura; ingobbamento

x

Asse lungo la membratura; allungamento

y

Snervamento

y

Asse della sezione trasversale

z

Asse della sezione trasversale

σ

Tensione normale

τ

Tensione tangenziale

⊥

Perpendicolare

//

Parallela

Uso degli indici nella parte 1-1 dell'Eurocodice 3 (1)

*)

Le resistenze e le proprietà degli acciai sono valori nominali, trattati come valori caratteristici ma scritti come segue:

fy

resistenza allo snervamento

[piuttosto che fyk]

fu

resistenza a rottura

[piuttosto che fuk]

E

modulo di elasticità

[piuttosto che Ek]

Per chiarezza, quando necessario.

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(2)

Per evitare ambiguità gli indici sono sempre indicati per esteso nella presente norma, ma può risultare che alcuni in pratica siano omessi dove la loro omissione non causi ambiguità.

(3)

Quando sono richiesti simboli con indici multipli, essi sono stati raggruppati secondo la seguente sequenza:

(4)

(5)

-

parametri principali,

per esempio M, N, β

-

tipo variante,

per esempio pl, eff, b, c

-

direzione,

per esempio t, v

-

asse,

per esempio y, z

-

posizione,

per esempio 1, 2, 3

-

natura,

per esempio R, S

-

livello,

per esempio d, k

-

indice,

per esempio 1, 2, 3

I punti sono usati per separare gli indici in coppie di caratteri, con le seguenti eccezioni: -

gli indici con più di un carattere non sono suddivisi;

-

le combinazioni Rd, Sd, ecc. non sono suddivise.

Quando due indici di tipo variante sono necessari per descrivere un parametro, essi possono essere separati da una virgola, per esempio: M, ψ

1.6.7

Convenzioni per gli assi delle membrature (1)

(2)

In generale la convenzione per gli assi delle membrature è la seguente: x-x

-

lungo la membratura;

y-y

-

asse della sezione trasversale;

z-z

-

asse della sezione trasversale.

Per le membrature in acciaio le convenzioni usate per gli assi della sezione trasversale sono: -

-

-

in generale: y-y

-

asse della sezione trasversale perpendicolare all'anima,

z-z

-

asse della sezione trasversale parallelo all'anima;

per sezioni in angolari: y-y

-

asse perpendicolare all'ala maggiore,

z-z

-

asse parallelo all'ala maggiore;

dove necessario: u-u

-

asse maggiore (quando questo non coincide con l'asse yy),

v-v

-

asse minore (quando questo non coincide con l'asse zz).

(3)

La simbologia adottata per le dimensioni e gli assi delle sezioni laminate in acciaio è indicata nella figura 1.1.

(4)

Per le sezioni laminate in acciaio le caratteristiche della sezione sono state tabulate nel passato nei "Reference Standards" (Norme di riferimento) con la seguente convenzione per gli assi della sezione trasversale:

(5)

x

-

asse della sezione trasversale perpendicolare all'anima o all'ala maggiore;

y

-

asse della sezione trasversale parallelo all'anima o all'ala maggiore.

La convenzione usata per gli indici che indicano gli assi per i momenti è la seguente: "Si usa l'asse intorno al quale il momento agisce".

(6)

Per esempio, per una sezione ad I il momento agente nel piano dell'anima è definito My perché esso agisce attorno all'asse della sezione trasversale perpendicolare all'anima.

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figura

1.1

Dimensioni ed assi delle sezioni

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2

PRINCIPI DI PROGETTAZIONE

2.1

Requisiti fondamentali (1)

Una struttura deve essere progettata e costruita in modo tale che: -

con una probabilità accettabile essa rimarrà idonea all'uso al quale è destinata tenendo conto della sua durata prevista e del suo costo; inoltre:

-

essa sopporterà, con un adeguato grado di affidabilità, tutte le azioni e tutti gli effetti che hanno probabilità di intervenire durante l'esecuzione e l'esercizio ed avrà una durata adeguata in relazione ai costi di manutenzione.

(2)

La struttura deve inoltre essere progettata in modo tale che, a seguito di esplosioni, urti o conseguenze di errori umani, il suo danneggiamento non sia sproporzionato rispetto alla causa originaria.

(3)

Il danno potenziale deve essere limitato o evitato attraverso la scelta di una o più delle seguenti precauzioni:

(4)

-

evitare, eliminare o ridurre i rischi che la struttura deve sostenere;

-

selezionare una tipologia strutturale che abbia ridotta sensibilità ai rischi considerati;

-

selezionare una tipologia strutturale ed un progetto capaci di resistere adeguatamente alla rimozione accidentale di un singolo elemento;

-

assicurare il collegamento della struttura nel suo insieme.

Le caratteristiche sopraindicate possono essere soddisfatte attraverso la scelta di materiali idonei, attraverso un adeguato progetto e studio dei dettagli costruttivi ed attraverso l'indicazione delle procedure per il controllo della produzione, costruzione ed uso, come necessario per il particolare progetto.

2.2

Definizioni e classificazioni

2.2.1

Stati limite e situazioni di progetto

2.2.1.1

Stati limite (1)

Gli stati limite sono stati oltre i quali la struttura non soddisfa più i requisiti delle prestazioni di progetto. Gli stati limite si classificano in: -

stati limite ultimi;

-

stati limite di servizio.

(2)

Gli stati limite ultimi sono quelli associati con il collasso, o con altre forme di cedimenti strutturali che possono mettere in pericolo la sicurezza delle persone.

(3)

Gli stati che precedono il collasso strutturale, i quali, per semplicità, sono considerati in luogo del collasso medesimo, sono pure classificati e trattati quali stati limite ultimi.

(4)

Gli stati limite ultimi che possono essere presi in considerazione includono: -

la perdita di equilibrio della struttura o di una sua parte, considerate come corpo rigido;

-

il collasso per eccessiva deformazione, rottura, o perdita di stabilità della struttura o di una parte di essa, comprendendo i supporti e le fondazioni.

(5)

Gli stati limite di servizio corrispondono agli stati oltre i quali i criteri di servizio specificati non sono più soddisfatti.

(6)

Gli stati limite di servizio che possono essere presi in considerazione includono: -

le deformazioni o gli spostamenti che compromettono l'aspetto esteriore o l'uso efficiente della struttura (includendo il malfunzionamento dei macchinari e servizi) o che diventano causa di danni alle finiture o ad elementi non strutturali;

-

le vibrazioni che creano fastidio alle persone, danni all'edificio o ai suoi contenuti, o che ne limitano il servizio.

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2.2.1.2

Situazioni di progetto (1)

Le situazioni di progetto sono classificate in: -

situazioni persistenti, corrispondenti alle normali condizioni di uso della struttura;

-

situazioni transitorie, per esempio durante la costruzione o la riparazione;

-

situazioni accidentali.

2.2.2

Azioni

2.2.2.1

Definizioni e principale classificazione*) (1)

(2)

Un'azione (F ) è: -

una forza (carico) applicata alla struttura (azione diretta); oppure:

-

una deformazione imposta (azione indiretta), per esempio effetti della temperatura o assestamento.

Le azioni sono classificate: (i) secondo la loro variazione nel tempo: -

azioni permanenti (G ), per esempio il peso proprio delle strutture, equipaggiamenti, impianti ausiliari e fissi;

-

azioni variabili (Q ), per esempio carichi imposti, carichi di vento o carichi di neve;

-

azioni accidentali (A ) , per esempio esplosioni o urti di veicoli.

(ii) secondo la loro variazione nello spazio:

(3)

2.2.2.2

-

azioni fisse, per esempio il peso proprio [ma vedere 2.3.2.3(2) per le strutture molto sensibili alla variazione del peso proprio];

-

azioni libere, che derivano da diverse disposizioni delle azioni, per esempio carichi mobili imposti, carichi di vento, carichi di neve.

Classificazioni supplementari correlate alla risposta della struttura sono date nelle prescrizioni relative.

Valori caratteristici delle azioni (1)

-

nella ENV 1991 Eurocodice 1 o nelle altre norme per i carichi; oppure:

-

dal cliente, o dal progettista dopo aver consultato il cliente, purché siano rispettati i valori minimi prescritti dalle relative norme per i carichi o dalle competenti Autorità.

(2)

Per le azioni permanenti dove il coefficiente di variazione è ampio o dove le azioni hanno probabilità di variare durante la vita della struttura (per esempio per alcuni carichi permanenti imposti) si è fatta distinzione fra due valori caratteristici, uno superiore (Gk,sup) ed uno inferiore (Gk,inf). Altrove è sufficiente un solo valore caratteristico (Gk).

(3)

Nella maggior parte dei casi il peso proprio della struttura può essere calcolato sulla base delle dimensioni nominali e masse specifiche medie.

(4)

Per le azioni variabili il valore caratteristico Qk corrisponde in alternativa:

(5)

*)

I valori caratteristici Fk sono specificati:

-

al valore superiore avente una probabilità assegnata di non essere superato, o al valore inferiore avente una probabilità definita di non essere raggiunto durante un certo periodo di riferimento, prendendo in considerazione la durata della vita prevista della struttura o la durata assunta della situazione di progetto; oppure:

-

al valore specificato.

Per le azioni accidentali il valore caratteristico Ak (quando applicabile) corrisponde generalmente ad un valore specificato.

Definizioni più complete dei valori rappresentativi si troveranno nella ENV 1991 Eurocodice 1.

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Pagina 12

Valori rappresentativi delle azioni variabili*)

2.2.2.3

2.2.2.4

(1)

Il valore rappresentativo principale è il valore caratteristico Qk.

(2)

Gli altri valori rappresentativi sono correlati al valore caratteristico Qk attraverso un fattore ψi. Questi valori sono definiti come: -

valore di combinazione:

ψ0Qk (vedere 2.3.2.2);

-

valore frequente:

ψ1Qk (vedere 2.3.4);

-

valore quasi-permanente:

ψ2Qk (vedere 2.3.4).

(3)

Valori rappresentativi supplementari sono usati per la verifica a fatica e per le analisi dinamiche.

(4)

I fattori ψ0, ψ1 e ψ2 sono specificati: -

nella ENV 1991 Eurocodice 1 o in altre norme per i carichi; oppure:

-

dal cliente, o dal progettista dopo aver consultato il cliente, purché siano rispettati i valori minimi prescritti dalle relative norme per i carichi o dalle competenti Autorità.

Valore di progetto delle azioni (1)

Il valore di progetto Fd di una azione è espresso in termini generali come:

F d = γ FF k (2)

[2.1]

Esempi specifici sono:

Gd = γGGk Qd = γQQk oppure γQψiQk Ad = γAAk (se Ad non è direttamente specificata) (3)

I valori di progetto delle azioni permanenti superiore ed inferiore sono espressi come di seguito indicato: -

qualora si adotti un solo valore caratteristico Gk [vedere 2.2.2.2(2)] allora:

Gd,sup = γG,supGk Gd,inf = γG,infGk -

quando siano usati i valori caratteristici superiore ed inferiore delle azioni permanenti [vedere 2.2.2.2(2)] allora:

Gd,sup = γG,supGk,sup Gd,inf = γG,infGk,inf dove:

Gk,sup e Gk,inf sono i valori caratteristici superiore ed inferiore delle azioni permanenti; γG,sup e γG,inf

2.2.2.5

sono i valori dei coefficienti parziali di sicurezza superiore ed inferiore per le azioni permanenti.

Valori di progetto degli effetti delle azioni (1)

Gli effetti delle azioni (E ) sono le risposte (per esempio forze interne e momenti, tensioni, deformazioni) della struttura alle azioni. I valori di progetto degli effetti delle azioni (Ed) sono determinati dai valori di progetto delle azioni, dai dati geometrici e dalle proprietà dei materiali (quando applicabile):

Ed = E ( Fd,ad, ....)

[2.2]

dove:

ad è definito in 2.2.4.

*)

Definizioni più complete dei valori rappresentativi si troveranno nella ENV 1991 Eurocodice 1.

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Pagina 13

2.2.3

Proprietà dei materiali

2.2.3.1

Valori caratteristici

2.2.3.2

(1)

Una proprietà del materiale è rappresentata da un valore caratteristico Xk che in generale corrisponde al frattile della distribuzione statistica della particolare proprietà del materiale in esame, specificata dalle relative norme ed ottenuta da prove eseguite in condizioni specificate.

(2)

In certi casi un valore nominale è adottato quale valore caratteristico.

(3)

Le proprietà degli acciai strutturali sono rappresentate generalmente attraverso valori nominali usati quali valori caratteristici.

(4)

Le proprietà dei materiali possono avere due valori caratteristici, il valore superiore ed il valore inferiore. Nella maggior parte dei casi vi è necessità di considerare solo il valore inferiore. Tuttavia, valori più alti della resistenza di snervamento, per esempio, devono essere considerati in casi speciali nei quali gli effetti causati da una resistenza superiore possono produrre una riduzione della sicurezza.

Valori di progetto (1)

Il valore di progetto Xd di una proprietà del materiale è generalmente definito come:

Xd = Xk/γM dove:

γM è il coefficiente parziale di sicurezza per la proprietà del materiale. (2)

Per le strutture in acciaio la resistenza di progetto Rd è in genere determinata direttamente dai valori caratteristici delle proprietà dei materiali e dai dati geometrici:

Rd = R ( Xk,ak, ....)/γM

[2.3]

dove:

γM è il coefficiente parziale di sicurezza per la resistenza. (3)

2.2.4

Il valore di progetto Rd può essere determinato per mezzo di prove. Una guida è data al punto 8.

Dati geometrici (1)

I dati geometrici sono in genere rappresentati dai loro valori nominali:

ad = anom (2)

[2.4]

In alcuni casi i valori geometrici di progetto sono definiti da:

ad = anom + ∆a

[2.5]

I valori ∆a sono forniti nelle appropriate prescrizioni.

(3)

Per l'entità delle imperfezioni da adottare nella analisi globale della struttura, vedere 5.2.4.

Disposizioni di carico e condizioni di carico*)

2.2.5

(1)

Una disposizione di carico identifica la posizione, l'ampiezza e la direzione di una azione libera.

(2)

Una condizione di carico identifica il raggruppamento congruente di disposizioni di carichi, di un gruppo di deformazioni e di imperfezioni, considerato per una particolare verifica.

2.3

Requisiti per il progetto

2.3.1

Generalità

*)

(1)

Si deve verificare che nessuno stato limite pertinente venga superato.

(2)

Si devono considerare tutte le relative situazioni di progetto e condizioni di carico.

Regole dettagliate sulle disposizioni di carico e sulle condizioni di carico sono fornite nella ENV 1991 Eurocodice 1.

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(3)

Si devono considerare possibili variazioni rispetto alle direzioni o posizioni delle azioni assunte.

(4)

I calcoli devono essere svolti usando appropriati modelli di progetto (integrati, se necessario, da prove) coinvolgendo tutte le relative variabili. I modelli devono essere sufficientemente precisi per pronosticare il comportamento strutturale, commisurati alla qualità delle lavorazioni che si prevede raggiungere ed alla affidabilità delle informazioni sulle quali il progetto è basato.

2.3.2

Stati limite ultimi

2.3.2.1

Condizioni di verifica (1)

Quando si considera uno stato limite di equilibrio statico o di grandi spostamenti o deformazioni della struttura, si deve verificare che:

Ed,dst ≤ Ed,stb

[2.6]

dove:

Ed,dst e Ed,stb sono rispettivamente gli effetti di progetto delle azioni instabilizzanti e stabilizzanti. (2)

Quando si considera uno stato limite di rottura o di eccessiva deformazione di una sezione, membratura o collegamento (fatica esclusa), si deve verificare che:

Sd ≤ Rd

[2.7]

dove:

Sd è il valore di progetto di una forza interna o di un momento (o di un rispettivo vettore di numerose forze interne o momenti); e Rd è la corrispondente resistenza di progetto; facendo corrispondere tutte le proprietà strutturali con i rispettivi valori di progetto. (3)

Quando si considera lo stato limite di trasformazione di una struttura in un meccanismo, si deve verificare che il meccanismo si instauri solo se le azioni eccedono i loro valori di progetto - facendo corrispondere tutte le proprietà strutturali con i rispettivi valori di progetto.

(4)

Quando si considera uno stato limite di stabilità indotto da effetti del secondo ordine, si deve verificare che la instabilità intervenga solo se le azioni superano i loro valori di progetto - facendo corrispondere tutte le proprietà strutturali con i rispettivi valori di progetto. Le sezioni devono inoltre essere verificate in accordo con quanto riportato in (2).

(5)

Quando si considera uno stato limite di rottura per fatica, si deve verificare che il valore di progetto dell'indicatore di danno Dd non ecceda l'unità (vedere punto 9).

(6)

Quando si considerano gli effetti delle azioni, si deve verificare che:

Ed ≤ Cd

[2.8]

dove:

Ed è la capacità di progetto per il particolare effetto delle azioni che si sta considerando; Cd è il valore di progetto di quell'effetto delle azioni.

2.3.2.2

Combinazioni di azioni (1)

Per ciascuna condizione di carico i valori di progetto Ed degli effetti delle azioni devono essere determinati dalle regole di combinazione introducendo i valori di progetto delle azioni che sono indicati nel prospetto 2.1.

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prospetto

2.1

Valori di progetto per le azioni da impiegare nella combinazione delle azioni Situazione di progetto

Azioni permanenti Gd

Azioni variabili Qd

Azioni accidentali Ad

Una con il suo valore Le altre con i loro caratteristico valori di combinazione

Persistente e transitoria

γG G k

γQ Q k

ψ0 γQ Qk

-

Accidentale (se non diversamente specificato altrove)

γGAGk

ψ1Qk

ψ2 Qk

γAAk (se Ad non è direttamente specificata)

(2)

I valori di progetto del prospetto 2.1 si combineranno usando le seguenti regole (espresse in forma simbolica)*). -

Situazioni di progetto persistenti e transitorie per le verifiche diverse da quelle correlate alla fatica (combinazioni fondamentali):

∑ γ G,j G k,j + γ Q,1 Q k,1 + ∑ γ Q,i ψ 0,i Q k,i j

-

[2.9]

i >1

Situazioni di progetto accidentali (se non diversamente specificato altrove):

∑ γ GA,j G k,j + Ad + ψ 1,1 Q k,1 + ∑ ψ 2,i Q k,i

[2.10]

i>1

j

dove:

2.3.2.3

Gk,j

sono i valori caratteristici delle azioni permanenti;

Qk,1

è il valore caratteristico di una delle azioni variabili;

Qk,i

sono i valori caratteristici delle altre azioni variabili;

Ad

è il valore di progetto (valore specificato) dell'azione accidentale;

γG,j

sono i coefficienti parziali di sicurezza per le azioni permanenti;

γGA,j

come γG,j, ma per le situazioni accidentali di progetto;

γQ,i

coefficienti parziali di sicurezza per le azioni variabili;

ψ0, ψ1, ψ2

sono i coefficienti definiti in 2.2.2.3.

(3)

Le combinazioni per le situazioni accidentali di progetto comprendono una azione accidentale esplicita A, oppure si riferiscono ad una situazione successiva ad un evento accidentale (A = 0). Salvo che sia diversamente specificato si potrà usare γG,A = 1,0 .

(4)

Nelle equazioni [2.9] e [2.10], dove applicabile, devono essere introdotte le azioni indirette.

(5)

Per la fatica vedere il punto 9.

(6)

In 2.3.3.1 sono fornite le combinazioni semplificate per le strutture di edifici.

Valori di progetto delle azioni permanenti

*)

(1)

Nelle varie combinazioni definite al punto precedente, quelle azioni permanenti che incrementano l'effetto delle azioni variabili (producono cioè effetti sfavorevoli) devono essere rappresentate dai loro valori di progetto superiori e quelle che diminuiscono l'effetto delle azioni variabili (producono cioè effetti favorevoli) dai loro valori di progetto inferiori [vedere 2.2.2.4(3)].

(2)

Qualora i risultati di una verifica possano essere molto sensibili alle variazioni dell'intensità di una singola azione permanente da punto a punto della struttura, questa azione deve essere trattata come formata separatamente dalle parti sfavorevole e favorevole. Ciò si applica in particolare alla verifica dell'equilibrio statico: vedere 2.3.2.4.

Regole dettagliate sulle combinazioni delle azioni sono fornite nella ENV 1991 Eurocodice 1.

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2.3.2.4

(3)

Quando una singola azione permanente è trattata come formata separatamente dalle parti sfavorevole e favorevole, la relazione fra queste parti potrà essere considerata adottando valori di progetto speciali [vedere 2.3.3.1(3) per le strutture degli edifici].

(4)

Fatta eccezione per i casi menzionati in (2), ciascuna azione permanente deve essere integralmente rappresentata sulla struttura attraverso il suo valore di progetto inferiore o quello superiore, comunque quello che dà l'effetto più sfavorevole.

(5)

Per travi continue e telai, gli stessi valori di progetto del peso proprio della struttura [valutati come indicato in 2.2.2.2(3)] possono essere applicati a tutte le campate ad eccezione dei casi che coinvolgono l'equilibrio statico delle mensole (vedere 2.3.2.4).

Verifica dell'equilibrio statico (1)

Per la verifica dell'equilibrio statico, le azioni instabilizzanti (sfavorevoli) devono essere rappresentate dai valori di progetto superiori e le azioni stabilizzanti (favorevoli) dai valori di progetto inferiori [vedere 2.3.2.1(1)].

(2)

Per gli effetti stabilizzanti si devono includere nelle relative combinazioni solo quelle azioni che si possono ragionevolmente assumere siano presenti nella situazione considerata.

(3)

Le azioni variabili devono essere applicate quando esse accentuano gli effetti instabilizzanti, ma omesse dove aumentano gli effetti stabilizzanti.

(4)

Deve essere considerata l'eventualità che elementi non strutturali possano essere omessi o rimossi.

(5)

Le azioni permanenti devono essere rappresentate attraverso appropriati valori di progetto, dipendenti dal fatto che gli effetti instabilizzanti e stabilizzanti risultino da: -

le parti sfavorevole e favorevole di una singola azione permanente: vedere il successivo (9); e/o:

-

differenti azioni permanenti: vedere il successivo (10).

(6)

I pesi propri degli elementi strutturali (o non-strutturali) non omogenei costituiti da materiali costruttivi differenti devono essere trattati come differenti azioni permanenti.

(7)

Il peso proprio di una struttura omogenea deve essere trattato come una singola azione permanente formata separatamente delle parti sfavorevole e favorevole.

(8)

I pesi propri di parti sostanzialmente similari di una struttura (o di elementi non strutturali sostanzialmente uniformi) possono essere trattati come parti separate, sfavorevole e favorevole, di una singola azione permanente.

(9)

Per le strutture di edifici, gli speciali coefficienti parziali di sicurezza indicati in 2.3.3.1(3) si applicano alle parti sfavorevole e favorevole di una singola azione permanente, come descritto in 2.3.2.3(2).

(10) Per le strutture di edifici i normali coefficienti parziali di sicurezza dati in 2.3.3.1(1) si applicano alle azioni permanenti diverse da quelle indicate in (9).

(11) Per azioni permanenti definite con precisione o rigorosamente controllate si potranno adottare nelle altre parti dell'Eurocodice 3 rapporti inferiori dei coefficienti parziali di sicurezza. (12) Quando l'incertezza sul valore di una dimensione geometrica influenza significativamente la verifica dell'equilibrio statico, questa dimensione deve essere utilizzata nella verifica con il valore più sfavorevole che essa può ragionevolmente raggiungere.

2.3.3

Coefficienti parziali di sicurezza per gli stati limite ultimi

2.3.3.1

Coefficienti parziali di sicurezza per le azioni sulle strutture di edifici (1)

I coefficienti parziali di sicurezza per le situazioni di progetto persistenti e per i carichi transitori sono dati nel prospetto 2.2.

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prospetto

2.2

Coefficienti parziali di sicurezza per le azioni sulle strutture di edifici per situazioni di progetto persistenti e transitorie Azioni permanenti (γG)

Una con il suo valore caratteristico

Le altre con i loro valori di combinazioni

1,0*)

-**)

-**)

1,35**)

1,5

1,5

Effetto favorevole γF,inf Effetto sfavorevole γF,sup *)

Azioni variabili (γQ)

Vedere inoltre 2.3.3.1(3).

Vedere Eurocodice 1; nei casi normali per le strutture degli edifici γQ,inf = 0.

**)

(2)

Per le situazioni di progetto accidentali alle quali si applica l'equazione [2.10] i coefficienti parziali di sicurezza per le azioni variabili sono uguali a 1,0.

(3)

Qualora, in accordo con 2.3.2.3(2), una singola azione permanente necessita di essere considerata come formata dalle parti sfavorevole e favorevole, la parte favorevole può, in alternativa, essere moltiplicata per:

γG,inf = 1,1 e la parte sfavorevole per:

γG,sup = 1,35 a condizione che applicando γG,inf = 1,0 ad entrambe le parti favorevole e sfavorevole non si ottengano effetti più sfavorevoli.

(4)

Quando le componenti di un effetto vettoriale possono variare indipendentemente, le componenti favorevoli (per esempio la forza longitudinale) devono essere moltiplicate per un fattore riduttivo: ψvec = 0,8

(5)

Adottando i valori di γ dati nel prospetto 2.2, per le strutture di edifici l'equazione [2.9] può essere sostituita da: -

considerando solo l'azione variabile più sfavorevole:

∑ γ G,j G k,j + γ Q,1 Q k,i

[2.11]

j

-

considerando tutte le azioni variabili sfavorevoli:

∑ γ G,j G k,j + 0,9 ∑ ψ Q,1 Q k,i j

[2.12]

i≥1

Si adotterà l'equazione che fornisce il valore maggiore.

2.3.3.2

2.3.4

Coefficienti parziali di sicurezza per le resistenze (1)

I coefficienti parziali di sicurezza per le resistenze sono dati nelle relative prescrizioni riportate nei punti 5 e 6.

(2)

Qualora le proprietà strutturali siano determinate attraverso prove, si rimanda a quanto riportato nel punto 8.

(3)

Per le verifiche a fatica vedere punto 9.

Stati limite di servizio (1)

Si deve verificare che:

Ed ≤ Cd oppure Ed ≤ Rd

[2.13]

dove:

Cd è un valore nominale o una funzione di certe proprietà di progetto dei materiali relative all'effetto di progetto delle azioni considerate; Ed è l'effetto di progetto delle azioni, determinato sulla base di una delle combinazioni definite nel seguito.

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La combinazione richiesta è identificata nella prescrizione specifica per ciascuna verifica di funzionalità: vedere 4.2.1(4) e 4.3.1(4). (2)

Per gli stati limite di servizio si definiscono tre combinazioni di azioni attraverso le seguenti equazioni. Combinazione non frequente:

∑ G k,j – Q k,i + ∑ ψ 0,i Q k,i

[2.14]

i>1

j

Combinazione frequente:

∑ G k,j + ψ 1,1 Q k,1 + ∑ ψ 2,i Q k,i

[2.15]

i>1

j

Combinazione quasi permanente:

∑ G k,j + ∑ ψ 2,i Q k,i

[2.16]

i≥1

j

dove le notazioni sono definite in 2.3.2.2(2). (3)

Qualora nelle prescrizioni pertinenti che trattano gli stati limite di servizio siano date regole semplificate di conformità, non sono richiesti calcoli dettagliati usando le combinazioni delle azioni.

(4)

Nel caso in cui nel progetto si verifichi la conformità agli stati limite di servizio mediante calcoli dettagliati, per le strutture degli edifici si possono adottare equazioni semplificate.

(5)

Per le strutture degli edifici la combinazione non frequente può essere semplificata usando le equazioni seguenti, che possono essere anche usate in sostituzione per la combinazione frequente: -

considerando solo l'azione variabile più sfavorevole:

∑ G k,j + Q k,1

[2.17]

j

-

considerando tutte le azioni variabili sfavorevoli:

∑ G k,j + 0,9 ∑ Q k,i j

[2.18]

i≥1

Si adotterà l'equazione che fornisce il valore maggiore. (6)

2.4

Durabilità (1)

(2)

2.5

I valori di γM saranno presi uguali ad 1,0 per tutti gli stati limite di servizio, eccetto dove diversamente indicato nelle prescrizioni particolari.

Allo scopo di garantire una adeguata durata della struttura occorre prendere in considerazione i seguenti fattori fra loro interconnessi: -

l'impiego della struttura;

-

i requisiti di prestazione;

-

le condizioni ambientali previste;

-

la composizione, proprietà e prestazioni dei materiali;

-

la forma degli elementi ed i dettagli costruttivi;

-

la qualità delle lavorazioni e l'entità dei controlli;

-

le misure protettive particolari;

-

la manutenzione probabile durante la vita prevista.

Le condizioni ambientali interne ed esterne devono essere stimate durante la fase di progetto per valutare il loro effetto in relazione alla durata e per predisporre adeguati provvedimenti da adottare per la protezione dei materiali.

Resistenza al fuoco (1)

Per la resistenza al fuoco vedere ENV 1993-1-2 Eurocodice 3: Parte 1.2 (in preparazione).

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3

MATERIALI

3.1

Generalità (1) (2)

Le proprietà dei materiali specificate in questo punto sono quelle richieste per l'elaborazione del progetto. Altre proprietà sono indicate nelle rispettive "Norme di riferimento" definite nell'appendice B.

3.2

Acciaio strutturale

3.2.1

Scopo (1) (2)

(3)

Questa parte 1-1 dell'Eurocodice 3 si riferisce alla progettazione di strutture fabbricate con acciaio conforme alla "Norma di riferimento" 1: vedere l'appendice B. Il presente codice può essere anche impiegato per altri acciai strutturali purché esistano dati adeguati per giustificare l'applicabilità delle relative regole di progettazione e fabbricazione. Le procedure per la esecuzione e valutazione delle prove devono essere conformi ai punti 2 e 8 di questa parte 1-1 ed i requisiti per le prove devono corrispondere con quelli richiesti dalla "Norma di riferimento" 1. Per acciai ad alta resistenza si rimanda all'appendice D (in preparazione).

3.2.2

Proprietà dei materiali per acciaio laminato a caldo

3.2.2.1

Valori nominali (1)

prospetto

3.1

I valori nominali della resistenza di snervamento fy e della resistenza a rottura per trazione fu per acciai laminati a caldo sono dati nel prospetto 3.1 per acciai di classe Fe 360, Fe 430 e Fe 510 in accordo con la EN 10025 e per acciai di classe Fe E 275 e Fe E 355 in accordo con il prEN 10113.

Valori nominali della resistenza di snervamento fy e della resistenza a rottura per trazione fu per acciai strutturali conformi alla EN 10025 o prEN 10113 Spessore t mm*)

Tipo nominale di acciaio

*) **)

(2) (3) (4) (5)

3.2.2.2

t ≤ 40 mm

40 mm < t ≤ 100 mm**)

fy (N/mm2)

fu (N/mm2)

fy (N/mm2)

fu (N/mm2)

EN 10025: Fe 360 Fe 430 Fe 510

235 275 355

360 430 510

215 255 335

340 410 490

prEN 10113: Fe E 275 Fe E 355

275 355

390 490

255 335

370 470

t è lo spessore nominale dell'elemento. 63 mm per piastre ed altri prodotti piatti in acciaio alle condizioni di consegna da TM a prEN 10113-3.

I valori nominali del prospetto 3.1 possono essere adottati nei calcoli quali valori caratteristici. In alternativa, per un intervallo più ampio di spessori, si possono impiegare i valori nominali specificati nella EN 10025 e prEN 10113. Valori simili possono essere adottati per profilati cavi lavorati a caldo. Per acciai ad alta resistenza si rimanda all'appendice D (in preparazione).

Analisi plastica (1)

L'analisi plastica (vedere 5.2.1.4) può essere usata nell'analisi globale della struttura o dei suoi elementi a condizione che l'acciaio soddisfi i seguenti ulteriori requisiti: - il rapporto fra la resistenza minima a rottura per trazione specificata fu e la resistenza minima di snervamento specificata fy soddisfi la condizione: fu / fy ≥ 1,2

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l'allungamento a rottura nel caso di lunghezza fra i riferimenti di 5,65 A o (dove Ao è l'area della sezione trasversale originaria) non sia minore del 15%; - il diagramma tensioni-deformazioni mostri che la deformazione a rottura εu corrispondente alla resistenza a rottura per trazione fu sia almeno 20 volte la deformazione a snervamento εy corrispondente alla resistenza di snervamento fy. Gli acciai delle classi elencate nel prospetto 3.1 possono soddisfare questi requisiti.

-

(2)

3.2.2.3

Tenacità (1)

(2)

(3) (4) prospetto

Il materiale deve avere sufficiente tenacità per evitare rottura fragile alla minima temperatura di servizio che si prevede possa verificarsi durante la vita prevista della struttura. Nei casi normali di membrature saldate o non saldate di strutture per edifici soggetti a carichi statici o di fatica (con l'esclusione di urti) non sono necessarie ulteriori verifiche nei riguardi della rottura fragile qualora siano soddisfatte le condizioni indicate nel prospetto 3.2. Per acciai ad alta resistenza si rimanda all'appendice D (in preparazione). Per tutti gli altri casi si deve fare riferimento all'appendice C.

Spessori massimi per elementi strutturali caricati staticamente che non richiedono riferimento all'appendice C

3.2

Tipo di acciaio e grado

Massimo spessore (mm) per temperatura minima di servizio di 0 °C

Condizione di servizio

-10 °C

-20 °C

S1

S2

S1

S2

S1

S2

EN 10025 : Fe 360 B Fe 360 C Fe 360 D

150 250 250

41 110 250

108 250 250

30 75 212

74 187 250

22 53 150

Fe 430 B Fe 430 C Fe 430 D

90 250 250

26 63 150

63 150 250

19 45 127

45 123 250

14 33 84

Fe 510 B Fe 510 C Fe 510 D Fe 510 DD2)

40 106 250 250

12 29 73 128

29 73 177 250

9 21 52 85

21 52 150 250

6 16 38 59

prEN 101133): Fe E 275 KG4) Fe E 275 KT

250 250

250 250

250 250

192 250

250 250

150 250

Fe E 355 KG4) Fe E 355 KT

250 250

128 250

250 250

85 250

250 250

59 150

1)

Condizioni di servizio5): S1 In alternativa: - non saldati, oppure - in compressione. S2 Saldati, in trazione. In entrambi i casi questo prospetto suppone la velocità di carico R1 e le conseguenze della condizione di collasso C2, vedere l'appendice informativa C. 1) 2) 3)

4) 5)

Per le sezioni laminate oltre 100 mm di spessore deve essere concordato il valore minimo di energia Charpy con intaglio a V specificato nella EN 10025. Per spessori fino a 150 mm si richiede un valore di 27 J alla temperatura di prova specificata e di 23 J per spessori oltre 150 mm fino a 250 mm. Per l'acciaio tipo Fe 510 DD secondo la EN 10025, il valore minimo di energia Charpy con intaglio a V specificato è di 40 J a -20 °C. Le entrate in questa riga suppongono un valore equivalente di 27 J a -30 °C. Per acciai alle condizioni di consegna da N a prEN 10113-2, con spessore maggiore di 150 mm, e per acciai alle condizioni di consegna da TM a prEN 10113-3, con spessore superiore a 150 mm per prodotti lunghi e superiore a 63 mm per prodotti piatti, la minima energia di Charpy per intagli a V, specificata in prEN 10113, è soggetta ad un accordo. Per spessori fino a 150 mm, viene richiesto un valore minimo di 27 J e di 23 J per spessori da 150 mm a 250 mm. La temperatura di controllo deve essere di -30 °C per acciaio della qualità KG e di -50 °C per acciaio della qualità KT. Per acciai delle qualità da KG a prEN 10113, i valori minimi specificati per l'energia di Charpy per intagli a V scendono a 40 J a -20 °C. Le entrate in questa riga suppongono un valore equivalente di 27 J a -30 °C. Per i dettagli completi delle condizioni di servizio si rimanda all'appendice C.

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3.2.3

Proprietà dei materiali per acciaio profilato a freddo (1)

(2)

3.2.4

I valori nominali della resistenza allo snervamento e della resistenza a rottura per trazione (da adottare quali valori caratteristici nei calcoli) per acciaio profilati a freddo sono specificati nella ENV 1993-1-3 Eurocodice 3: parte 1.3 (in preparazione). La resistenza media allo snervamento di sezioni strutturali cave lavorate a freddo deve essere determinata come specificato nella figura 5.5.2.

Dimensioni, massa e tolleranze (1)

3.2.5

Le dimensioni e massa di tutti i profilati, lamiere e sezioni strutturali cave, nonché le rispettive tolleranze dimensionali e di massa, devono essere conformi alla "Norma di riferimento" 2: vedere l'appendice B.

Valori di calcolo dei coefficienti del materiale (1)

I coefficienti del materiale da adottare nei calcoli per gli acciai considerati da questo Eurocodice devono essere i seguenti: - modulo di elasticità E = 210 000 N/mm2 - modulo di elasticità trasversale G = E / 2(1+v ) N - coefficiente di Poisson ν = 0,3 - coefficiente di espansione termica lineare α = 12 × 10-6 per °C - densità ρ = 7 850 kg/m3

3.3

Elementi di giunzione

3.3.1

Generalità (1) (2)

I dispositivi di giunzione devono essere adatti all'impiego al quale sono destinati. I dispositivi idonei di giunzione includono bulloni, elementi di giunzione ad attrito, chiodi e saldature, ciascuno conforme alla "Norma di riferimento" pertinente: vedere l'appendice B.

3.3.2

Bulloni, dadi e rosette

3.3.2.1

Generalità (1) (2)

(3)

prospetto

3.3

Bulloni, dadi e rosette devono essere conformi alla "Norma di riferimento" 3: vedere appendice B. Bulloni di classe minore di 4,6 o maggiore di 10,9 non devono essere utilizzati se non viene fatta dimostrazione, per via sperimentale, della loro accettabilità per una particolare applicazione. I valori nominali della resistenza di snervamento fyb e della resistenza a rottura per trazione fub (da impiegarsi quali valori caratteristici nei calcoli) sono dati nel prospetto 3.3.

Valori nominali della resistenza allo snervamento fyb e della resistenza a rottura per trazione fub per i bulloni Classe del bullone

3.3.2.2

4,6

4,8

5,6

5,8

6,8

8,8

10,9

fyb (N/mm2)

240

320

300

400

480

640

900

fub (N/mm2)

400

400

500

500

600

800

1 000

Bulloni precaricati (1)

(2)

Bulloni ad alta resistenza possono essere usati come bulloni precaricati con coppia di serraggio controllata qualora essi siano conformi ai requisiti per bulloni precaricati della "Norma di riferimento" 3. Altri tipi idonei di bulloni ad alta resistenza possono essere anche usati quali bulloni precaricati con coppia di serraggio controllata qualora ciò sia concordato fra il cliente, il progettista e le competenti autorità.

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3.3.3

Altri tipi di dispositivi di collegamento precaricati (1)

3.3.4

Chiodi (1)

3.3.5

Altri tipi idonei di dispositivi di collegamento ad alta resistenza (quali i bulloni ad alta resistenza forgiati) possono essere anche usati come dispositivi di collegamento precaricati qualora ciò venga concordato fra il cliente, il progettista e le competenti autorità, alla condizione che essi abbiano caratteristiche meccaniche equivalenti a quelle richieste per i bulloni precaricati e siano idonei ad essere serrati in modo affidabile fino ad un appropriato precarico iniziale specificato.

Le caratteristiche meccaniche, dimensioni e tolleranze dei chiodi di acciaio devono essere conformi alla "Norma di riferimento" 5: vedere appendice B.

Elettrodi (1)

Tutti gli elettrodi devono essere conformi alla "Norma di riferimento" 4: vedere appendice B.

(2)

I valori specificati della resistenza allo snervamento, resistenza a rottura per trazione, allungamento a rottura ed il valore minimo di energia Charpy con intaglio a V del metallo di apporto devono essere uguali o migliori dei valori corrispondenti specificati per il tipo di acciaio da saldare.

4

STATI LIMITE DI SERVIZIO

4.1

Principi (1)

Gli stati limite di servizio per costruzioni di acciaio sono (vedere anche 2.2.1.1): -

deformazioni o spostamenti che compromettono l'aspetto esteriore o l'uso efficiente della struttura (includendo il malfunzionamento dei macchinari e dei servizi);

-

vibrazioni, oscillazioni o spostamenti laterali che creano fastidio agli occupanti dell'edificio o danno ai suoi contenuti;

-

danni alle finiture o agli elementi non strutturali a causa di deformazioni, spostamenti, vibrazioni, oscillazioni o spostamenti laterali.

(2)

Per evitare di oltrepassare questi limiti è necessario limitare le deformazioni, spostamenti e vibrazioni.

(3)

Ad eccezione dei casi in cui valori limite specifici siano concordati fra il cliente, il progettista e le competenti Autorità, si devono applicare i valori limite assegnati in questo punto.

(4)

Qualora si adotti una analisi plastica globale per lo stato limite ultimo, si deve verificare l'eventualità che si abbia anche una ridistribuzione plastica delle forze e dei momenti allo stato limite di servizio. Ciò è consentito solo quando si potrà dimostrare che tale condizione non sarà ripetuta. Tale eventualità deve inoltre essere tenuta in conto nel calcolo delle deformazioni.

(5)

Quando si impiegano bulloni precaricati nei collegamenti di categoria B [vedere 6.5.3.1(3)], i requisiti dati in 6.5.8 devono essere soddisfatti per la resistenza allo scorrimento allo stato limite di servizio.

4.2

Controllo degli spostamenti

4.2.1

Requisiti (1)

Le strutture di acciaio ed i componenti devono essere dimensionati in modo tale che gli spostamenti rimangano nei limiti concordati fra il cliente, il progettista e le competenti autorità ed essere idonei all'uso ed all'occupazione previsti ed alla natura dei materiali che devono essere sostenuti.

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4.2.2

(2)

I limiti raccomandati per gli spostamenti sono forniti in 4.2.2. In alcuni casi limiti più rigorosi (o eccezionalmente limiti meno rigorosi) risulteranno appropriati per adattarsi all'uso dell'edificio o alle caratteristiche dei materiali di rivestimento o per assicurare l'idonea operatività di ascensori, ecc.

(3)

I valori dati in 4.2.2 sono valori empirici. Essi sono da intendersi quali valori di confronto con i risultati dei calcoli e non devono essere interpretati come criteri di prestazione.

(4)

I valori di progetto dati in 2.3.4 per le combinazioni non frequenti devono essere usati in concomitanza con i valori limite indicati in 4.2.

(5)

Nel calcolo degli spostamenti si deve tenere in debito conto ogni effetto del secondo ordine, la rigidezza rotazionale di ogni nodo semirigido e la possibile presenza di deformazioni plastiche che intervengano allo stato limite di servizio.

Valori limite (1)

I valori limite degli spostamenti verticali dati nel seguito sono illustrati facendo riferimento alla trave semplicemente appoggiata mostrata nella figura 4.1, nella quale: δmax = δ1 + δ2 - δ0

[4.1]

dove:

δmax è la freccia nello stato finale riferita alla linea retta congiungente i supporti; δ0

è la pre-monta iniziale (controfreccia) della trave nella condizione scarica [stato (0)];

δ1

è la variazione dell'inflessione della trave dovuta ai carichi permanenti immediatamente dopo l'applicazione dei carichi [stato (1)];

δ2

è la variazione dell'inflessione della trave dovuta all'applicazione dei carichi variabili più eventuali deformazioni, variabili nel tempo, causate dai carichi permanenti [stato (2)].

(2)

Per gli edifici, i limiti raccomandati per gli spostamenti verticali sono forniti nel prospetto 4.1, nel quale L è la luce della trave. Per le travi a mensola la lunghezza L da considerare è il doppio della lunghezza dello sbalzo della mensola.

(3)

Per le travi di gru a cavalletto o vie di corsa, gli spostamenti orizzontali e verticali devono essere limitati in accordo all'uso ed alla classe dell'apparecchio di sollevamento.

(4)

Per gli edifici, i limiti raccomandati per gli spostamenti laterali alle sommità delle colonne sono: -

telai a portale senza carriponte:

h / 150

-

altri edifici monopiano:

h / 3 00

-

in un edificio multipiano: -

in ciascun piano:

h / 3 00

-

sulla struttura come insieme:

h o / 5 00

dove: h

è l'altezza della colonna o del piano;

ho è l'altezza complessiva della struttura.

4.2.3

Ristagno dell'acqua piovana (1)

Per assicurare il corretto drenaggio dell'acqua piovana da una copertura piana o pressoché piana, per tutte le coperture aventi pendenza minore del 5%, nel progetto si deve verificare che l'acqua piovana non possa accumularsi. Questa verifica deve tenere in considerazione possibili imprecisioni di costruzione e cedimenti delle fondazioni, inflessioni dei materiali di copertura, inflessioni delle membrature strutturali e gli effetti delle pre-monte. Ciò si applica pure ai solai dei parcheggi auto ed altre costruzioni aventi aperture sui lati.

(2)

La pre-monta delle travi può ridurre la probabilità di accumulo dell'acqua piovana a condizione che gli scarichi dell'acqua piovana siano localizzati in modo appropriato.

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(3)

prospetto

4.1

Qualora la pendenza della copertura sia minore del 3%, si devono predisporre calcoli addizionali per verificare che non si possa avere collasso a causa del peso dell'acqua: -

accumulata in pozze che possono formarsi a causa della inflessione delle membrature strutturali o del materiale di copertura;

-

oppure trattenuta dalla neve.

Valori limite raccomandati per gli spostamenti verticali Condizioni

figura

4.1

Limiti (vedere figura 4.1)

δmax

δ2

Coperture in generale

L / 200

L / 250

Coperture praticate frequentemente da personale diverso da quello della manutenzione

L / 250

L / 300

Solai in generale

L / 250

L / 300

Solai o coperture che reggono intonaco o altro materiale di finitura fragile o tramezzi non flessibili

L / 250

L / 350

Solai che supportano colonne (a meno che lo spostamento sia stato incluso nella analisi globale per lo stato limite ultimo)

L / 400

L / 500

Dove δmax può compromettere l'aspetto dell'edificio

L / 250

-

Inflessioni da prendere in considerazione

4.3

Effetti dinamici

4.3.1

Requisiti (1)

Nel progetto bisogna prendere idonei provvedimenti riguardo agli effetti di carichi imposti che possono produrre urti, vibrazioni, ecc.

(2)

Gli effetti dinamici da considerare allo stato limite di servizio sono le vibrazioni causate dai macchinari e le oscillazioni prodotte dalla risonanza armonica.

(3)

Le frequenze proprie delle strutture o parti di strutture devono essere sufficientemente differenti da quelle della sorgente di eccitazione in modo da evitare risonanza.

(4)

I valori di progetto dati in 2.3.4 per le combinazioni frequenti devono essere impiegati in concomitanza con i valori limite assegnati in 4.3.

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4.3.2

Strutture aperte al pubblico

4.3.3

(1)

Le oscillazioni e le vibrazioni delle strutture destinate al passaggio del pubblico devono essere limitate in modo da evitare fastidio agli utenti.

(2)

Nel caso di pavimenti praticati regolarmente da persone, come per esempio i pavimenti di abitazioni, uffici e similari, la frequenza naturale più bassa per la struttura del solaio non deve essere minore di 3 cicli/s. Questa condizione sarà soddisfatta quando l'inflessione totale istantanea δ1 + δ2 (definita come indicato in 4.2.2 ma calcolata usando la combinazione frequente) è minore di 28 mm. Questi limiti possono essere ridotti qualora ciò sia giustificato da valori elevati dello smorzamento.

(3)

Quando trattasi di un pavimento sul quale si salta o si balla in modo ritmico, come per esempio i pavimenti delle palestre o delle sale da ballo, la frequenza naturale più bassa non deve essere minore di 5 cicli/s. Questa condizione sarà soddisfatta se l'inflessione calcolata come indicato precedentemente non sia maggiore di 10 mm.

(4)

Se necessario si potrà effettuare una analisi dinamica per accertare che le accelerazioni e le frequenze che si dovrebbero produrre non siano tali da creare fastidi significativi agli utenti o danni alle attrezzature.

Oscillazioni eccitate dal vento (1)

Strutture di flessibilità non comune, quali per esempio edifici alti molto snelli o coperture molto ampie, ed elementi eccezionalmente flessibili, quali i tiranti leggeri, devono essere esaminati sotto l'aspetto dei carichi dinamici di vento, sia per le vibrazioni nel piano, sia anche per le vibrazioni perpendicolari alla direzione del vento.

(2)

Tali strutture devono essere esaminate per:

(3)

-

le vibrazioni indotte dalle raffiche;

-

le vibrazioni indotte dai vortici.

Vedere pure la ENV 1991 Eurocodice 1.

5

STATI LIMITE ULTIMI

5.1

Principi

5.1.1

Generalità (1)

Le strutture di acciaio ed i componenti devono essere dimensionati in modo tale che siano soddisfatti i requisiti per il rispetto dei principi della progettazione allo stato limite ultimo descritti in 2.

(2)

I coefficienti parziali di sicurezza γM devono essere assunti come segue: -

resistenza delle sezioni trasversali di classe 1, 2 o 3*)

γM0 = 1,1

-

resistenza delle sezioni trasversali di classe 4

γM1 = 1,1

-

resistenza delle membrature alla instabilità

γM1 = 1,1

-

resistenza delle sezioni nette in corrispondenza delle forature per i bulloni

γM2 = 1,25

resistenza dei collegamenti

punto 6.

-

5.1.2

Progetto dei telai (1)

*)

I telai devono essere verificati per: - resistenza delle sezioni trasversali (5.4); - resistenza delle membrature (5.5); - resistenza dei collegamenti (6); - stabilità del telaio (5.2.6); - equilibrio statico (2.3.2.4).

Per la classificazione delle sezioni trasversali vedere 5.3.

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(2)

5.1.3

Quando si verifica la resistenza delle sezioni trasversali delle membrature di un telaio, ciascuna membratura può essere trattata considerandola isolata dal telaio, con le forze ed i momenti applicati a ciascuna estremità come determinato dalla analisi del telaio. Si raccomanda di determinare le condizioni di vincolo a ciascuna estremità considerando la membratura quale parte del telaio e garantendo la congruenza con il tipo di analisi (vedere 5.2.1 e 5.2.2) e con le modalità di collasso (vedere 5.2.6).

Membrature tese (1)

Le membrature tese devono essere verificate per: -

5.1.4

la resistenza delle sezioni trasversali (5.4.3).

Membrature compresse (1)

5.1.5

Le membrature compresse devono essere verificate per: -

la resistenza delle sezioni trasversali (5.4.4);

-

la resistenza all'instabilità (5.5.1).

Travi (1)

5.1.6

Le membrature soggette alla flessione devono essere verificate per: -

la resistenza delle sezioni trasversali (5.4);

-

la resistenza all'instabilità flesso-torsionale (5.5.2);

-

la resistenza all'imbozzamento per taglio (5.6);

-

la resistenza all'imbozzamento dell'anima indotto dalle ali (5.7.7);

-

la resistenza all'imbozzamento dell'anima (5.7.1).

Membrature soggette alla combinazione di forza assiale e momento (1)

5.1.7

Le membrature soggette alla combinazione di forze assiali e momenti devono essere verificate per: -

la resistenza delle sezioni trasversali agli effetti combinati (5.4);

-

la resistenza delle membrature agli effetti combinati (5.5.3 e 5.5.4);

-

i criteri per le travi (5.1.5);

-

i criteri per le membrature tese (5.1.3) o compresse (5.1.4), secondo quanto appropriato.

Giunzioni e collegamenti (1)

5.1.8

Le giunzioni ed i collegamenti devono soddisfare i requisiti specificati al punto 6.

Fatica (1) (2)

(3)

(4)

*)

Quando una struttura è sottoposta a fluttuazioni ripetute dei carichi, deve essere verificata la sua resistenza a fatica. Per costruzioni di acciaio con profilati laminati a caldo e per sezioni strutturali cave lavorate a caldo o a freddo si devono soddisfare i requisiti dati al punto 9. Per costruzioni di acciaio con profilati sagomati a freddo le regole di progettazione fornite nella ENV 1993-1-3 (Eurocodice 3: Parte 1.3)*) riguardano solo strutture caricate prevalentemente in maniera statica. Si raccomanda di non utilizzare i profilati sagomati a freddo nelle strutture soggette a fatica a meno che non siano disponibili dati adeguati che dimostrino che la resistenza a fatica è sufficiente. Per le strutture degli edifici la verifica a fatica non è normalmente richiesta eccetto che per: - le membrature che sostengono dispositivi di sollevamento o carichi mobili; - le membrature che sostengono macchine vibranti; - le membrature sottoposte ad oscillazioni indotte dal vento; - le membrature soggette ad oscillazioni indotte dalla folla.

In preparazione.

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5.2

Calcolo delle sollecitazioni

5.2.1

Analisi globale

5.2.1.1

Metodi di analisi (1)

In una struttura isostatica le sollecitazioni interne devono essere determinate con i metodi della statica.

(2)

In una struttura iperstatica le sollecitazioni interne possono in generale essere determinate usando in alternativa: a) l'analisi elastica globale (5.2.1.3); b) l'analisi plastica globale (5.2.1.4).

5.2.1.2

(3)

L'analisi elastica globale può essere usata in tutti i casi.

(4)

L'analisi plastica globale può essere usata solo quando le sezioni trasversali della membratura soddisfano i requisiti specificati in 5.2.7 e 5.3.3 e l'acciaio soddisfa i requisiti specificati in 3.2.2.2.

(5)

Quando l'analisi globale è sviluppata applicando i carichi attraverso una serie di incrementi successivi, si può ritenere sufficiente, nel caso delle strutture di edifici, l'adozione di incrementi proporzionali simultanei per tutti i carichi.

Effetti delle deformazioni (1)

In generale le sollecitazioni interne possono essere determinati attraverso: a) la teoria del primo ordine, usando la geometria iniziale della struttura; oppure: b) la teoria del secondo ordine, tenendo in considerazione l'influenza delle deformazioni della struttura.

(2)

La teoria del primo ordine può essere adottata per l'analisi globale nei seguenti casi: a) telai controventati (5.2.5.3); b) telai a nodi fissi (5.2.5.2); c) metodi di progettazione che indirettamente tengono in conto gli effetti del secondo ordine (5.2.6).

(3)

5.2.1.3

La teoria del secondo ordine può essere impiegata per l'analisi globale in tutti i casi.

Analisi elastica globale (1)

L'analisi elastica globale deve essere basata sulla ipotesi che il comportamento caricodeformazione del materiale sia lineare, qualunque sia il livello di sollecitazione.

(2)

Questa assunzione può essere mantenuta per entrambe le analisi elastiche, del primo e del secondo ordine, anche quando la resistenza della sezione trasversale è stabilita in base alla sua resistenza plastica: vedere 5.3.3.

(3)

Impiegando una analisi elastica del primo ordine, i valori dei momenti flettenti possono essere ridistribuiti modificando i momenti in ciascuna membratura fino al 15% del momento elastico di picco presente in quella membratura, purché: a) le sollecitazioni interne ed i momenti nel telaio rimangano in equilibrio con i carichi applicati; ed inoltre: b) tutte le membrature nelle quali i momenti vengono ridotti abbiano le sezioni trasversali appartenenti alla classe 1 o alla classe 2 (vedere 5.3).

(4)

5.2.1.4

Le ipotesi di progetto per i collegamenti devono soddisfare i requisiti specificati in 5.2.2.

Analisi plastica globale (1)

L'analisi plastica globale può essere svolta usando in alternativa: -

i metodi rigido-plastici;

-

i metodi elastico-plastici.

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(2)

Si possono usare i seguenti metodi di analisi elastico-plastica: -

elastica-perfettamente plastica;

-

elasto-plastica.

(3)

Quando si usa l'analisi globale plastica, devono essere predisposti vincoli laterali in corrispondenza di tutte le cerniere plastiche dove possano manifestarsi rotazioni plastiche per una qualunque condizione di carico.

(4)

Si raccomanda di predisporre il vincolo entro una distanza, lungo la membratura, rispetto alla posizione teorica della cerniera plastica, non superiore alla metà dell'altezza della membratura stessa.

(5)

Si raccomanda di non usare i metodi rigido-plastici per l'analisi del secondo ordine, ad eccezione dei casi indicati in 5.2.6.3.

(6)

Nella analisi "rigido-plastica" le deformazioni elastiche delle membrature e delle fondazioni sono trascurate e si assume che le deformazioni plastiche siano concentrate in corrispondenza delle cerniere plastiche.

(7)

Nella analisi "elastico-perfettamente plastica" si assume che le sezioni trasversali restino completamente elastiche finché non sia raggiunto il momento resistente plastico e che successivamente divengano completamente plastiche. Si assume che le deformazioni plastiche siano concentrate in corrispondenza delle cerniere plastiche.

(8)

Nella analisi "elasto-plastica" la relazione bi-lineare tensioni-deformazioni indicata nella figura 5.2.1 può essere impiegata per i tipi di acciaio strutturale specificati nel punto 3. Una relazione più precisa può essere usata in alternativa. La sezione trasversale rimane completamente elastica fino al raggiungimento della resistenza di snervamento nelle fibre esterne. Allorché il momento continua ad incrementare, la sezione gradualmente si snerva e la plasticizzazione si estende nella sezione trasversale mentre le deformazioni plastiche si propagano parzialmente lungo la membratura.

(9)

Al fine di evitare difficoltà di calcolo impiegando un elaboratore elettronico per l'analisi elasto-plastica, in alternativa si può usare, se necessario, la relazione bilineare tensioni-deformazioni indicata nella figura 5.2.2.

(10) Qualora si effettui una analisi elasto-plastica si può assumere che sia sufficiente, nel caso di strutture per edifici, applicare i carichi attraverso una serie di incrementi, arrestandoli al raggiungimento dell'intero carico di progetto. Le sollecitazioni interne così determinate vengono poi utilizzate per verificare la resistenza delle sezioni trasversali e la resistenza delle membrature all'instabilità. (11) Nel caso di strutture per edifici non è solitamente necessario considerare gli effetti della plasticità alternata. figura

5.2.1

Relazione bi-lineare tensioni-deformazioni

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figura

5.2.2

Relazione alternativa bi-lineare tensioni-deformazioni (da usare solo per l'analisi elasto-plastica)

5.2.2

Ipotesi per il progetto

5.2.2.1

Principi (1) (2)

(3) (4) (5) (6)

(7)

5.2.2.2

Il prospetto 5.2.1 mostra i tipi di collegamenti richiesti per i diversi tipi di telaio in funzione del metodo di analisi globale usato. I requisiti per i vari tipi di collegamenti sono forniti in 6.4.2 e 6.4.3. Per la classificazione dei collegamenti trave-colonna nei tipi rigido o semi-rigido vedere 6.9.6. Qualora sia necessario calcolare il carico critico elastico di collasso di un telaio per spostamento laterale, si devono considerare gli effetti di ciascun collegamento semirigido, indipendentemente dal tipo di analisi, elastica o plastica, che sia usata per l'analisi globale del telaio. Quando sono impiegati collegamenti semi-rigidi, si deve usare il valore iniziale della rigidezza rotazionale (vedere 6.9.2) per il calcolo dei carichi critici elastici o delle lunghezze di libera inflessione.

Intelaiature semplici (1)

(2)

5.2.2.3

Le ipotesi formulate nella analisi globale della struttura devono essere congruenti con il tipo di comportamento previsto per i collegamenti. Le ipotesi assunte nel progetto delle membrature devono essere conformi con (o conservative rispetto) i metodi usati per l'analisi globale e con il tipo di comportamento previsto per i collegamenti.

Nelle intelaiature semplici si può assumere che i collegamenti fra le membrature non sviluppino momenti. Nella analisi globale si può assumere che le membrature siano effettivamente collegate mediante cerniere. Si raccomanda che i collegamenti soddisfino i requisiti per i collegamenti idealmente incernierati, in alternativa: a) come indicato in 6.4.2.1; b) come indicato in 6.4.3.1.

Intelaiature continue (1) (2)

(3)

Si raccomanda che l'analisi elastica sia basata sull'ipotesi di una completa continuità, con collegamenti rigidi che soddisfino i requisiti indicati in 6.4.2.2. Si raccomanda che l'analisi rigido-plastica sia basata sull'ipotesi di una completa continuità, con collegamenti a completo ripristino di resistenza che soddisfino i requisiti indicati in 6.4.3.2. Si raccomanda che l'analisi elastico-plastica sia basata sull'ipotesi di una completa continuità, con collegamenti rigidi a completo ripristino di resistenza che soddisfino i requisiti indicati in 6.4.2.2 e 6.4.3.2.

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prospetto 5.2.1

Ipotesi di progetto

Tipo di intelaiatura

Metodo di analisi globale

Tipi di collegamenti

Semplice

Collegamenti incernierati

- Idealmente incernierati (6.4.2.1) - Idealmente incernierati (6.4.3.1)

Continua

Elastica

- Rigidi (6.4.2.2) - Idealmente incernierati (6.4.3.1)

Rigido-plastica

- Completo ripristino di resistenza (6.4.3.2) - Idealmente incernierati (6.4.3.1)

Elastico-plastica

- Completo ripristino di resistenza - Rigidi (6.4.3.2 e 6.4.2.2) - Idealmente incernierati (6.4.3.1 e 6.4.2.1)

Elastica

- Semi-rigidi (6.4.2.3) - Rigidi (6.4.2.2) - Idealmente incernierati (6.4.2.1)

Rigido-plastica

- Parziale ripristino di resistenza (6.4.3.3) - Completo ripristino di resistenza (6.4.3.2) - Idealmente incernierati (6.4.3.1)

Elastico-plastica

- Parziale ripristino di resistenza - Semi-rigidi (6.4.3.3 e 6.4.2.3) - Parziale ripristino di resistenza - Rigidi (6.4.3.3 e 6.4.2.2) - Completo ripristino di resistenza - Semi-rigidi (6.4.3.2 e 6.4.2.3) - Completo ripristino di resistenza - Rigidi (6.4.3.2 e 6.4.2.2) - Idealmente incernierati (6.4.3.1 e 6.4.2.1)

Semi-continua

5.2.2.4

Intelaiature semi-continue (1)

Si raccomanda che l'analisi elastica sia basata sulle relazioni momento-rotazione o forza-spostamento dei collegamenti utilizzati e che esse siano previste in maniera affidabile nel progetto.

(2)

Si raccomanda che l'analisi rigido-plastica sia basata sui momenti resistenti di progetto di collegamenti che abbiano dimostrato possedere una capacità di rotazione sufficiente: vedere 6.4.3 e 6.9.5.

(3)

Si raccomanda che l'analisi elastico-plastica sia basata sulle relazioni momentorotazione dei collegamenti previsti nel progetto, vedere 6.9.2.

5.2.3

Sistemi strutturali

5.2.3.1

Strutture (1)

Il tipo di analisi globale richiesta dipende dal tipo di struttura, come di seguito indicato: (a) Elementi strutturali semplici Le travi a campata unica e le membrature singole tese o compresse sono isostatiche. I telai a maglie triangolari possono essere isostatici o iperstatici. (b) Travi continue e telai a nodi fissi Per le travi continue e per i telai nei quali gli effetti degli spostamenti laterali sono trascurabili o sono eliminati con mezzi idonei (vedere 5.2.5) si devono analizzare disposizioni dei carichi variabili appropriate per determinare le combinazioni più gravose delle sollecitazioni ai fini delle verifiche di resistenza delle singole membrature e dei collegamenti. (c) Telai a nodi spostabili I telai a nodi spostabili (vedere 5.2.5) devono essere analizzati per quelle combinazioni dei carichi variabili che siano più gravose per il collasso per spostamento laterale. Inoltre, i telai a nodi spostabili devono anche essere verificati per la condizione a nodi fissi secondo quanto specificato in (b).

(2)

Gli effetti delle imperfezioni laterali iniziali (vedere 5.2.4) - e delle imperfezioni delle membrature, qualora necessario [vedere 5.2.4.2(4)] - devono essere incluse nella analisi globale di tutti i telai.

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5.2.3.2

Sotto-strutture a telaio (1)

Per l'analisi globale la struttura può essere suddivisa in un certo numero di sottostrutture a telaio a condizione che: a) l'interazione strutturale fra le sotto-strutture a telaio sia modellata in modo attendibile; b) la configurazione delle sotto-strutture a telaio sia appropriata per il sistema strutturale usato; c) i possibili effetti sfavorevoli dovuti alla interazione fra le sotto-strutture a telaio siano tenuti in considerazione.

5.2.3.3

5.2.3.4

Rigidezza delle fondazioni (1)

Devono essere tenute in considerazione le caratteristiche di deformazione delle fondazioni alle quali le colonne sono rigidamente collegate e si devono adottare valori appropriati di rigidezza in tutti i metodi di analisi globale diversi dal metodo rigido-plastico.

(2)

Qualora sia effettivamente impiegata una cerniera, la rigidezza rotazionale della fondazione deve essere assunta pari a zero.

(3)

Possono anche essere adottati appropriati valori di rigidezza per rappresentare le caratteristiche di rotazione di basi idealmente incernierate.

Intelaiature semplici (1)

5.2.3.5

Intelaiature continue (1)

5.2.3.6

Metodi adatti alla modellazione di strutture con intelaiature semplici sono riportati nell'appendice H.

Sotto-strutture a telaio idonee per l'analisi globale di telai a nodi rigidi sono riportate nell'appendice H.

Intelaiature semi-continue (1)

Sotto-strutture a telaio idonee possono pure essere utilizzate per l'analisi globale di strutture con intelaiature semi-continue.

5.2.4

Imperfezioni

5.2.4.1

Principi

5.2.4.2

(1)

Margini adeguati devono essere introdotti per tener conto degli effetti delle imperfezioni reali, incluse le sollecitazioni residue e le imperfezioni geometriche quali la mancanza di verticalità, la mancanza di rettilineità, la mancanza di accoppiamento e le inevitabili eccentricità minori presenti nei collegamenti reali.

(2)

Possono essere usate adeguate imperfezioni geometriche equivalenti, i cui valori rispecchino i possibili effetti di tutti i tipi di imperfezioni.

(3)

Gli effetti delle imperfezioni devono essere considerati nei seguenti casi: a) analisi globale; b) analisi dei sistemi di controvento; c) calcolo delle membrature.

Modalità di applicazione (1)

Le imperfezioni devono essere tenute in considerazione nella analisi includendo opportune quantità addizionali, comprendenti le imperfezioni del telaio, le imperfezioni delle membrature e le imperfezioni per l'analisi del sistema controventante.

(2)

Gli effetti delle imperfezioni del telaio forniti in 5.2.4.3 devono essere inclusi nell'analisi globale della struttura. Le forze ed i momenti risultanti vanno utilizzati nel calcolo delle membrature.

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(3)

Gli effetti delle imperfezioni del sistema controventante forniti in 5.2.4.4 devono essere considerati nella analisi del sistema controventante stesso e dei suoi supporti. Le forze risultanti devono essere usate per il calcolo delle membrature.

(4)

Gli effetti delle imperfezioni delle membrature (vedere 5.2.4.5) possono essere trascurati durante lo svolgimento della analisi globale, ad eccezione dei telai a nodi spostabili (vedere 5.2.5.2) nel caso di membrature soggette a forze di compressione, che abbiano collegamenti resistenti a momento e per le quali:

λ > 0,5 [ Af y / N sd ]

0,5

[5.1]

dove:

5.2.4.3

NSd

è il valore di progetto della forza di compressione;

λ

è la snellezza adimensionale nel piano (vedere 5.5.1.2) in assenza di spostamenti laterali, calcolata adottando una lunghezza di libera inflessione pari all'interpiano.

Imperfezioni del telaio (1)

Gli effetti delle imperfezioni devono essere considerati nella analisi del telaio attraverso una imperfezione geometrica equivalente sotto forma di una imperfezione laterale iniziale φ determinata dalla relazione:

φ = kc ks φo

[5.2]

con φo = 1/200

kc = [0,5 + 1/nc]2

con la limitazione kc ≤ 1,0 2

e ks = [0,2 + 1/ns]

con la limitazione ks ≤ 1,0

dove:

nc è il numero delle colonne per piano; ns è il numero dei piani. (2)

Nel computo di nc devono essere incluse solo le colonne soggette ad un carico verticale NSd pari ad almeno il 50% del valore medio di carico verticale per colonna nel piano considerato.

(3)

In nc devono essere considerate solo le colonne che si estendono attraverso tutti i piani inclusi in ns. Nella determinazione di ns devono essere conteggiati solo quei livelli di impalcato o di copertura che sono collegati a tutte le colonne incluse in nc. Qualora più di una combinazione di nc ed ns soddisfi queste condizioni, una qualsiasi di queste combinazioni può essere adottata in sicurezza.

Nota

(4)

Queste imperfezioni laterali iniziali si applicano in tutte le direzioni orizzontali, ma necessitano di essere considerate in una direzione alla volta.

(5)

Devono pure essere considerati i possibili effetti torsionali sulla struttura prodotti da spostamenti laterali non simmetrici, su due facce opposte.

(6)

Qualora risulti più conveniente, l'imperfezione laterale iniziale può essere sostituita con un sistema equilibrato di forze orizzontali equivalenti: vedere figura 5.2.3.

(7)

Nei telai per edifici a travi e colonne si raccomanda di applicare queste forze orizzontali equivalenti a ciascun livello di impalcato o di copertura e di definirle come proporzionali ai carichi verticali applicati alla struttura a quel livello, come mostrato nella figura 5.2.4.

(8)

Si raccomanda di determinare le reazioni orizzontali a ciascun appoggio usando l'imperfezione laterale iniziale e non le forze orizzontali equivalenti. In assenza di carichi orizzontali effettivi la reazione orizzontale netta è zero.

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5.2.4.4

figura

5.2.3

Sostituzione delle imperfezioni laterali iniziali con forze orizzontali equivalenti

figura

5.2.4

Forze orizzontali equivalenti

Imperfezioni per l'analisi dei sistemi di controvento (1)

Nel calcolo dei sistemi di controvento, ai quali è richiesto di assicurare la stabilità laterale fra le estremità delle travi o delle membrature compresse, devono essere tenuti in considerazione gli effetti delle imperfezioni attraverso una imperfezione geometrica equivalente delle membrature da vincolare, sotto forma di una imperfezione di freccia iniziale:

eo = kr L / 500

[5.3]

dove:

L

è la luce del sistema di controvento;

kr = [0,2 + 1/nr]2 con la limitazione kr ≤ 1,0 nel quale nr è il numero delle membrature da vincolare. (2)

Per comodità, l'imperfezione di freccia iniziale delle membrature da vincolare attraverso un sistema di controvento può essere sostituita dalla forza stabilizzante equivalente mostrata nella figura 5.2.5.

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(3)

Qualora il sistema di controvento sia impiegato per stabilizzare una trave, si raccomanda di ricavare la forza N nella figura 5.2.5 tramite la formula: N = M /h

[5.4]

dove: M è il momento massimo della trave; h

5.2.4.5

è l'altezza totale della trave.

(4)

In corrispondenza dei punti dove le travi o le membrature compresse sono discontinue, si deve anche verificare che il sistema di controvento sia in grado di resistere ad una forza locale addizionale pari a krN / 100 applicata ad esso attraverso ciascuna trave o membratura compressa e di trasmettere questa forza ai punti adiacenti ai quali la trave o la membratura compressa è vincolata (vedere figura 5.2.6).

(5)

Nella verifica per questa forza locale devono essere inoltre incluse le eventuali forze esterne agenti sul sistema di controvento, ma possono essere omesse le forze derivanti dalla imperfezione indicata in (1).

Imperfezioni delle membrature (1)

Normalmente gli effetti delle imperfezioni sul calcolo delle membrature devono essere incorporati usando le equazioni di instabilità indicate in questo Eurocodice.

(2)

In alternativa, per una membratura compressa, l'imperfezione di freccia iniziale specificata in 5.5.1.3 può essere inclusa in una analisi del secondo ordine della membratura.

(3)

Qualora sia necessario (in accordo con 5.2.4.2) tener conto delle imperfezioni delle membrature nella analisi globale, si devono includere le imperfezioni specificate in 5.5.1.3 e si deve svolgere una analisi globale del secondo ordine.

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figura

5.2.5

Forza stabilizzante equivalente

La forza N è assunta uniforme all'interno della L del sistema di controvento. Qualora la forza non sia uniforme questa è una ipotesi lievemente conservativa. Per una membratura con vincolo semplice:

L δ q ≤ --------------2 500

N q = ---------50 L

purchè

dove: δq è lo spostamento nel piano del sistema di controvento dovuto a q più eventuali carichi esterni.

L Se δ q > --------------2 500

si ha

N q = ---------- [ 1 + α ] 60 L

dove: α = 500 δq /L con la limitazione α ≥ 0,2 Per membrature aventi vincoli multipli:

N ----------- [ k r + 0,2 ] q≤∑ 60 L L Se δ q > --------------2 500

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purchè si ha

L δ q ≤ --------------2 500

N ----------- [ k r + α ] q = ∑ 60 L

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figura

5.2.6

Forze nel controvento in corrispondenza di discontinuità dell'elemento compresso

φ = kr φ0

φ0 = 1/200

2φN = kr N / 100

5.2.5

Stabilità agli spostamenti laterali

5.2.5.1

Rigidezza agli spostamenti laterali (1)

(2)

5.2.5.2

Tutte le strutture devono avere una sufficiente rigidezza per limitare gli spostamenti laterali. Ciò può essere assicurato mediante: a) la rigidezza agli spostamenti laterali dei sistemi di controvento, che possono essere: - telai a maglie triangolari; - telai con giunzioni rigide; - pareti di taglio, nuclei e simili; b) la rigidezza agli spostamenti laterali dei telai che può essere fornita attraverso uno o più dei seguenti metodi: - triangolazione; - rigidezza dei collegamenti; - colonne a mensola. Possono essere usati collegamenti semirigidi, purché si possa dimostrare che essi forniscano una rigidezza rotazionale sufficientemente affidabile (vedere 6.9.4) per soddisfare alle condizioni per la stabilità di telai nel modo a nodi spostabili, vedere 5.2.6.

Classificazione dei telai come telai a nodi spostabili e a nodi fissi (1)

Un telaio può essere classificato a nodi fissi se la sua risposta a forze orizzontali nel piano è sufficientemente rigida da poter trascurare, con accettabile approssimazione, le forze o i momenti addizionali interni provenienti dagli spostamenti orizzontali dei suoi nodi. (2) Ogni altro telaio deve essere trattato come telaio a nodi spostabili e gli effetti degli spostamenti orizzontali dei suoi nodi devono essere considerati nel suo progetto (vedere 5.2.1.2). (3) Un telaio può essere considerato quale telaio a nodi fissi, per una certa condizione di carico, se il rapporto rispetto al carico critico VSd/ V cr per quella condizione di carico soddisfa il criterio: VSd/ V cr ≤ 0,1 [5.5]

dove: VSd è il valore di progetto del carico verticale totale; Vcr è il suo valore critico elastico di collasso per spostamento laterale.

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(4)

I telai piani a travi e colonne nelle strutture di edifici con travi che collegano ciascuna colonna a ciascun livello di impalcato (vedere figura 5.2.7) possono essere considerati come telai a nodi fissi per una data condizione di carico se è soddisfatto il criterio indicato qui di seguito. Quando viene usata la teoria del primo ordine, gli spostamenti orizzontali in ciascun piano dovuti ai carichi di progetto orizzontali e verticali applicati, più l'imperfezione laterale iniziale (vedere 5.2.4.3) applicata sotto forma di forze orizzontali equivalenti, si raccomanda che soddisfino la condizione:  --δ-  V ---- ≤ 0,1  h  H 

(5) figura

5.2.5.3

5.2.7

[5.6]

dove: δ è lo spostamento orizzontale alla sommità del piano rispetto alla parte inferiore del piano; h è l'altezza del piano; H è la reazione orizzontale totale in corrispondenza della parte inferiore del piano; V è la reazione verticale totale in corrispondenza della parte inferiore del piano. Per i telai a nodi spostabili si raccomanda che siano soddisfatti anche i requisiti per la stabilità del telaio indicati in 5.2.6.

Telaio di edificio con travi che collegano ciascuna colonna a ciascun livello di impalcato

Classificazione dei telai come controventati e non controventati (1)

(2) (3) (4)

(5)

(6)

Un telaio può essere classificato come controventato se la sua resistenza agli spostamenti laterali è fornita da un sistema di controvento con una risposta ai carichi orizzontali nel piano che sia sufficientemente rigida da assumere, con accettabile precisione, che tutti i carichi orizzontali sono assorbiti dal sistema di controvento. Un telaio in acciaio può essere trattato come controventato se il sistema di controvento riduce i suoi spostamenti orizzontali di almeno 80%. Un telaio controventato può essere considerato come un telaio a nodi fissi. Gli effetti delle imperfezioni laterali iniziali (vedere 5.2.4.3) nel telaio controventato devono essere presi in considerazione nel calcolo del sistema di controvento. Le imperfezioni laterali iniziali (o le forze orizzontali equivalenti: vedere 5.2.4.3), più eventuali forze orizzontali applicate al telaio controventato, possono essere considerate quale agenti solo sul sistema di controvento. Si raccomanda di progettare il sistema di controvento perché esso resista: - a qualunque carico orizzontale applicato ai telai che esso controventa; - a qualunque carico orizzontale o verticale applicato direttamente al sistema di controvento; - agli effetti delle imperfezioni laterali iniziali (o alle forze orizzontali equivalenti) derivanti dallo stesso sistema di controvento e da tutti i telai che esso controventa.

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(7) (8)

(9)

Quando il sistema di controvento è un telaio o una sotto-struttura a telaio, esso stesso può essere un telaio a nodi spostabili o a nodi fissi (vedere 5.2.5.2). Quando si applica il criterio indicato in 5.2.5.2(3) ad un telaio o sotto-struttura a telaio agente come sistema di controvento, deve essere pure incluso il carico verticale totale agente su tutti i telai che esso controventa. Quando si applica il criterio indicato in 5.2.5.2(4) ad un telaio o sotto-struttura a telaio agente come sistema di controvento, deve essere pure incluso il carico orizzontale e verticale totale agente su tutti i telai che esso controventa, insieme all'imperfezione laterale iniziale applicata sotto forma di forze orizzontali equivalenti.

5.2.6

Stabilità del telaio

5.2.6.1

Generalità

5.2.6.2

(1)

Tutti i telai devono avere una adeguata resistenza al collasso per spostamenti laterali. Non è tuttavia richiesta alcuna ulteriore verifica agli spostamenti laterali quando sia stato dimostrato che il telaio è a nodi fissi: vedere 5.2.5.2.

(2)

Per tutti i telai, compresi quelli a nodi spostabili, deve essere inoltre verificato che dispongano di una adeguata resistenza al collasso in assenza di spostamenti laterali.

(3)

Si raccomanda che nella verifica si consideri l'eventualità di meccanismi di collasso di interpiano.

(4)

I telai con coperture a falda non triangolarizzate devono inoltre essere verificati per instabilità di tipo "snap through".

(5)

L'utilizzo della analisi rigido-plastica che prevede la formazione delle cerniere plastiche nelle colonne va limitato ai casi in cui possa essere dimostrato che le colonne sono in grado di formare cerniere con capacità rotazionale sufficiente: vedere 5.2.7.

Analisi elastica di telai a nodi spostabili (1)

Qualora si usi l'analisi elastica globale, si devono includere gli effetti del secondo ordine, direttamente, usando l'analisi elastica del secondo ordine, oppure indirettamente attraverso una delle seguenti alternative: (a) mediante l'analisi elastica del primo ordine con amplificazione dei momenti prodotti dagli spostamenti laterali; (b) mediante l'analisi elastica del primo ordine con lunghezze di libera inflessione che tengano conto degli spostamenti laterali.

(2)

Quando si impiega l'analisi globale elastica del secondo ordine, per il progetto delle membrature si possono usare le lunghezze di libera inflessione nel piano in assenza di spostamenti laterali.

(3)

Con il metodo della amplificazione dei momenti prodotti dagli spostamenti laterali, i momenti prodotti dagli spostamenti laterali ricavati da una analisi elastica del primo ordine si raccomanda che siano incrementati moltiplicandoli per il rapporto: 1 -----------------------------1 – V Sd / V cr

(4)

(5)

(6)

[5.7]

dove: VSd è il valore di progetto del carico verticale totale; Vcr è il valore critico elastico di collasso per spostamenti laterali. Si raccomanda di non utilizzare il metodo dell'amplificazione dei momenti prodotti dagli spostamenti laterali qualora il rapporto rispetto al carico critico VSd/ V cr sia maggiore di 0,25. I momenti prodotti dagli spostamenti laterali sono quelli associati con la traslazione orizzontale della sommità del piano in rapporto alla parte inferiore di quel piano. Essi sono generati dai carichi orizzontali e possono pure essere causati dai carichi verticali qualora la struttura oppure i carichi siano asimmetrici. In alternativa alla determinazione diretta di VSd/ V cr, nel caso di telai a travi e colonne, come descritto in 5.2.5.2(4), si può usare la seguente approssimazione:

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V Sd δ V ---------- =  ---  ----  h  H  V cr

[5.8]

dove: δ, h, H e V

5.2.6.3

sono definiti in 5.2.5.2(4).

(7)

Quando si usa il metodo dell'amplificazione dei momenti prodotti dagli spostamenti laterali, si raccomanda di usare per il calcolo delle membrature le lunghezze di libera inflessione nel piano in assenza di spostamenti laterali.

(8)

Qualora per il calcolo delle colonne si usi l'analisi elastica del primo ordine con lunghezze di libera inflessione nel piano calcolate tenendo conto degli spostamenti laterali, i momenti prodotti dagli spostamenti laterali nelle travi e nei collegamenti trave-colonna si raccomanda che siano amplificati almeno di 1,2 salvo che sia dimostrata l'idoneità di un valore inferiore attraverso una adeguata analisi.

Analisi plastica di telai a nodi spostabili (1)

Quando si impiega una analisi plastica globale, si devono tenere in debito conto gli effetti del secondo ordine per gli spostamenti laterali.

(2)

Ciò dovrebbe essere generalmente fatto direttamente usando l'analisi elastico-plastica del secondo ordine: vedere 5.2.1.4.

(3)

Comunque, in alternativa, nei seguenti casi può essere impiegata - come indicato al successivo (4) - l'analisi rigido-plastica tenendo indirettamente in conto gli effetti del secondo ordine. (a) Telai alti uno o due piani, nei quali: -

non si hanno cerniere plastiche localizzate nelle colonne;

-

le colonne soddisfano quanto indicato in 5.2.7.

(b) Telai con basi incastrate, nei quali il collasso per spostamenti laterali implica la presenza di cerniere plastiche nelle colonne solo in corrispondenza della base incastrata (vedere figura 5.2.8) ed il progetto è basato su un meccanismo incompleto nel quale le colonne sono calcolate per rimanere elastiche per il momento di cerniera plastica calcolato.

figura

5.2.8

(4)

Nei casi indicati in (3) VSd/ V cr non deve superare 0,20 e tutte le sollecitazioni ed i momenti devono essere amplificati attraverso il rapporto indicato in 5.2.6.2(3).

(5)

Si raccomanda di effettuare il calcolo delle membrature usando le lunghezze di libera inflessione nel piano in assenza di spostamenti laterali. Si raccomanda di tenere in debito conto gli effetti delle cerniere plastiche.

Meccanismo con spostamenti laterali che implica la presenza di cerniere plastiche nelle colonne solo in corrispondenza delle basi

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5.2.7

Requisiti delle colonne per l'analisi plastica (1)

Nei telai è necessario assicurare che, qualora sia richiesta la formazione di cerniere plastiche in membrature che sono pure soggette a compressione, sia disponibile una adeguata capacità rotazionale.

(2)

Si può ritenere che questo criterio sia soddisfatto quando è impiegata una analisi elastico-plastica globale, a condizione che le sezioni trasversali soddisfino i requisiti indicati in 5.3.3.

(3)

Quando si ha la presenza di cerniere plastiche nelle colonne di telai progettati mediante l'analisi del primo ordine rigido-plastica, si raccomanda che le colonne soddisfino quanto segue: -

nei telai controventati λ ≤ 0,40 [Afy / NSd]0,5

-

[5.9]

nei telai non controventati λ ≤ 0,32 [Afy / NSd]0,5

[5.10]

dove: λ

è la snellezza nel piano, definita in 5.5.1.2, basata sulla lunghezza di sistema.

(4)

Nei telai progettati mediante l'analisi globale rigido-plastica, per le colonne sedi di cerniere plastiche si raccomanda inoltre di verificare la resistenza alla instabilità nel piano utilizzando lunghezze di libera inflessione uguali alle loro lunghezze di sistema.

(5)

Ad eccezione del metodo indicato in 5.2.6.3(3) (b), si raccomanda di non usare l'analisi globale rigido-plastica del primo ordine per telai non controventati aventi più di due piani.

5.3

Classificazione delle sezioni trasversali

5.3.1

Principi

5.3.2

(1)

Quando si adotti l'analisi plastica globale, le membrature devono essere in grado di formare cerniere plastiche aventi sufficiente capacità rotazionale per permettere che avvenga la ridistribuzione dei momenti flettenti richiesta.

(2)

Qualora sia impiegata l'analisi globale elastica, qualunque classe di sezione trasversale può essere adottata per le membrature a condizione che il calcolo delle membrature tenga in considerazione le possibili limitazioni alla resistenza delle sezioni trasversali a causa dell'imbozzamento locale.

Classificazione (1)

Si definiscono le 4 seguenti classi di sezioni trasversali: -

Classe 1: sono quelle sezioni trasversali in grado di sviluppare una cerniera plastica avente la capacità rotazionale richiesta per l'analisi plastica.

-

Classe 2: sono quelle sezioni trasversali in grado di sviluppare il proprio momento resistente plastico, ma che hanno una capacità rotazionale limitata.

-

Classe 3: sono quelle sezioni trasversali nelle quali le tensioni calcolate nelle fibre esterne compresse della membratura di acciaio possono raggiungere la resistenza allo snervamento, ma l'instabilità locale può impedire lo sviluppo del momento resistente plastico.

-

Classe 4: sono quelle sezioni trasversali per le quali è necessario mettere esplicitamente in conto gli effetti dell'instabilità locale nel determinare il loro momento resistente o la loro resistenza a compressione.

(2)

Per le sezioni trasversali della classe 4 possono essere usate le larghezze efficaci per tenere in debito conto la riduzione di resistenza dovuta agli effetti dell'instabilità locale: vedere 5.3.5.

(3)

La classificazione di una sezione trasversale dipende dai rapporti dimensionali di ciascuno dei suoi elementi compressi.

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5.3.3

(4)

Gli elementi compressi includono ogni elemento della sezione trasversale che sia totalmente o parzialmente compresso, a causa di una forza assiale o di un momento flettente, per la combinazione di carico considerata.

(5)

I vari elementi compressi in una sezione trasversale (quali anima o ala) possono, in generale, appartenere a classi differenti.

(6)

Una sezione trasversale è normalmente classificata indicando la più alta (meno favorevole) classe dei suoi elementi compressi.

(7)

In alternativa, la classificazione di una sezione trasversale può essere definita indicando entrambe le classificazioni, sia dell'anima che dell'ala.

(8)

Il prospetto 5.3.1 raccomanda i rapporti dimensionali limite per elementi a compressione delle classi 1, 2 e 3. Un elemento che non soddisfi ai limiti per la classe 3 viene considerato di classe 4.

Requisiti delle sezioni trasversali per l'analisi plastica globale (1)

In corrispondenza delle cerniere plastiche, le sezioni trasversali delle membrature contenenti le cerniere plastiche devono avere un asse di simmetria nel piano di carico.

(2)

In corrispondenza delle cerniere plastiche, le sezioni trasversali delle membrature contenenti le cerniere plastiche devono avere capacità rotazionale sufficiente per consentire che si sviluppino le richieste rotazioni delle cerniere plastiche.

(3)

Per soddisfare i requisiti precedentemente menzionati si raccomanda di verificare le rotazioni richieste attraverso una analisi delle rotazioni.

(4)

Per le strutture degli edifici nei quali le rotazioni richieste non sono calcolate, tutte le membrature contenenti cerniere plastiche devono avere sezioni trasversali in corrispondenza della cerniera plastica che soddisfino i limiti di rapporti dimensionali per le sezioni trasversali della classe 1 indicati nel prospetto 5.3.1.

(5)

Qualora le sezioni trasversali delle membrature siano variabili lungo il loro sviluppo, si raccomanda di soddisfare i seguenti criteri addizionali. (a) Lateralmente ai punti in cui si hanno cerniere plastiche, lo spessore dell'anima non deve essere ridotto per una distanza lungo la trave - rispetto alla posizione della cerniera plastica - di almeno 2d, dove d è l'altezza netta dell'anima in corrispondenza della cerniera plastica. (b) Lateralmente ai punti in cui si hanno cerniere plastiche, l'ala compressa deve essere di classe 1 per una distanza lungo la trave - rispetto alla posizione della cerniera plastica - non inferiore al valore maggiore fra: -

2d, dove per d vale la definizione data in (a);

-

la distanza fino al punto nel quale il momento nella trave è ridotto a 0,8 volte il momento resistente plastico del punto in esame.

(c) Altrove l'ala compressa deve essere di classe 1 o classe 2 e l'anima deve essere di classe 1, classe 2 o classe 3.

5.3.4

Requisiti per le sezioni trasversali quando si usa l'analisi globale elastica (1)

Quando si usa l'analisi globale elastica, lo scopo della classificazione delle sezioni trasversali è quello di identificare se la resistenza di una sezione trasversale sia limitata dalla sua resistenza all'instabilità locale.

(2)

Quando tutti gli elementi compressi di una sezione trasversale soddisfino i limiti assegnati nel prospetto 5.3.1 per le sezioni trasversali della classe 2, la sezione trasversale può essere considerata in grado di sviluppare interamente il suo momento resistente plastico.

(3)

Quando tutti gli elementi compressi di una sezione trasversale soddisfino i limiti indicati nel prospetto 5.3.1 per le sezioni trasversali della classe 3, la sua resistenza può essere basata, in ipotesi conservativa, su una distribuzione elastica delle tensioni nella sezione trasversale, limitata alla resistenza allo snervamento nelle fibre estreme.

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(4)

(5)

(6)

prospetto 5.3.1

Qualora lo snervamento avvenga inizialmente dal lato teso rispetto all'asse neutro, le riserve plastiche della zona tesa possono essere utilizzate nel determinare la resistenza di una sezione trasversale di classe 3, usando il metodo descritto nella ENV 1993-1-3 (Eurocodice 3: Parte 1-3)*). La resistenza di una sezione trasversale avente l'ala compressa di classe 2 ma l'anima di classe 3 può essere determinata, in alternativa, trattando l'anima come un'anima efficace di classe 2 con l'area efficace ridotta, usando il metodo fornito nella ENV 1994-1-1 (Eurocodice 4: parte 1-1)*). Quando uno qualsiasi degli elementi compressi di una sezione trasversale è di classe 4 la sezione trasversale va classificata come di classe 4, vedere 5.3.5.

Rapporti massimi larghezza-spessore per elementi compressi (foglio 1)

(a) Anima (elementi interni perpendicolari all'asse di flessione):

d = h - 3t [t = tf = tw) Classe

Anima soggetta a flessione

Anima soggetta a compressione

Anima soggetta a flessione e compressione

Distribuzione tensioni negli elementi (compressione positiva)

d /tw ≤ 72ε

1

d /tw ≤ 83ε

2

d /tw ≤ 33ε

Quando α > 0,5: d /tw ≤ 396ε/(13α-1) Quando α < 0,5: d /tw ≤ 36ε/α

d /tw ≤ 38ε

Quando α > 0,5: d /tw ≤ 456ε/(13α-1) Quando α < 0,5: d /tw ≤ 41,5ε/α

d /tw < 42ε

Quando ψ > -1: d /tw ≤ 42ε/(0,67+0,33ψ ) Quando ψ ≤ -1: d /tw ≤ 62ε (1-ψ) ( – ψ )

Distribuzione tensioni negli elementi (compressione positiva)

d /tw ≤ 124ε

3

ε=

235 l f y *)

fy

235

275

355

ε

1

0,92

0,81

In preparazione.

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prospetto 5.3.1

Rapporti massimi larghezza-spessore per elementi compressi (foglio 2)

(b) Elementi a piattabanda interni (elementi interni paralleli all'asse di flessione):

Classe

Tipo

Sezione in flessione

Sezione in compressione

Distribuzione delle tensioni nell'elemento ed attraverso la sezione (compressione positiva)

1

Sezioni cave laminate Altre

(b - 3 t f ) /t f ≤ 33ε b / t f ≤ 33ε

(b - 3 t f ) / t f ≤ 42ε b / t f ≤ 42ε

2

Sezioni cave laminate Altre

(b - 3 t f ) / t f ≤ 38ε b / t f ≤ 38ε

(b - 3 t f ) / t f ≤ 42ε b / t f ≤ 42ε

(b - 3 t f ) / t f ≤ 42ε b / t f ≤ 42ε

(b - 3 t f ) / t f ≤ 42ε b / t f ≤ 42ε

Distribuzione delle tensioni nell'elemento ed attraverso la sezione (compressione positiva)

3

ε=

Sezioni cave laminate Altre

235 l f y

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fy

235

275

355

ε

1

0,92

0,81

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prospetto 5.3.1

Rapporti massimi larghezza-spessore per elementi compressi (foglio 3)

c) Ali sporgenti:

Sezioni laminate Classe

Tipo della sezione

Sezioni saldate

Ala soggetta a compressione

Ala soggetta a compressione e flessione Bordo compresso

Bordo teso

Distribuzione delle tensioni nell'elemento (compressione positiva)

1

Laminata

c / t f ≤ 10ε

10 ε c / t f ≤ ------α 9ε c / t f ≤ ----α

c / t f ≤ 9ε Saldata 2

Laminata

10 ε c / t f ≤ ----------α α

c / t f ≤ 11ε

9ε c / t f ≤ ----------α α

11 ε c / t f ≤ ------α

11 ε c / t f ≤ ----------α α

10 ε c / t f ≤ ------α

c / t f ≤ 10ε Saldata

10 ε c / t f ≤ ----------α α

Distribuzione delle tensioni nell'elemento (compressione positiva)

3

Laminata

c / t f ≤ 15ε

c / t f ≤ 23ε

kσ

Saldata

c / t f ≤ 14ε

c / t f ≤ 21ε

kσ

Per kσ vedere il prospetto 5.3.3

ε=

235 l f y

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fy

235

275

355

ε

1

0,92

0,81

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prospetto 5.3.1

Rapporti massimi larghezza-spessore per elementi compressi (foglio 4)

(d) Angolari: Riferirsi anche a (c) "Ali sporgenti" (vedere foglio 3)

(Non applicabile ad angolari in contatto, con continuità con altri componenti)

Classe

Sezione in compressione

Distribuzione delle tensioni nella sezione (compressione positiva)

h --- ≤ 15 ε t

3

b+h -------------- ≤ 11,5 ε 2t

:

(e) Sezioni tubolari:

ε=

5.3.5

Classe

Sezione in flessione e/o compressione

1

d /t ≤ 50 ε2

2

d /t ≤ 70 ε2

3

d /t ≤ 90 ε2

235 l f y

fy

235

275

355

ε

1

0,92

0,81

ε

1

0,85

0,66

2

Proprietà efficaci delle sezioni trasversali per sezioni trasversali di classe 4 (1)

Le proprietà efficaci delle sezioni trasversali per le sezioni trasversali di classe 4 devono essere basate sulle larghezze efficaci degli elementi compressi: vedere 5.3.5(2).

(2)

Si raccomanda di calcolare le larghezze efficaci degli elementi piatti compressi usando il prospetto 5.3.2 per gli elementi interni e il prospetto 5.3.3 per gli elementi esterni.

(3)

Il fattore di riduzione ρ può essere ottenuto, in modo approssimato, come di seguito indicato: -

quando λ p ≤ 0,673: ρ = 1

-

quando λ p > 0,673: ρ = ( λ p - 0,22) / λ p

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2

[5.11]

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dove: λ p è la snellezza del pannello data dalla formula: λ p = [fy/σcr]0,5 = ( b /t)/(28,4 ε

kσ )

nella quale: t

è lo spessore pertinente;

σcr

è la tensione critica di instabilità del pannello;

kσ

è il coefficiente di imbozzamento corrispondente al rapporto ψ fra le tensioni ricavato dal prospetto 5.3.2 o dal prospetto 5.3.3 come opportuno;

e b è la larghezza pertinente (vedere il prospetto 5.3.1) ricavata come segue: b =d

per le anime;

b =b

per gli elementi a piattabanda interni (eccetto RHS);

b = b - 3t

per anime di RHS;

b =c

per ali sporgenti;

b = (b + h)/2

per angolari a lati uguali;

b = h oppure (b + h)/2 per angolari a lati disuguali. (4)

Per determinare le larghezze efficaci degli elementi di piattabanda, il rapporto ψ fra le tensioni usato nel prospetto 5.3.2 o nel prospetto 5.3.3 può essere ricavato in base alle proprietà della sezione trasversale lorda.

(5)

Per determinare la larghezza efficace di un'anima, il rapporto ψ fra le tensioni usato nel prospetto 5.3.2 può essere ottenuto usando l'area efficace dell'ala compressa escludendo l'area lorda dell'anima.

(6)

In generale l'asse neutro della sezione trasversale efficace traslerà di una quantità e rispetto alla posizione dell'asse neutro della sezione lorda (vedere figure 5.3.1 e 5.3.2). Si raccomanda di tenere ciò in considerazione nel calcolo delle proprietà della sezione trasversale efficace.

(7)

Qualora la sezione trasversale sia soggetta ad una forza assiale, si raccomanda di usare il metodo indicato in 5.4.8.3 per tenere in considerazione il momento addizionale ∆M fornito da: ∆M = N eN

[5.12]

dove: eN è lo spostamento dell'asse neutro quando la sezione trasversale efficace è soggetta ad una compressione uniforme (vedere figura 5.3.1); N ha segno positivo per la compressione.

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prospetto 5.3.2

Elementi compressi interni Larghezza efficace beff

Distribuzione delle tensioni (compressione positiva)

ψ = +1: beff = ρ b be1 = 0,5 beff be2 = 0,5 beff

1 > ψ ≥ 0:

beff = ρ b 2 b eff be1 = --------------5–ψ be2 = beff - be1

ψ < 0: beff = ρbc = ρ b /(1 - ψ ) be1 = 0,4 beff be2 = 0,6 beff

ψ = σ 2/σ1 Coefficiente di imbozzamento kσ

+1 4,0

1>ψ>0 8,2 -----------------------1,05 + ψ

0

0 > ψ > -1

7,81

7,81 - 6,29 ψ + 9,78 ψ

2

-1

-1 > ψ > -2

23,9

5,98 (1-ψ )2

In alternativa, per 1 ≥ ψ ≥ -1: 16 k σ = --------------------------------------------------------------------------------------------------------------2 2 0,5 [ ( 1 + ψ ) + 0,112 ( 1 – ψ ) ] + ( 1 + ψ )

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prospetto 5.3.3

Elementi compressi sporgenti Larghezza efficace beff

Distribuzione delle tensioni (compressione positiva)

1 > ψ ≥ 0:

beff = ρc

ψ < 0: beff = ρbc = ρc/(1 - ψ )

ψ = σ2/σ1 Coefficiente di imbozzamento kσ

+1

0

-1

+1 ≥ ψ ≥ -1

0,43

0,57

0,85

0,57-0,21ψ+0,07ψ 2 1 > ψ ≥ 0: beff = ρc

ψ < 0: beff = ρbc = ρc/(1 - ψ )

ψ = σ2 / σ1 Coefficiente di imbozzamento kσ

+1

1>ψ>0

0

0 > ψ > -1

-1

0,43

0,578 -----------------------ψ + 0,34

1,70

1,7-5ψ + 17,1ψ 2

23,8

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figura

5.3.1

Sezioni trasversali di classe 4 - forza assiale

figura

5.3.2

Sezioni trasversali di classe 4 - momento flettente

(8)

Ad eccezione di quanto indicato in (9), per maggiore economia la snellezza del pannello λ p di un elemento può essere determinata usando la tensione di compressione massima σcom.Ed calcolata in quell'elemento anziché la resistenza allo snervamento fy, a condizione che questa sollecitazione σcom.Ed sia basata sulle larghezze efficaci beff di tutti gli elementi compressi. Questa procedura richiede generalmente un calcolo iterativo nel quale ψ è determinato nuovamente ad ogni ciclo dalle tensioni calcolate sulla sezione trasversale efficace definita alla fine del ciclo precedente, includendo le tensioni derivanti dal momento addizionale ∆M.

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(9)

Quando si verifica la resistenza all'instabilità di una membratura usando le indicazioni fornite in 5.5, i valori di Aeff, eN e Weff devono essere calcolati utilizzando valori della snellezza del pannello λ p di un elemento basati sulla sua resistenza allo snervamento fy.

5.3.6

Effetti delle forze trasversali sulle anime (1)

Nel progetto si devono tenere in considerazione gli effetti delle tensioni trasversali significative di compressione sulla resistenza all'instabilità locale dell'anima. Tali tensioni possono generarsi da forze trasversali su una membratura e sulle intersezioni di diverse membrature.

(2)

La presenza di significative tensioni trasversali di compressione può effettivamente ridurre i valori massimi del rapporto ala/spessore d / t w per le anime di classe 1, classe 2 e classe 3 al di sotto dei valori indicati nel prospetto 5.3.1, in funzione della spaziatura degli eventuali irrigidimenti dell'anima.

(3)

Si raccomanda di usare un metodo di verifica di validità riconosciuta. Si può fare riferimento alle regole applicative per le piastre irrigidite fornite nella ENV 1993-2 (Eurocodice 3: parte 2)*).

5.4

Resistenza delle sezioni trasversali

5.4.1

Generalità (1)

La presente prescrizione riguarda la resistenza delle sezioni trasversali delle membrature, la quale può essere limitata da: -

la resistenza plastica della sezione lorda;

-

la resistenza della sezione netta in corrispondenza dei fori per dispositivi di giunzione;

-

gli effetti di diffusione per taglio del carico ("shear lag effects");

-

la resistenza all'instabilità locale;

-

la resistenza all'instabilità per taglio.

(2)

La resistenza plastica di una sezione trasversale può essere verificata attraverso la ricerca di una distribuzione di tensioni che equilibri le forze ed i momenti interni senza superare la resistenza allo snervamento, a condizione che questa distribuzione tensionale sia possibile considerando le deformazioni plastiche associate.

(3)

Oltre ai requisiti indicati in questo punto, deve essere verificata anche la resistenza all'instabilità della membratura (vedere 5.5).

(4)

Qualora applicabile, si raccomanda di verificare anche la stabilità del telaio (vedere 5.2.1.2 e 5.2.6).

5.4.2

Proprietà delle sezioni

5.4.2.1

Proprietà delle sezioni lorde (1)

5.4.2.2

Le proprietà delle sezioni lorde devono essere determinate usando le dimensioni specificate. Nel calcolo delle proprietà delle sezioni lorde non è necessario detrarre i fori per i dispositivi di giunzione, ma si devono tenere in debito conto aperture di dimensioni maggiori. I materiali dei coprigiunti e calastrelli non devono essere inclusi.

Area netta (1)

*)

L'area netta di una sezione trasversale o sezione di un elemento deve essere valutata pari alla sua area lorda meno le opportune deduzioni per tutti i fori e le altre aperture.

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(2)

Nel calcolo delle proprietà geometriche delle sezioni nette la deduzione per il singolo foro di un dispositivo di giunzione corrisponderà all'area della sezione trasversale lorda del foro nel piano del suo asse. Per i fori per i bulloni a testa svasata deve essere opportunamente tenuta in conto la porzione svasata.

(3)

Purché i fori per i dispositivi di giunzione non siano disposti in modo sfalsato, l'area totale da dedurre per i fori dei dispositivi di giunzione è pari alla massima somma delle aree delle sezioni dei fori in qualunque sezione trasversale perpendicolare all'asse della membratura.

(4)

Qualora i fori per i dispositivi di giunzione siano disposti in modo sfalsato, l'area totale da dedurre per i fori dei dispositivi di giunzione è pari al valore maggiore fra: a) la deduzione per i fori non sfalsati indicata in (3); b) la somma delle aree delle sezioni di tutti i fori in qualsiasi diagonale o linea a zigzag che si estenda progressivamente attraverso la membratura o parte della membratura, meno s 2 t / (4p) per ciascun tratto nella linea dei fori (vedere figura 5.4.1); dove:

(5)

5.4.2.3

s

è il passo dei fori sfalsati, la spaziatura fra i centri di due fori consecutivi nella linea misurata parallelamente all'asse della membratura;

p

è l'interasse fra i centri degli stessi due fori misurato perpendicolarmente all'asse della membratura;

t

è lo spessore.

In un angolare o altra membratura avente i fori in più di un piano, l'interasse p va misurato lungo l'asse dell'elemento, come indicato nella figura 5.4.2.

Effetti di diffusione per taglio del carico ("shear lag effects") (1)

Gli effetti di diffusione per taglio del carico ("shear lag effects") nelle piattabande possono essere trascurati purché: a) per elementi sporgenti:

c ≤ Lo / 20

b) per elementi interni:

b ≤ Lo / 10

dove: Lo è la lunghezza fra i punti di momento nullo;

figura

5.4.1

*)

b

è la larghezza;

c

è la sporgenza.

(2)

Qualora questi limiti vengano superati, si raccomanda di considerare una larghezza efficace dell'ala.

(3)

Il calcolo delle larghezze efficaci delle ali è trattato nella ENV 1993-1-3 (Eurocodice 3: parte 1-3)*) e ENV 1993-2 (Eurocodice 3: parte 2)*).

Fori sfalsati

In preparazione.

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figura

5.4.3

5.4.2

Angolari con fori in entrambe le ali

Trazione (1)

(2)

Per le membrature soggette a trazione assiale il valore di progetto della forza di trazione NSd in corrispondenza di ciascuna sezione trasversale deve soddisfare la relazione: NSd ≤ N t.Rd [5.13] dove: N t.Rd è la resistenza di progetto a trazione della sezione trasversale, pari al valore minore fra: a) la resistenza plastica di progetto della sezione lorda: Npl .Rd = Afy / γ M0 b) la resistenza ultima di progetto della sezione netta in corrispondenza dei fori per i dispositivi di giunzione: Nu.Rd = 0,9 Anet fu / γ M2 Per le giunzioni di categoria C progettate per resistere allo scorrimento allo stato limite ultimo (vedere 6.5.3.1), la resistenza plastica di progetto della sezione netta in corrispondenza dei fori per i dispositivi di giunzione Nnet.Rd non deve essere assunta maggiore di: Nnet.Rd = Anetfy / γ M0 [5.14]

(3)

Per angolari collegati su una sola ala vedere anche 6.5.2.3 e 6.6.10. Si raccomanda di applicare considerazioni simili anche ad altri tipi di sezioni collegate attraverso parti sporgenti, quali le sezioni a T ed i profilati a C. (4) Qualora sia richiesto un comportamento duttile, la resistenza plastica di progetto Npl .Rd deve risultare inferiore alla resistenza ultima di progetto della sezione netta in corrispondenza dei fori per i dispositivi di giunzione Nu.Rd, cioè: Nu.Rd ≥ Npl .Rd [5.15] Ciò sarà soddisfatto se: 0,9 [Anet/ A ] ≥ [fy/fu] [γM2 / γ M0]

5.4.4

Compressione (1)

Per le membrature soggette a compressione assiale il valore di progetto della forza di compressione NSd in corrispondenza di ciascuna sezione trasversale deve soddisfare la relazione: NSd ≤ Nc.Rd [5.16] dove: Nc.Rd è la resistenza di progetto a compressione della sezione trasversale, pari al valore minore fra: a) la resistenza plastica di progetto della sezione lorda: Npl .Rd = Afy / γ M0 b) la resistenza di progetto all'instabilità locale della sezione lorda: No.Rd = Aeff fy / γ M1 dove: Aeff è l'area efficace della sezione trasversale (vedere 5.3.5).

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(2)

La resistenza di progetto a compressione della sezione trasversale Nc.Rd può essere determinata come segue. Sezioni trasversali di classe 1, 2 o 3:

Nc.Rd = Afy / γ M0

Sezioni trasversali di classe 4:

Nc.Rd = Aeff fy / γ M1

(3)

Nel caso di sezioni non simmetriche di classe 4 si raccomanda di usare il metodo indicato in 5.4.8.3 per tener conto del momento addizionale ∆M dovuto alla eccentricità dell'asse neutro della sezione efficace: vedere 5.3.5(7).

(4)

Inoltre va verificata la resistenza della membratura all'instabilità: vedere 5.5.1.

(5)

I fori per i dispositivi di giunzione non devono essere tenuti in conto nelle membrature compresse eccetto che per i fori maggiorati o asolati.

5.4.5

Momento flettente

5.4.5.1

Principi (1)

In assenza di azione tagliante il valore del momento flettente di progetto MSd in corrispondenza di ciascuna sezione trasversale deve soddisfare la relazione:

MSd ≤ Mc.Rd

[5.17]

dove:

Mc.Rd è il momento resistente di progetto della sezione trasversale, pari al valore minore fra: a)

il momento resistente plastico di progetto della sezione lorda:

Mpl .Rd = Wpl fy / γ M0 b)

il momento resistente di progetto all'instabilità locale della sezione lorda:

Mo.Rd = Weff fy / γ M1 dove:

Weff c) (2)

è il modulo di resistenza della sezione efficace (vedere 5.3.5);

il momento resistente ultimo di progetto della sezione netta in corrispondenza dei fori per i dispositivi di giunzione Mu.Rd (vedere 5.4.5.3).

Per le sezioni trasversali di classe 3 il momento resistente di progetto della sezione lorda deve essere assunto pari al momento resistente elastico di progetto dato da:

Mel .Rd = Wel fy/γM0

5.4.5.2

(3)

Per le combinazioni di momento flettente ed azione tagliante si rimanda a 5.4.7.

(4)

Inoltre va verificata la resistenza della membratura alla instabilità flesso-torsionale (vedere 5.5.2).

Flessione attorno ad un asse (1)

5.4.5.3

[5.18]

In assenza di azione tagliante, il momento resistente di progetto di una sezione trasversale senza forature per i dispositivi di giunzione può essere determinato come segue. Sezioni trasversali di classe 1 o 2:

Mc.Rd = Wpl fy / γ M0

Sezioni trasversali di classe 3:

Mc.Rd = Wel fy / γ M0

Sezioni trasversali di classe 4:

Mc.Rd = Weff fy / γ M1

Fori per i dispositivi di giunzione (1)

Non è necessario considerare i fori per i dispositivi di giunzione nell'ala tesa a condizione che per l'ala tesa si abbia: 0,9 [Af.net / Af] ≥ [fy / f u] [γM2 / γ M0]

(2)

[5.19]

Quando Af.net / A f è inferiore a questo limite, si può assumere un'area ridotta dell'ala che soddisfi il limite.

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5.4.5.4

(3)

Non è necessario considerare i fori per i dispositivi di giunzione nella zona tesa dell'anima a condizione che il limite indicato in (1) sia soddisfatto per la zona tesa completa comprendendo sia l'ala tesa che la zona tesa dell'anima.

(4)

Non è necessario considerare i fori per i dispositivi di giunzione nella zona compressa della sezione trasversale ad eccezione dei fori maggiorati o asolati.

Flessione deviata (1)

5.4.6

Per la flessione intorno ad entrambi gli assi va impiegato il metodo fornito in 5.4.8.

Taglio (1)

Il valore di progetto dell'azione tagliante VSd in ogni sezione trasversale deve soddisfare la relazione:

VSd ≤ Vpl.Rd

[5.20]

dove:

Vpl.Rd è la resistenza a taglio plastica di progetto data da: Vpl.Rd = A v (fy/ 3 )/γM0 dove:

Av (2)

è l'area resistente a taglio.

L'area resistente a taglio A v può essere determinata come segue. a) Profilati laminati ad I ed H, carico parallelo all'anima

A-2btf+(tw+2r ) tf

b) Profilati laminati a C, carico parallelo all'anima

A-2btf+(tw+r ) tf

c) Sezioni saldate ad I, H ed a cassone, carico parallelo all'anima

∑ (dtw)

d) Sezioni saldate ad I, H, C ed a cassone, carico parallelo alle ali

A-∑ (dtw)

e) Profilati cavi rettangolari laminati di spessore uniforme:

f)

carico parallelo all'altezza

Ah / (b +h)

carico parallelo alla larghezza

Ab / (b +h)

Sezioni cave circolari e tubi di spessore uniforme

g) Piatti e barre piene

2A / π

A

dove:

A

è l'area della sezione trasversale;

b

è la larghezza totale;

d

è l'altezza dell'anima;

h

è l'altezza totale;

r

è il raggio di raccordo;

tf

è lo spessore dell'ala;

tw è lo spessore dell'anima. (3)

Per gli altri casi si raccomanda di determinare A v in modo analogo.

(4)

Per semplicità il valore di A v di un profilato laminato ad I, H o a C, con carico parallelo all'anima, può essere preso pari a 1,04 htw.

(5)

Nei casi appropriati le formule citate in (2) possono essere applicate ai componenti di una sezione composta.

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Pagina 55

(6) (7)

(8)

(9)

5.4.7

Se lo spessore dell'anima non è costante, si raccomanda di assumere tw pari allo spessore minimo. Deve essere inoltre verificata la resistenza all'instabilità per taglio come specificato in 5.6 quando: - per una anima non irrigidita: d /tw > 69ε - per una anima irrigidita: d /tw > 30ε k τ dove: kτ è il coefficiente di imbozzamento per tensioni tangenziali (vedere 5.6.3); ε = [235/fy]2 (fy in N/mm2). Non è necessario considerare i fori per i dispositivi di giunzione nelle anime a condizione che: Av.net ≥ (fy / f u) Av [5.21] Quando Av.net è inferiore a questo limite, si può assumere una area resistente a taglio efficace Av.net (fu/ f y ). Inoltre deve essere verificato alle estremità della membratura il criterio del meccanismo a taglio tipo "block shear" indicato in 6.5.2.2.

Flessione e taglio (1)

(2)

(3)

Il momento resistente plastico teorico di una sezione trasversale è ridotto per la presenza del taglio. Per valori piccoli dell'azione tagliante questa riduzione è così piccola che essa è controbilanciata dall'incrudimento e può essere trascurata. Tuttavia, quando l'azione tagliante supera metà della resistenza a taglio plastica, si deve tenere in debito conto il suo effetto sul momento resistente plastico. Non è necessaria alcuna riduzione dei momenti resistenti indicati in 5.4.5.2 purché il valore di progetto della forza di taglio VSd non superi il 50% della resistenza a taglio plastica di progetto Vpl.Rd. Qualora VSd ecceda il 50% di Vpl.Rd, si raccomanda di ridurre il momento resistente di progetto della sezione trasversale a MV.Rd, ossia al momento resistente plastico di progetto ridotto che tiene in conto la presenza dell'azione tagliante, ottenuto come segue: a) per sezioni trasversali aventi ali uguali, con flessione intorno all'asse forte: 2

M V.Rd

 ρA  =  W pl – ---------v- f y / y M0 con la limitazione MV.Rd ≤ Mc.Rd 4t w  

[5.22]

dove: ρ = (2VSd / V pl.Rd -1)2 b) negli altri casi: MV.Rd si raccomanda di assumere pari al momento resistente plastico di progetto della sezione trasversale, calcolato adottando una resistenza ridotta (1-ρ)fy per l'area resistente a taglio, ma non oltre il valore Mc.Rd. Questo punto (3) si applica alle sezioni di classe 1, 2, 3 e 4. Devono essere usati valori appropriati di Mc.Rd: vedere 5.4.5.2.

Nota

5.4.8

Flessione e forza assiale

5.4.8.1

Sezioni trasversali di classe 1 e 2 (1)

Per le sezioni trasversali di classe 1 e 2 il criterio da soddisfare in assenza di azione tagliante è: MSd ≤ MN.Rd [5.23] dove:

MN.Rd è il momento resistente plastico di progetto ridotto per la presenza della forza assiale. UNI ENV 1993-1-1:2004

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(2)

Per una piastra senza fori per i bulloni, il momento resistente plastico di progetto ridotto è dato da: MN.Rd = Mpl.Rd [1-(NSd/Npl.Rd)2] ed il criterio diventa:

N sd M Sd --------------- + --------------N pl.Rd M pl.Rd

2

≤1

[5.24]

(3)

Nelle sezioni munite di ali, la riduzione del momento resistente plastico teorico causata dalla presenza di piccole forze assiali è controbilanciata dall'incrudimento e può essere trascurata. Comunque, per la flessione attorno all'asse y-y, si deve tener conto dell'effetto dello sforzo assiale sul momento plastico quando lo sforzo assiale supera metà della resistenza plastica a trazione dell'anima o un quarto della resistenza plastica a trazione della sezione trasversale, considerando la minima delle due. In modo analogo, per la flessione attorno all'asse z-z, si deve tenere conto dell'effetto dello sforzo assiale quando esso supera la resistenza plastica dell'anima.

(4)

Per le sezioni trasversali senza fori per i bulloni, nel caso dei profilati laminati di comune impiego a I o H si possono usare le seguenti approssimazioni: MNy.Rd = Mpl.y.Rd (1-n)/(1-0,5a) con la limitazione MNy.Rd ≤ Mpl.y.Rd [5.25] per n ≤ a: MNz.Rd = Mpl.z.Rd n–a per n > a: MNz.Rd = Mpl.z.Rd 1 – -----------1–a

(5) (6)

2

[5.26]

dove: n = NSd / N pl.Rd a = (A-2b tf)/ A con la limitazione a ≤ 0,5 L'equazione fornita in (4) può essere pure usata per profili saldati ad I o H aventi ali uguali. Le approssimazioni date in (4) possono essere ulteriormente semplificate (per i profilati laminati di comune impiego ad I o H) ottenendo le seguenti equazioni: MNy.Rd = 1,11 Mpl.y.Rd (1-n) con la limitazione MNy.Rd ≤ Mpl.y.Rd [5.27] per n ≤ 0,2: MNz.Rd = Mpl.z.Rd per n > 0,2: MNz.Rd = 1,56 Mpl.z.Rd (1 - n)(n + 0,6)

(7)

[5.28]

Per le sezioni trasversali senza fori per i bulloni, nel caso dei profilati strutturali cavi a sezione rettangolare di uniforme spessore possono essere usate le seguenti approssimazioni: MNy.Rd = Mpl.y.Rd (1-n) / ( 1-0,5aw) con la limitazione MNy.Rd ≤ Mpl.y.Rd [5.29] MNz.Rd = Mpl.z.Rd (1-n) / ( 1-0,5af) con la limitazione MNz.Rd ≤ Mpl.z.Rd

(8)

(9)

[5.30]

dove: aw = (A-2b t ) /A con la limitazione aw ≤ 0,5 af = (A-2h t ) / A Le equazioni indicate in (7) possono essere anche usate per i profilati scatolari saldati aventi ali uguali ed anime uguali, assumendo: aw = (A-2b t f) / A con la limitazione aw ≤ 0,5 af = (A-2h tw) / A con la limitazione af ≤ 0,5 Le approssimazioni indicate in (7) possono essere ulteriormente semplificate per i profilati strutturali cavi a sezione rettangolare di uniforme spessore, come segue: - per una sezione quadrata: MN.Rd = 1,26 Mpl.Rd (1-n) con la limitazione MN.Rd ≤ Mpl.Rd [5.31] -

per una sezione rettangolare: MNy.Rd = 1,33 Mpl.y.Rd (1-n) con la limitazione MNy.Rd ≤ Mpl.y.Rd

[5.32]

MNz.Rd = Mpl.z.Rd (1-n) / ( 0,5+ht / A ) con la limitazione MNz.Rd ≤ Mpl.z.Rd

[5.33]

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(10) Per le sezioni trasversali senza fori per i bulloni, nel caso dei tubi circolari di spessore uniforme può essere impiegata la seguente approssimazione: MN.Rd = 1,04 Mpl.Rd (1-n1,7) con la limitazione MN.Rd ≤ Mpl.Rd

[5.34]

(11) Per la flessione deviata può essere usato il seguente criterio approssimato: M y.Sd ---------------M Ny.Rd

σ

M z.Sd + ----------------M Nz.Rd

β

≤1

[5.35]

dove: α e β sono costanti, le quali possono conservativamente essere assunte di valore unitario, altrimenti come di seguito indicato. -

Per profilati ad I e H: α = 2; β = 5n con la limitazione β ≥ 1

-

Per tubi a sezione circolare: α = 2; β = 2

-

Per profilati cavi a sezione rettangolare: 1,66 α = β = --------------------------2- con la limitazione α = β ≤ 6 1 – 1,13 n

-

Per sezioni rettangolari piene e piastre: α = β = 1,73 + 1,8 n3 Nelle precedenti equazioni n = NSd / N pl.Rd

(12) Quale ulteriore approssimazione conservativa è possibile usare il seguente criterio: N sd M y.Sd M z.Sd -------------- + ------------------ + ------------------≤1 N pl.Rd M pl.y.Rd M pl.z.Rd

5.4.8.2

[5.36]

Sezioni trasversali di classe 3 (1)

In assenza di azione tagliante le sezioni trasversali di classe 3 risulteranno verificate se la massima sollecitazione longitudinale σx.Ed soddisfa il criterio:

σx.Ed ≤ fyd

[5.37]

dove:

fyd = fy /γM0 (2)

Per le sezioni trasversali senza fori per i dispositivi di giunzione, il criterio precedentemente indicato diventa: N Sd M y.Sd M z.Sd ---------- + -------------------- + --------------------≤1 Af yd W el.y f yd W el.z f yd

5.4.8.3

[5.38]

Sezioni trasversali di classe 4 (1)

In assenza di azione tagliante le sezioni trasversali della classe 4 saranno verificate se la massima sollecitazione longitudinale σx.Ed calcolata usando le larghezze efficaci degli elementi compressi [vedere 5.3.2(3)] soddisfa il criterio:

σx.Ed ≤ fyd

[5.39]

dove:

fyd = fy /γM1 (2)

Per le sezioni trasversali senza fori per i dispositivi di giunzione, il criterio precedentemente indicato diventa: N Sd M y.Sd + N Sd e Ny M z.Sd + N Sd e Nz --------------- + ---------------------------------------+ ---------------------------------------- ≤ 1 A eff f yd W eff.y f yd W eff.z f yd

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[5.40]

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dove: Aeff è l'area efficace della sezione trasversale quando essa è soggetta a compressione uniforme; Weff è il modulo di resistenza efficace della sezione trasversale quando essa è soggetta solo al momento intorno all'asse di interesse; eN

5.4.9

5.4.10

è lo spostamento dell'asse neutro di interesse quando la sezione trasversale è soggetta a compressione uniforme, vedere 5.3.5(7).

Flessione, taglio e forza assiale (1)

Quando l'azione tagliante supera metà della resistenza a taglio plastica, nella determinazione del momento resistente plastico ridotto deve essere tenuto in debito conto l'effetto sia dell'azione tagliante che della forza assiale.

(2)

Purché il valore di progetto della forza di taglio VSd non superi il 50% della resistenza a taglio plastica di progetto Vpl.Rd, non è necessaria alcuna riduzione nelle combinazioni di momento e forza assiale che soddisfino i requisiti del criterio indicato in 5.4.8.

(3)

Qualora VSd ecceda il 50% di Vpl.Rd, si raccomanda di calcolare la resistenza di progetto della sezione trasversale alle combinazioni di momento e forza assiale usando una resistenza allo snervamento ridotta (1-ρ)fy per l'area resistente a taglio, dove ρ = (VSd/Vpl.Rd -1)2.

Forze trasversali alle anime (1)

In assenza di azione tagliante, l'anima di una membratura soggetta ad una forza trasversale nel piano dell'anima (vedere figura 5.4.3), in aggiunta a qualsiasi combinazione di momento e forza assiale agenti sulla sezione trasversale, deve soddisfare in tutti i punti il seguente criterio di snervamento:

σ x.Ed -----------f yd

2

σ z.Ed + -----------f yd

2

σ x.Ed – -----------f yd

σ z.Ed ------------ ≤ 1 f yd

[5.41]

dove:

σx.Ed

è il valore di progetto della sollecitazione longitudinale locale dovuta al momento ed alla forza assiale nel punto;

σz.Ed

è il valore di progetto della sollecitazione nello stesso punto dovuta alla forza trasversale;

fyd

= fy/γ M0

Nelle precedenti equazioni σx.Ed e σz.Ed devono essere assunte di segno positivo per la compressione e di segno negativo per la trazione.

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figura

5.4.3

Sollecitazioni nel pannello d'anima dovute a momento flettente, forza assiale e forza trasversale (a) Disposizione

(b) Sollecitazioni nell'elemento E

(c) Sollecitazioni nel pannello ABCD

(d) Sollecitazioni longitudinali equivalenti approssimate

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(2)

Quando il momento resistente è basato su una distribuzione plastica delle tensioni nella sezione trasversale, si può ritenere che il criterio prima indicato sia soddisfatto qualora: σ xm.Ed -------------f yd

σ z.Ed + -----------f yd

2

2

σ xm.Ed – k --------------f yd

σ z.Ed ------------ ≤ 1 – β m f yd

[5.42]

dove: σxm.Ed

è il valore di progetto della sollecitazione longitudinale locale dovuta al momento ed alla forza assiale nel punto;

βm

= Mw.Sd / Mpl.w.Rd

Mw.Sd

è il valore di progetto del momento dell'anima;

Mpl.w.Rd = 0,25 twd 2 fy / γ M0 k

è ottenuto come segue: quando σxm.Ed /σz.Ed ≤ 0 allora k = 1 - βm quando σxm.Ed /σz.Ed > 0: -

se βm ≤ 0,5 allora k = 0,5 (1 + βm)

-

se βm > 0,5 allora k = 1,5 (1 - βm)

(3)

Se il valore di progetto dell'azione tagliante VSd non supera il 50% della resistenza plastica di progetto a taglio Vpl.Rd, il criterio indicato in (2) può essere adottato senza alcuna modifica che tenga conto del taglio.

(4)

Qualora VSd ecceda il 50% di Vpl.Rd, si raccomanda di modificare il criterio indicato in (1) nell'equazione: σ x.Ed -----------f yd

2

σ z.Ed + -----------f yd

2

σ x.Ed – -----------f yd

σ z.Ed ------------ ≤ 1 – ρ f yd

[5.43]

dove: ρ = (2VSd/Vpl.Rd -1)2 (5)

Quando VSd eccede il 50% di Vpl.Rd ed il momento resistente è basato su una ridistribuzione plastica delle tensioni nella sezione trasversale, può essere impiegato il seguente criterio approssimato: σ xm.Ed --------------f yd

2

σ z.Ed + -----------f yd

2

σ xm.Ed – k --------------f yd

σ z.Ed ------------ ≤ 1 – β m – ρ f yd

[5.44]

dove: k e βm sono definiti in (2). (6)

Si raccomanda di determinare il valore efficace della sollecitazione trasversale σz.Ed dovuta ad un carico concentrato assumendo che esso sia distribuito uniformemente su una lunghezza s pari al valore minore fra l'altezza d dell'anima e l'interesse a fra gli irrigidimenti trasversali dell'anima.

(7)

Si raccomanda di determinare il valore efficace della sollecitazione trasversale σz.Ed dovuta ad un carico distribuito su una lunghezza compresa fra gli irrigidimenti trasversali dell'anima ed avente ampiezza minore del loro interesse in modo analogo assumendo che esso sia distribuito su una lunghezza s determinata come indicato in (6).

(8)

Si raccomanda di verificare gli effetti delle forze di compressione trasversali sulla resistenza all'instabilità locale dell'anima: vedere 5.3.6.

(9)

Si raccomanda inoltre di verificare la resistenza all'imbozzamento e la resistenza all'instabilità dell'anima: vedere 5.7.4 e 5.7.5.

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5.5

Resistenza delle membrature all'instabilità

5.5.1

Membrature compresse

5.5.1.1

Resistenza all'instabilità (1)

La resistenza di progetto all'instabilità di una membratura compressa va assunta pari a:

Nb.Rd = χ βAAfy / γ M1

[5.45]

dove:

βA = 1 per le sezioni trasversali di classe 1, 2 o 3; βA = Aeff/A per le sezioni trasversali di classe 4; χ

5.5.1.2

è il coefficiente di riduzione per la modalità di instabilità pertinente.

(2)

Per le membrature in acciaio laminate a caldo aventi le tipologie di sezioni trasversali comunemente usate nelle membrature compresse, la relativa modalità di instabilità è generalmente l'instabilità "flessionale".

(3)

In taluni casi possono governare la modalità "torsionale" o "flesso-torsionale". Si può fare riferimento alla ENV 1993-1-3 (= Eurocodice 3, parte 1.3; in preparazione).

Membrature a sezione costante (1)

Nel caso di compressione assiale uniforme in membrature a sezione trasversale costante, il valore di χ per la snellezza adimensionale pertinente λ può essere determinato con l'equazione: 1 χ = ------------------------------------2 0,5 2 φ + [φ – λ ]

con la limitazione χ ≤ 1

[5.46]

dove:

φ

= 0,5 [1 + α ( λ - 0,2) + λ 2];

α

è un coefficiente di imperfezione;

λ

= [βAAfy /Ncr]0,5 = (λ/λ1)[βA]0,5;

λ

è la snellezza per la modalità di instabilità pertinente;

λ1 = π [E /fy]0,5 = 93,9 ε; ε

= [235/fy]0,5 (fy in N/mm2);

Ncr è la forza elastica critica per la modalità di instabilità pertinente. (2)

prospetto 5.5.1

Il coefficiente di imperfezione α corrispondente alla curva di instabilità appropriata va ottenuto dal prospetto 5.5.1.

Coefficienti di imperfezione Curva di instabilità

a

b

c

d

Coefficiente di imperfezione α

0,21

0,34

0,49

0,76

(3)

I valori del coefficiente di riduzione χ per le varie snellezze adimensionali λ possono essere ottenuti dal prospetto 5.5.2.

(4)

In alternativa, le membrature a sezione costante possono essere verificate usando l'analisi del secondo ordine: vedere 5.5.1.3(4) e (6).

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prospetto 5.5.2

Coefficienti di riduzione

λ

χ per curve di instabilità

0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 2,0 2,1 2,2 2,3 2,4 2,5 2,6 2,7 2,8 2,9 3,0

5.5.1.3

5.5.1.4

a

b

c

d

1,0000 0,9775 0,9528 0,9243 0,8900 0,8477 0,7957 0,7339 0,6656 0,5960 0,5300 0,4703 0,4179 0,3724 0,3332 0,2994 0,2702 0,2449 0,2229 0,2036 0,1867 0,1717 0,1585 0,1467 0,1362 0,1267 0,1182 0,1105 0,1036

1,0000 0,9641 0,9261 0,8842 0,8371 0,7837 0,7245 0,6612 0,5970 0,5352 0,4781 0,4269 0,3817 0,3422 0,3079 0,2781 0,2521 0,2294 0,2095 0,1920 0,1765 0,1628 0,1506 0,1397 0,1299 0,1211 0,1132 0,1060 0,0994

1,0000 0,9491 0,8973 0,8430 0,7854 0,7247 0,6622 0,5998 0,5399 0,4842 0,4338 0,3888 0,3492 0,3145 0,2842 0,2577 0,2345 0,2141 0,1962 0,1803 0,1662 0,1537 0,1425 0,1325 0,1234 0,1153 0,1079 0,1012 0,0951

1,0000 0,9235 0,8504 0,7793 0,7100 0,6431 0,5797 0,5208 0,4671 0,4189 0,3762 0,3385 0,3055 0,2766 0,2512 0,2289 0,2093 0,1920 0,1766 0,1630 0,1508 0,1399 0,1302 0,1214 0,1134 0,1062 0,0997 0,0937 0,0882

Membrature a sezione variabile (1)

Le membrature rastremate e le membrature con variazioni della sezione trasversale nella loro lunghezza possono essere analizzate usando una analisi del secondo ordine: vedere (4) e (6).

(2)

In alternativa, metodi semplificati di analisi possono essere basati su modifiche alla procedura fondamentale per le membrature a sezione costante.

(3)

Non viene preferito alcun metodo. Qualunque metodo riconosciuto può essere utilizzato purché possa essere dimostrato che esso è conservativo.

(4)

L'analisi del secondo ordine di una membratura deve considerare l'appropriata imperfezione di freccia iniziale equivalente fornita nella figura 5.5.1 in corrispondenza della pertinente curva di instabilità, dipendente dal metodo di analisi e dal tipo di verifica della sezione trasversale.

(5)

L'imperfezione di freccia iniziale equivalente fornita nella figura 5.5.1 deve pure essere usata anche quando è necessario includere le imperfezioni della membratura nella analisi globale (in accordo con 5.2.4.5).

(6)

Quando sono usate le imperfezioni fornite nella figura 5.5.1, la resistenza della sezione trasversale (vedere 5.4) deve essere verificata utilizzando γM1 anziché γM0.

Instabilità flessionale (1)

Per l'instabilità flessionale la curva di instabilità appropriata va determinata dal prospetto 5.5.3.

(2)

Le sezioni non contenute nel prospetto 5.5.3 vanno classificate in modo analogo.

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(3)

La snellezza λ deve essere così determinata:

λ = l /i

[5.47]

dove:

i (4)

è il raggio di inerzia intorno all'asse appropriato, calcolato usando le proprietà della sezione trasversale lorda.

Le sezioni strutturali cave in profilato a freddo vanno verificate usando in alternativa: (a) la resistenza allo snervamento fyb del materiale della lamiera dalla quale la membratura è stata ottenuta per piegatura a freddo, con la curva di instabilità b ; (b) la resistenza allo snervamento media fya della membratura dopo la profilatura a freddo, determinata in conformità con la definizione data nella figura 5.5.2, con la curva di instabilità c.

5.5.1.5

Lunghezza di libera inflessione

figura

5.5.1

(1)

La lunghezza di libera inflessione l di una membratura compressa, avente entrambe le estremità efficacemente mantenute in posizione rispetto agli spostamenti laterali, può essere assunta, in ipotesi conservativa, uguale alla sua lunghezza di sistema L.

(2)

In alternativa la lunghezza di libera inflessione l'appendice E.

l può essere determinata usando

Valori di progetto delle imperfezioni di freccia iniziali equivalenti eo,d

Sezione trasversale Metodo usato per la verifica di resistenza

Metodo di analisi globale

Tipo di sezione ed asse

Elastica o rigido-plastica o elastica-perfettamente-plastica

Elasto-plastica (metodo della zona plastica)

Elastica [5.4.8.2]

Qualsiasi

α ( λ - 0,2) kγWel / A

--

Lineare plastica [5.4.8.1(2)]

Qualsiasi

α ( λ - 0,2) kγWpl / A

--

Sezione a I asse yy

1,33 α ( λ - 0,2) kγWpl / A

α ( λ - 0,2) kγWpl / A

Non lineare plastica

Sezione a I asse zz

2,0 kγ eeff / ε

kγ eeff / ε

[5.4.8.1 da (1) a (11)]

Sezione cava rettangolare

1,33 α ( λ - 0,2) kγWpl / A

α ( λ - 0,2) kγWpl / A

Sezione cava circolare

1,5 kγ eeff / ε

kγ eeff/ ε

kγ = ( 1 - kδ) + 2 kδ λ con la limitazione kγ ≥ 1,0 Curva di instabilità

a b c d

α

0,21 0,34 0,49 0,76

eeff

l /600 l /380 l /270 l /180

kδ γM1 = 1,05

γM1 = 1,10

γM1 = 1,15

γM1 = 1,20

0,12 0,08 0,06 0,04

0,23 0,15 0,11 0,08

0,33 0,22 0,16 0,11

0,42 0,28 0,20 0,14

Membrature a sezione variabile: Usare il valore di Wel / A o Wpl / A al centro della lunghezza di libera inflessione l.

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prospetto 5.5.3

Selezione della curva di instabilità per una sezione trasversale Sezione trasversale

Limiti

Instabilità attorno all'asse

Curva di instabilità

y-y z-z y-y z-z

a b b c

y-y z-z y-y z-z

b c d d

y-y z-z y-y z-z

b c c d

laminate a caldo

tutti

a

profilate a freddo - uso di fyb*)

tutti

b

profilate a freddo - uso di fya*)

tutti

c

tutti

b

y-y z-z

c c

tutti

c

h / b > 1,2: t f ≤ 40 mm

Sezioni laminate ad I

40 mm < t f ≤ 100 mm

h /b ≤ 1,2: t f ≤ 100 mm t f > 100 mm

t f ≤ 40 mm

Sezioni saldate ad I

t f > 40 mm

Sezioni cave

Sezioni scatolari saldate

in generale (eccettuato quanto sotto) saldature spesse e b / t f < 30 b / t w < 30

Sezioni ad U, L, T e sezioni piene

*)

Vedere 5.5.1.4(4) e figura 5.5.2.

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figura

5.5.2

Resistenza allo snervamento media fya di sezioni strutturali cave in profilato a freddo

Resistenza allo snervamento media. La resistenza allo snervamento media fya può essere determinata attraverso prove sulla sezione in vera grandezza oppure come segue: fya = fyb + (knt 2 / Ag) (fu - fyb) dove: fyb, fu è la resistenza allo snervamento a trazione e resistenza a rottura a trazione del materiale base come definito nel seguito, in newton/millimetri quadrati; t è lo spessore del materiale, in millimetri; Ag è l'area della sezione trasversale lorda, in millimetri quadrati; k è il coefficiente dipendente dal tipo di profilatura: - k = 7 per laminatura a freddo; - k = 5 per altri metodi di profilatura; n è il numero delle pieghe a 90° nella sezione aventi un raggio interno 1,2 Mpl.Rd)

Semi-rigido - Completo ripristino di resistenza (MRd > 1,2 Mpl.Rd )

Semi-rigido - Parziale ripristino di resistenza (MRd < Mpl.Rd)

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Pagina 143

6.9.7

Calcolo delle proprietà

6.9.7.1

Momento resistente (1)

(2)

Il momento resistente di un collegamento trave-colonna dipende dalla resistenza delle tre zone critiche indicate nella figura 6.9.10 e precisamente: -

zona in trazione;

-

zona in compressione;

-

zona soggetta a taglio.

Il momento resistente di progetto deve essere determinato tenendo in considerazione i seguenti criteri. a) Zona in trazione: -

snervamento dell'anima della colonna;

-

snervamento dell'anima della trave;

-

snervamento della piattabanda della colonna;

-

snervamento del materiale di collegamento (per esempio la flangia di estremità);

-

rottura delle saldature;

-

rottura dei bulloni.

b) Zona in compressione: -

schiacciamento dell'anima della colonna;

-

imbozzamento dell'anima della colonna.

c) Zona soggetta a taglio: -

collasso per taglio del pannello d'anima della colonna.

(3)

La resistenza di progetto della zona compressa può essere influenzata da effetti locali del secondo ordine causati da sollecitazioni normali nella colonna conseguenti al comportamento del telaio.

(4)

Ad eccezione per quanto indicato in (3), si può assumere che la resistenza di progetto delle zone critiche del collegamento non sia influenzata dalle sollecitazioni dovute al comportamento del telaio.

(5)

Il momento resistente di progetto di un collegamento trave-colonna deve essere preso come la resistenza minore fra quelle della zona in trazione e della zona in compressione (ridotta, se necessario, in modo che la resistenza a taglio di progetto del pannello d'anima della colonna non venga superata), moltiplicata per la distanza fra i centri delle resistenze.

(6)

Qualora la resistenza di progetto della zona soggetta a taglio sia maggiore o uguale alla minore fra le resistenze di progetto della zona in trazione e della zona in compressione, non è richiesta alcuna ulteriore verifica della resistenza a taglio del pannello d'anima della colonna.

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figura

6.9.7.2

6.9.10

Zone critiche nei collegamenti trave-colonna

Rigidezza rotazionale (1)

6.9.7.3

6.9.8

Il calcolo della rigidezza rotazionale di un collegamento trave-colonna deve essere basato sulla deformabilità dei componenti nelle zone critiche.

Capacità di rotazione (1)

La validità delle procedure di calcolo usate per determinare la capacità di rotazione deve essere verificata in base a risultati sperimentali.

(2)

Il calcolo della capacità di rotazione di un collegamento trave-colonna deve essere basato sulla capacità di deformazione plastica della stessa zona critica che governa il calcolo del momento resistente di progetto del collegamento.

Regole applicative (1)

I criteri generali per il progetto dei collegamenti trave-colonna forniti in 6.9 possono essere soddisfatti seguendo le regole applicative dettagliate indicate nell'appendice J.

(2)

Il progetto di altri tipi di collegamenti non trattati nell'appendice J deve essere basato su regole applicative simili conformi ai criteri generali in 6.9.

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(3)

Regole applicative alternative possono pure essere impiegate purché: -

esse siano in accordo con gli stessi criteri generali; ed inoltre:

-

possa essere dimostrato che esse conducono almeno allo stesso livello di sicurezza.

6.10

Giunzione di profilati cavi in travi reticolari

6.10.1

Resistenza di progetto (1)

La resistenza di progetto di giunzioni fra profilati cavi deve essere basata sui seguenti criteri, quando applicabili: (a) collasso della faccia del corrente; (b) collasso dell'anima (o della parete) del corrente per snervamento o instabilità; (c) collasso del corrente per taglio; (d) collasso del corrente per azione tagliante di punzonamento; (e) collasso di un'asta di parete con larghezza efficace ridotta; (f) collasso per instabilità locale.

(2)

6.10.2

Le saldature devono essere dimensionate per avere resistenza e duttilità sufficienti a consentire la ridistribuzione di tensioni distribuite in modo non uniforme ed a permettere una ridistribuzione dei momenti flettenti secondari.

Regole applicative (1)

I criteri generali per il progetto delle giunzioni in travi reticolari di profilati cavi forniti in 6.10 possono essere soddisfatti seguendo le regole applicative dettagliate indicate nell'appendice K.

(2)

Regole applicative alternative possono pure essere impiegate purché: -

esse siano in accordo con gli stessi criteri; ed inoltre:

-

possa essere dimostrato che esse conducono almeno allo stesso livello di sicurezza.

6.11

Giunti di base

6.11.1

Piastre di base

6.11.2

(1)

Le colonne devono essere provviste di piastre di base adatte a distribuire le forze di compressione presenti nelle parti compresse della colonna su di un'area portante tale che la pressione di contatto sulla fondazione non superi la resistenza di progetto della giunzione.

(2)

La resistenza di progetto della giunzione fra la piastra di base e la fondazione dovrà essere determinata tenendo in considerazione le proprietà del materiale e le dimensioni sia della malta sia del calcestruzzo della fondazione.

Tirafondi (1)

Tirafondi dovranno essere previsti, se necessario, per resistere agli effetti dei carichi di progetto. Essi dovranno essere dimensionati per resistere alla trazione causata da forze di sollevamento ed alla trazione prodotta dai momenti flettenti, secondo il caso.

(2)

Ai fini del calcolo delle forze di trazione dovute ai momenti flettenti, il braccio interno non dovrà essere assunto superiore alla distanza fra il baricentro dell'area di contatto sul lato compresso ed il baricentro del gruppo dei bulloni sul lato teso, tenendo conto delle tolleranze nel posizionamento dei tirafondi.

(3)

I tirafondi dovranno essere ancorati alla fondazione o tramite piegatura a gancio, o con l'inserimento di una rosetta o di un altro elemento appropriato annegato nel calcestruzzo, che distribuisca il carico.

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(4)

6.11.3

Se non sono previsti elementi speciali che resistano all'azione tagliante, quali connettori di taglio per contatto o connettori a barra, si dovrà dimostrare che una resistenza sufficiente a trasferire l'azione tagliante fra la colonna e la fondazione è assicurata attraverso una delle seguenti modalità: -

la resistenza di attrito della giunzione fra la piastra di base e la fondazione;

-

la resistenza a taglio dei tirafondi;

-

la resistenza a taglio della parte circostante della fondazione.

Regole applicative (1)

I criteri generali per il progetto delle piastre di base forniti in 6.11 possono essere soddisfatti seguendo le regole applicative dettagliate indicate nell'appendice L.

(2)

Regole applicative alternative possono pure essere impiegate purché: -

esse siano in accordo con gli stessi criteri; ed inoltre:

-

possa essere dimostrato che esse conducono almeno allo stesso livello di sicurezza.

7

FABBRICAZIONE E MONTAGGIO

7.1

Generalità

7.1.1

Finalità

7.1.2

(1)

Questo punto specifica i requisiti minimi delle lavorazioni richiesti per la fabbricazione ed il montaggio al fine di garantire che le ipotesi di progetto di questo Eurocodice siano soddisfatte e che, quindi, il livello di sicurezza strutturale desiderato possa essere raggiunto.

(2)

I requisiti minimi si riferiscono a strutture soggette prevalentemente a carichi statici. Qualità delle lavorazioni più elevate e livelli di controllo e prove più rigorosi possono rendersi necessari per le strutture nelle quali prevale il fenomeno della fatica, in funzione dei dettagli di progetto e della resistenza a fatica richiesta (vedere punto 9) o per altre ragioni.

(3)

Qualsiasi requisito addizionale specifico per strutture particolari dovrà essere dichiarato nella specifica di progetto.

Requisiti (1)

-

Norma di riferimento n. 6:

Fabbricazione di strutture in acciaio

-

Norma di riferimento n. 7:

Montaggio di strutture in acciaio

-

Norma di riferimento n. 8:

Montaggio di bulloni precaricati

-

Norma di riferimento n. 9:

Saldatura di strutture in acciaio

Per i dettagli sulle norme di riferimento da 6 a 9 vedere appendice B.

Nota

(2)

7.2

Accertato che tutti gli acciai strutturali, i dispositivi di giunzione e gli elettrodi per la saldatura siano conformi ai requisiti indicati nel punto 3, le lavorazioni dovranno essere conformi alle seguenti norme di riferimento.

Nel caso di utilizzo di qualche materiale alternativo o addizionale, i requisiti specificati in (1) dovranno essere integrati per quanto necessario in modo da assicurare un livello di sicurezza equivalente.

Specifica di progetto (1)

Il progettista dovrà fornire, o adottare, una specifica di progetto contenente i dettagli di tutti i requisiti per i materiali, la fabbricazione ed il montaggio necessari ad assicurare la conformità alle ipotesi di progetto in relazione alla particolare struttura.

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(2)

La specifica di progetto dovrà contenere sufficienti dettagli dei requisiti specifici riguardanti: a) la fabbricazione; b) il montaggio; c) i controlli; d) l'accettazione.

7.3

(3)

La specifica di progetto dovrà comprendere tutte le prescrizioni competenti che derivano dai requisiti indicati dai punti da 7.3 a 7.7.

(4)

La specifica di progetto può includere dei disegni in aggiunta al testo.

(5)

La specifica di progetto può integrare i requisiti delle norme di riferimento, ma non dovrà ridurre i loro requisiti tecnologici e non dovrà trascurare quelli minimi specificati in questo punto.

(6)

Dopo l'approvazione, la specifica di progetto non dovrà essere alterata senza il benestare del progettista e delle autorità responsabili del controllo.

(7)

Per quanto possibile i requisiti della specifica di progetto devono essere prescritti usando le norme di riferimento.

Limitazioni per la fabbricazione (1)

È necessario evitare o eliminare il materiale incrudito nelle seguenti situazioni: a) quando il progetto è basato sull'analisi plastica, per una distanza lungo la membratura uguale all'altezza della membratura, da entrambi i lati di ciascuna cerniera plastica; b) quando prevalgono i fenomeni di fatica e sono adottati nel progetto i dettagli costruttivi delle categorie 40 o 160 (vedere punto 9); c) quando il progetto per le azioni sismiche o le azioni accidentali presuppone una deformazione plastica.

(2)

Qualora si presenti una qualunque delle situazioni elencate in (1), le zone che si richiedono essere esenti da incrudimento del materiale dovranno essere identificate nella specifica di progetto.

(3)

Nelle zone richieste di essere esenti da incrudimento del materiale le restrizioni specificate nella norma di riferimento n. 6 dovranno essere applicate nelle seguenti situazioni: a) bordi tagliati alla fiamma o tranciati; b) fori punzonati; c) marcatura; d) attacchi provvisori saldati; e) riparazioni della superficie mediante saldatura.

La condizione (e) influenza le condizioni di fornitura del materiale: vedere la norma di riferimento n 1.

Nota

(4)

7.4

Tutte le zone ove sono richieste limitazioni riguardo all'incrudimento devono essere chiaramente indicate nei disegni.

Preparazione del materiale (1)

Qualsiasi raddrizzatura o sagomatura necessaria dovrà essere eseguita usando metodi che non riducano le proprietà del materiale al di sotto di quelle specificate.

(2)

Le strutture in acciaio che sono state zincate dovranno essere raddrizzate o sagomate nuovamente, se necessario, per soddisfare i limiti di tolleranza specificati.

(3)

Tutte le superfici ed i bordi dovranno essere esenti da difetti che abbiano probabilità di compromettere l'efficacia del metodo di protezione superficiale prescritto nella specifica di progetto.

(4)

Per le superfici di appoggio a contatto dovranno essere specificati i livelli di qualità della spianatura necessari per trasmettere le forze di progetto lungo le superfici di contatto.

(5)

Qualsiasi trattamento speciale richiesto per gli smussi dovrà essere prescritto nella specifica di progetto.

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7.5

Collegamenti bullonati

7.5.1

Fori

7.5.2

(1)

I fori per i bulloni possono essere trapanati o punzonati, salvo diversa specifica.

(2)

Quando sono richiesti fori trapanati, essi possono essere pre-punzonati ed alesati.

(3)

Quando sono richiesti fori a testa svasata, l'angolo di svasatura dovrà corrispondere a quello dei bulloni a testa svasata normalizzati come specificato dalla norma di riferimento n. 3, salvo che siano prescritti bulloni a testa svasata speciali non normalizzati.

(4)

Si deve curare che la profondità della svasatura sia sufficiente ad ospitare la testa del bullone. Qualora ciò implichi la svasatura di più di uno strato di piatti, le modalità per l'esecuzione devono essere stabilite nella specifica di progetto.

(5)

I fori asolati dovranno essere, in alternativa, o asolati in una sola operazione, oppure realizzati punzonando o trapanando due fori circolari e completati da taglio alla fiamma e rifinitura di alta qualità in modo da assicurare che il bullone possa muoversi liberamente per tutta la lunghezza dell'asola.

Tolleranze nei fori per i dispositivi di giunzione (1)

Ad eccezione dei bulloni calibrati oppure dove sono specificate tolleranze ridotte o fori maggiorati, la tolleranza nominale per fori normali dovrà essere: -

1 mm per bulloni M12 e M14;

-

2 mm per bulloni da M16 a M24;

-

3 mm per bulloni M27 ed oltre.

(2)

Possono essere prescritti fori con tolleranza ridotta rispetto a quella normale.

(3)

Per bulloni M12 e M14 possono pure essere prescritti fori con 2 mm di tolleranza nominale purché il progetto corrisponda ai requisiti indicati in 6.5.5(8).

(4)

La tolleranza per i bulloni calibrati dovrà essere quella specificata nella norma di riferimento n. 6, ad eccezione del caso in cui siano prescritte tolleranze speciali.

(5)

I fori maggiorati ed asolati possono essere impiegati per i collegamenti ad attrito solo ove specificato.

(6)

La tolleranza nominale nei fori maggiorati per i collegamenti ad attrito dovrà essere: -

3 mm per bulloni M12;

-

4 mm per bulloni da M14 a M22;

-

6 mm per bulloni M24;

-

8 mm per bulloni M27 ed oltre.

(7)

I fori maggiorati nei piatti dello strato esterno di un collegamento ad attrito dovranno essere coperti da rosette temprate.

(8)

I fori per bulloni di fondazione possono essere fori maggiorati con le tolleranze prescritte nella specifica di progetto purché questi fori siano coperti da piastre di rinforzo di dimensioni e spessore adeguati. I fori nelle piastre di rinforzo non dovranno avere dimensioni maggiori dei fori normali.

(9)

Le dimensioni nominali dei fori ad asola corta per i collegamenti ad attrito non dovranno essere maggiori di: -

(d + 1) mm per (d + 4) mm per bulloni M12 e M14;

-

(d + 2) mm per (d + 6) mm per bulloni da M16 a M22;

-

(d + 2) mm per (d + 8) mm per bulloni M24;

-

(d + 3) mm per (d + 10) mm per bulloni M27 e oltre; dove d è il diametro nominale del bullone, in millimetri.

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(10) Le dimensioni nominali dei fori ad asola lunga per i collegamenti ad attrito non dovranno essere maggiori di: -

(d + 1) mm per 2,5 d per bulloni M12 e M14;

-

(d + 2) mm per 2,5 d per bulloni da M16 a M22;

-

(d + 3) mm per 2,5 d per bulloni M27 ed oltre.

(11) Le asole lunghe nei piatti dello strato esterno dovranno essere coperte da piastre di rinforzo di dimensioni e spessore adeguati. I fori nelle piastre di rinforzo non dovranno avere dimensioni maggiori dei fori normali. (12) Le dimensioni richieste per i fori ad asola lunga di giunzioni soggette a movimento dovranno essere specificate. Le asole nei piatti dello strato esterno dovranno essere ricoperte da piastre di rinforzo di dimensioni e spessore adeguati.

7.5.3

Bulloni (1)

Quando il progetto è basato su bulloni aventi il gambo non filettato disposto nel piano di taglio, dovranno essere specificate le appropriate misure per assicurare che, dopo aver tenuto conto delle tolleranze, né la parte filettata, né l'avvio della filettatura giacciano nel piano di taglio.

(2)

Esclusi i casi proibiti dalla specifica di progetto, possono essere usati bulloni con la filettatura fino alla testa.

(3)

La lunghezza di un bullone non precaricato dovrà essere tale che, dopo aver tenuto conto delle tolleranze:

(4)

7.5.4

7.5.5

-

la parte filettata del gambo dopo il serraggio sporga oltre il dado; e

-

almeno un intero filetto (oltre all'avvio della filettatura) rimanga libero fra il dado ed il tratto non filettato del gambo.

La lunghezza di un bullone precaricato dovrà essere tale che, dopo aver tenuto conto delle tolleranze: -

la parte filettata del gambo dopo il serraggio sporga oltre il dado; e

-

almeno quattro filetti (in aggiunta all'avvio della filettatura) rimangano liberi fra il dado e la parte non filettata del gambo.

Dadi (1)

Nelle strutture soggette a vibrazioni saranno presi provvedimenti per evitare l'allentamento dei dadi.

(2)

Se nelle strutture soggette a vibrazioni sono impiegati bulloni non precaricati, i dadi devono essere resi fissi attraverso dispositivi che evitano l'allentamento o altri dispositivi meccanici.

(3)

Per i dadi dei bulloni precaricati si può assumere che siano sufficientemente resi fissi dalla normale procedura di serraggio.

Rosette (1)

Le rosette non sono richieste per i bulloni non precaricati, ad eccezione dei seguenti casi. a) Dovrà essere usata una rosetta rastremata qualora la superficie sia inclinata di oltre 3° rispetto ad un piano perpendicolare all'asse del bullone. b) Le rosette dovranno essere usate dove ciò sia necessario a causa del requisito, prescritto dalla specifica di progetto, di impiegare un bullone più lungo al fine di tenere i filetti del bullone fuori dal piano di taglio o fuori da un foro calibrato.

(2)

Per i bulloni precaricati dovranno essere usate rosette temprate nei seguenti casi. a) Una rosetta temprata dovrà essere disposta sotto la testa del bullone o sotto il dado, secondo quale sarà la parte che verrà girata. b) Una rosetta temprata dovrà pure essere disposta sotto la parte che non gira (testa del bullone o dado) se prescritto nella specifica di progetto.

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c) Una rosetta rastremata temprata dovrà essere usata, se necessario, per assicurare che la parte che gira gravi su una superficie perpendicolare all'asse del bullone. d) Una rosetta rastremata temprata dovrà essere usata sotto la parte che non gira quando la superficie è inclinata di oltre 3° rispetto ad un piano perpendicolare all'asse del bullone.

7.5.6

Serraggio dei bulloni (1)

I bulloni non precaricati dovranno essere adeguatamente serrati per assicurare che si raggiunga un contatto sufficiente fra le parti assemblate.

(2)

Non è necessario serrare i bulloni non precaricati ad un valore predeterminato. Tuttavia, quale indicazione, il serraggio richiesto deve essere:

(3)

7.5.7

-

quello che può essere raggiunto da un uomo che usa una normale chiave da montatore;

-

fino al punto dove un avvitatore pneumatico inizia a scorrere.

I bulloni precaricati dovranno essere serrati in conformità alla norma di riferimento n. 8. La specifica di progetto dovrà prescrivere quale dei metodi indicati nella norma di riferimento potrà essere usato.

Superfici di contatto resistenti allo scorrimento

7.5.8

(1)

Qualora sia richiesta una condizione particolare delle superfici di attrito nelle giunzioni bullonate, si dovrà prescrivere nella specifica di progetto la condizione richiesta per la superficie (vedere 6.5.8.3).

(2)

Se in una giunzione resistente ad attrito sono usate imbottiture in acciaio, bisogna assicurare che anche le loro superfici di contatto siano preparate nella condizione specificata.

Accoppiamento delle superfici di contatto (1)

figura

7.1

Salvo che valori inferiori siano prescritti dalla specifica di progetto, il massimo dislivello fra le superfici adiacenti di una giunzione (vedere figura 7.1) non dovrà superare: -

2 mm quando si usano bulloni non precaricati;

-

1 mm quando si usano bulloni precaricati.

(2)

Quando si usano bulloni precaricati il progettista deve tenere in conto i possibili effetti della mancanza di accoppiamento come una alternativa alla imposizione di tolleranze ridotte.

(3)

Dove necessario, si dovranno usare imbottiture in acciaio per assicurare che il dislivello rimanente non superi i limiti indicati.

(4)

Salvo il caso in cui siano specificati valori maggiori, lo spessore minimo di una imbottitura in acciaio deve essere: -

2 mm per condizioni di impiego al chiuso, in assenza di esposizione a fattori che provochino corrosione;

-

4 mm per condizioni di impiego all'aperto o nel caso di esposizione a fattori che provochino corrosione.

Massimo dislivello fra superfici adiacenti

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7.6

Collegamenti saldati (1)

L'assemblaggio e la saldatura dovranno essere svolti in modo tale che le dimensioni finali siano entro i limiti di tolleranza appropriati.

(2)

La specifica di progetto dovrà includere i dettagli di qualsiasi collegamento saldato che richieda: a) particolari procedure di saldatura; b) particolari livelli di controllo di qualità; c) particolari procedure per i controlli; d) particolari procedure per le prove.

(3)

Le saldature possono essere effettuate in cantiere salvo divieto della specifica di progetto.

(4)

I disegni devono chiaramente indicare se le saldature di testa sono intese a completa penetrazione o a parziale penetrazione. Nel caso di saldatura di testa a parziale penetrazione si deve specificare la sezione di gola richiesta.

7.7

Tolleranze

7.7.1

Tipi di tolleranze (1)

(2)

(3)

7.7.2

7.7.3

Le tolleranze "normali" sono i limiti basilari per gli scostamenti dimensionali necessari: -

per soddisfare le ipotesi di progetto per le strutture caricate staticamente;

-

per definire le tolleranze accettabili per le strutture di edifici in assenza di altri requisiti.

Le tolleranze "speciali" sono tolleranze più restrittive necessarie per soddisfare le ipotesi di progetto: -

per strutture diverse dalle normali strutture degli edifici;

-

per strutture nelle quali predominano i fenomeni di fatica.

Le tolleranze "particolari" sono tolleranze più restrittive, necessarie per soddisfare i requisiti funzionali di strutture particolari o componenti strutturali in relazione a: -

aggiunte di altri componenti strutturali o non strutturali;

-

guide per ascensori (montacarichi);

-

rotaie per carriponte;

-

altri criteri di verifica quale il rispetto di certe distanze;

-

allineamento della facciata esterna di un edificio.

Applicazione delle tolleranze (1)

Tutti i valori di tolleranza specificati in 7.7 dovranno essere considerati come tolleranze "normali".

(2)

Le tolleranze "normali" si applicano alle usuali strutture di acciaio a telaio monopiano e multipiano di edifici residenziali, amministrativi, commerciali ed industriali, ad eccezione dei casi in cui siano specificate tolleranze "speciali" o "particolari".

(3)

Tutte le tolleranze "speciali" o "particolari" richieste dovranno essere dettagliate nella specifica di progetto.

(4)

Tutte le tolleranze "speciali" o "particolari" richieste devono pure essere indicate nei disegni pertinenti.

Tolleranze di montaggio normali (1)

La struttura in acciaio scarica, quando eretta, dovrà soddisfare i criteri di verifica indicati nel prospetto 7.1 e rispettare i limiti di tolleranza specificati, vedere figure 7.2.1 e 7.2.2.

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(2)

Ciascun criterio di verifica indicato nei prospetti dovrà essere considerato come un requisito separato, da soddisfare indipendentemente da ogni altro criterio di verifica.

(3)

Le tolleranze di montaggio specificate nel prospetto 7.1 si applicano ai seguenti punti di riferimento: a) per una colonna, l'effettiva mezzeria della colonna a ciascun livello di piano ed alla base, escludendo qualsiasi piastra di base o piastra di sommità; b) per una trave, l'effettiva mezzeria della superficie superiore in corrispondenza di ciascuna estremità della trave, escludendo qualsiasi piastra di estremità.

prospetto

7.1

Tolleranze normali dopo il montaggio Criterio di verifica

Scostamento ammissibile

Scostamento della distanza fra le colonne adiacenti

±5 mm

Inclinazione di una colonna in un edificio multipiano fra livelli di impalcato adiacenti

0,002 h dove: h è l'altezza di piano

Scostamento nel posizionamento di una colonna in un edificio multipiano, a ciascun livello di impalcato, dalla verticale che passa attraverso la posizione prevista per la base della colonna

0,003 5 ∑h / n 0,5 dove: ∑h è l'altezza totale dalla base al livello di impalcato in oggetto; n è il numero dei piani dalla base al livello di impalcato in oggetto.

Inclinazione di una colonna in un edificio monopiano (che 0,003 5 h non regge un carroponte) diverso da un portale a telaio dove: h è l'altezza della colonna Inclinazione delle colonne in un telaio a portale (che non reggono un carroponte)

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Media: 0,002 h Individuale: 0,010 h

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figura

7.2.1

Tolleranze normali dopo il montaggio - Parte 1

Criterio di verifica

Descrizione

Scostamento ammissibile

Inclinazione di una colonna fra livelli di impalcato adiacenti

e ≤ 0,002 h

Posizione di una colonna, a ciascun livello d'impalcato, dalla verticale che passa attraverso la posizione prevista per la base della colonna

0,003 5 ∑ h e ≤ -------------------------------1/2 n

Inclinazione di una colonna in un edificio monopiano, che non regge un carroponte, non appartenente ad un portale a telaio

e ≤ 0,003 5 h

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figura

7.2.2

Tolleranze normali dopo il montaggio - Parte 2 Criterio di verifica Inclinazione delle colonne di un telaio a portale che non reggono un carroponte Descrizione

Scostamento ammissibile Inclinazione individuale delle colonne: e1 ≤ 0,010 h ; e2 ≤ 0,010 h Inclinazione media di un telaio:

e1 + e2 ----------------- ≤ 0,002 h 2 dove: e1 ≥ e2

7.7.4

Tolleranze di fabbricazione

prospetto

7.2

(1)

Le tolleranze di fabbricazione normali dovranno essere le tolleranze di fabbricazione normali per le strutture degli edifici specificate nella norma di riferimento n. 6.

(2)

Le tolleranze di rettilineità specificate nel prospetto 7.2 sono state assunte derivandole dalle regole di progettazione dei relativi tipi di membrature. Qualora la curvatura ecceda questi valori, la curvatura addizionale dovrà essere tenuta in debito conto nei calcoli di progetto.

Tolleranze di rettilineità incorporate nelle regole di progettazione Criterio di verifica

Scostamento ammissibile

Rettilineità di una colonna (o altra membratura compressa) ±0,001 L in generale ±0,002 L per membrature con sezioni trasversali cave fra i punti che disporranno di ritegni laterali a montaggio completato dove: L è la lunghezza fra i punti che avranno ritegni laterali Rettilineità della piattabanda compressa di una trave, rispetto all'asse minore, fra i punti che disporranno di ritegni laterali a montaggio completato

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±0,001 L in generale ±0,002 L per travi a sezione cava dove: L è la lunghezza fra i punti che avranno ritegni laterali

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7.7.5

Posizione dei bulloni di fondazione (1)

Dovranno essere specificate le tolleranze per gli scostamenti nelle posizioni dei bulloni di fondazione che consentiranno di rispettare i limiti di tolleranza per il montaggio delle strutture di acciaio.

(2)

Dovranno essere specificate le tolleranze per i livelli dei bulloni di fondazione che consentiranno di rispettare i limiti di tolleranza per i seguenti criteri di verifica: a) livello della piastra di base; b) spessore del materiale sotto la piastra di base; c) sporgenza del bullone oltre il dado; d) numero di filetti liberi sotto il dado.

(3)

Gli scostamenti dell'interasse fra i singoli bulloni appartenenti al gruppo di bulloni di fondazione per ciascuna membratura non dovranno eccedere i seguenti valori: a) per i bulloni annegati rigidamente, fra i centri dei bulloni: ±5 mm; b) per i bulloni alloggiati in manicotti, fra i centri dei manicotti: ±10 mm.

7.8

Controlli e prove (1)

I requisiti per i controlli e le prove dovranno essere quelli del livello normale di controlli e prove specificati nelle "Norme di Riferimento" pertinenti, salvo che siano specificati requisiti per i controlli.

(2)

I criteri di accettazione dovranno essere i criteri normali di accettazione specificati nelle "Norme di Riferimento" pertinenti, salvo che siano specificati criteri di accettazione speciali.

8

PROGETTAZIONE INTEGRATA DA PROVE

8.1

Principi

8.2

(1)

Le prescrizioni di questo punto forniscono una guida al progettista che deve occuparsi di verifiche sperimentali.

(2)

Quando i modelli di calcolo a disposizione non sono sufficienti, per l'analisi di una particolare struttura o di componente strutturale, si dovrà intraprendere la verifica sperimentale in sostituzione del calcolo di progetto o per integrare il calcolo di progetto.

(3)

La verifica sperimentale può essere intrapresa anche quando le regole di progettazione fornite da questo Eurocodice portano a risultati non economicamente validi. Tuttavia non dovranno essere trascurate le ipotesi conservative degli specifici modelli di calcolo che intendono tenere in conto i parametri sfavorevoli non considerati esplicitamente nei modelli di calcolo prescritti.

(4)

La pianificazione, l'esecuzione, la valutazione e la documentazione delle prove dovranno corrispondere ai requisiti minimi indicati nel seguito.

(5)

Poiché le circostanze e le attrezzature di prova variano ampiamente, le procedure di prova devono essere concordate preventivamente fra tutte le parti interessate.

Pianificazione delle prove (1)

La verifica sperimentale dovrà essere basata su modelli di calcolo di tentativo, che possono essere incompleti, ma che correlano una o più variabili significative al comportamento strutturale in esame, in modo che le tendenze fondamentali siano adeguatamente previste. La verifica sperimentale dovrà allora essere limitata alla valutazione dei termini correttivi nel modello di calcolo di tentativo.

(2)

Quando l'individuazione di modelli di calcolo appropriati o delle modalità di collasso da attendersi nelle prove è estremamente dubbia, il programma di prova dovrà essere sviluppato sulla base di prove pilota associate.

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(3)

Prima della esecuzione delle prove dovrà essere tracciato un programma di prova da parte del progettista e della organizzazione che la effettuerà. Il programma dovrà indicare lo scopo delle prove e tutte le direttive e le specifiche necessarie per la scelta e la preparazione dei campioni, l'esecuzione delle prove e la valutazione dei risultati.

(4)

Si deve fare riferimento all'appendice Y come guida alla preparazione del programma di prova.

(5)

Il programma di prova dovrà riguardare i seguenti argomenti: (a) Lo scopo delle informazioni che si richiedono alle prove (per esempio: i parametri richiesti ed il campo di validità). (b) La descrizione di tutte le caratteristiche delle membrature considerate che possono influenzare il comportamento allo stato limite (per esempio: la sezione della membratura, la rigidezza, il tipo e il grado dell'acciaio e le principali proprietà del materiale, i parametri geometrici e strutturali e le loro tolleranze, i parametri influenzati dalle procedure di fabbricazione e montaggio). (c) Le specifiche sulle caratteristiche dei campioni di prova (per esempio: le procedure di campionamento, le specifiche per la quotatura, il materiale e la fabbricazione dei prototipi, il numero dei campioni e delle parti, i vincoli). (d) La descrizione delle azioni a cui le membrature devono reagire e l'indicazione delle caratteristiche a cui viene fatto riferimento in (b) (per esempio: le disposizioni dei carichi, le condizioni di carico, le combinazioni di carico). (e) Le specifiche sulle condizioni di carico e sulle condizioni ambientali nella prova (per esempio: i punti di applicazione del carico, il metodo di carico, la sequenza di applicazione del carico nel tempo e nello spazio, le temperature). (f) Le modalità di collasso ed i modelli di calcolo di tentativo con le variabili corrispondenti. (g) Le configurazioni di prova (comprendenti gli accorgimenti per assicurare una sufficiente resistenza e rigidezza dei telai di carico e di sostegno e le distanze di rispetto per gli spostamenti, ecc.). (h) La determinazione dei punti di misura e dei metodi di misura e registrazione (per esempio: l'andamento nel tempo delle deformazioni, forze, spostamenti). (i) La determinazione del tipo e modalità di controllo dell'applicazione del carico (controllato attraverso le tensioni, controllato attraverso le deformazioni, ecc.). (k) La precisione richiesta per le misure e per gli strumenti di misura.

(6)

8.3

8.4

Tutti i dettagli sul campionamento o sulla realizzazione dei campioni dovranno essere riportati in relazione e si dovranno effettuare misure su questi campioni prima dell'inizio delle prove al fine di dimostrare che il progetto dei provini sia stato realizzato correttamente; in caso contrario i provini dovranno essere modificati.

Esecuzione delle prove (1)

L'esecuzione delle verifiche sperimentali dovrà essere affidata esclusivamente ad organizzazioni il cui personale abbia sufficienti conoscenze ed esperienza nella pianificazione, esecuzione e valutazione dei risultati delle prove.

(2)

Il laboratorio di prova dovrà essere adeguatamente attrezzato e l'organizzazione che esegue le prove dovrà assicurare una attenta gestione e documentazione di tutte le prove.

Valutazione dei risultati delle prove (1)

La valutazione dei risultati delle prove dovrà tener conto del carattere di casualità di tutti i dati.

(2)

La valutazione dei risultati delle prove dovrà essere svolta in accordo al metodo fornito nell'appendice Z.

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8.5

Documentazione (1)

La seguente documentazione dovrà far parte della relazione di prova: -

il programma di prova (inclusa qualsiasi revisione);

-

le descrizioni e specifiche per tutti i campioni;

-

i dettagli delle configurazioni di prova;

-

i dettagli della esecuzione delle prove;

-

i risultati delle prove necessari per la valutazione dei risultati delle prove.

9

FATICA

9.1

Generalità

9.1.1

Principi

9.1.2

9.1.3

9.1.4

(1)

Lo scopo della progettazione di una struttura nei riguardi dello stato limite di fatica è di assicurare, con un accettabile livello di probabilità, che la sua prestazione sia soddisfacente durante l'intera vita di progetto, in modo tale che la struttura abbia scarse probabilità di collassare a causa di fenomeni di fatica o di richiedere riparazioni di danni prodotti dalla fatica.

(2)

Il livello di sicurezza richiesto dovrà essere ottenuto applicando gli appropriati coefficienti parziali di sicurezza (vedere 9.3).

Finalità (1)

Questo punto presenta un metodo generale per la valutazione della resistenza a fatica delle strutture e degli elementi strutturali che sono soggetti a fluttuazioni ripetute delle tensioni.

(2)

Le procedure di valutazione della resistenza a fatica presuppongono che le strutture siano pure conformi ai requisiti di questo Eurocodice per gli altri stati limite.

(3)

Le procedure di valutazione della resistenza a fatica descritte in questo punto sono applicabili quando tutti gli acciai strutturali, i dispositivi di giunzione ed i materiali di consumo per le saldature sono conformi ai requisiti specificati nel punto 3.

Limitazioni (1)

Per la valutazione della resistenza a fatica, tutte le sollecitazioni nominali [vedere 9.1.5(7)] dovranno risultare all'interno dei limiti elastici del materiale. L'intervallo dei valori di progetto di tali sollecitazioni non dovrà superare 1,5 fy per le tensioni normali oppure 1,5 fy/ 3 per le tensioni tangenziali.

(2)

Le resistenze a fatica specificate in questo punto sono applicabili alle strutture aventi una idonea protezione contro la corrosione, soggette esclusivamente a condizioni moderate di aggressività ambientale, quali le normali condizioni atmosferiche (profondità dei punti di corrosione ≤1 mm).

(3)

Le procedure di valutazione della resistenza a fatica fornite in questo punto sono applicabili solo alle strutture soggette a temperature non maggiori di 150 °C.

Casi in cui è necessaria la valutazione della resistenza a fatica (1)

Per le strutture degli edifici la valutazione della resistenza a fatica non è normalmente necessaria, ad eccezione dei seguenti casi: (a) elementi che reggono dispositivi di sollevamento o carichi mobili; (b) elementi sottoposti a cicli ripetuti di sollecitazioni prodotte da macchine vibranti; (c) elementi soggetti a vibrazioni indotte dal vento; (d) elementi soggetti a vibrazioni indotte dalla folla.

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(2)

Nessuna valutazione della resistenza a fatica è richiesta quando è soddisfatta una delle condizioni seguenti: (a) campo di variazione delle tensioni nominali ∆σ soddisfa la condizione:

γFf ∆σ ≤ 26/γMf N/mm2

[9.1]

(b) il numero totale dei cicli di sollecitazione N soddisfa la condizione: 6 36/ γ Mf N ≤ 2 × 10 -------------------γ Ff ∆ σ E.2

3

[9.2]

dove: ∆σE.2 è il campo di variazione delle tensioni equivalente, ad ampiezza costante, in N/mm2. (c) per un dettaglio per il quale è specificato un limite di fatica ad ampiezza costante ∆σD, la massima ampiezza delle tensioni (nominali o geometriche) ∆σ soddisfa l'equazione:

γFf ∆σ ≤ ∆σD/γMf

9.1.5

[9.3]

Definizioni

Nota

(1)

fatica: Danno di una parte strutturale, dovuto alla graduale propagazione di una cricca in seguito a ripetute fluttuazioni delle sollecitazioni.

(2)

carico di fatica: Un gruppo di tipici eventi di carico descritti dalle posizioni dei carichi, dalla loro intensità e dalla relativa frequenza di ricorrenza.

(3)

eventi di carico: Una sequenza definita di carichi applicati alla struttura che dà luogo ad un certo andamento delle tensioni nel tempo.

(4)

carico di fatica equivalente ad ampiezza costante: Carico ad ampiezza costante semplificato che rappresenta gli effetti della fatica degli eventi di carico reali di ampiezza variabile.

(5)

andamento delle tensioni nel tempo: Una registrazione, oppure una determinazione, della variazione delle tensioni in un punto particolare di una struttura durante un evento di carico.

(6)

campo di variazione delle tensioni: Differenza algebrica fra i due estremi di un particolare ciclo di tensioni facente parte di un andamento temporale delle tensioni (∆σ = σmax - σmin oppure ∆τ = τmax - τmin).

(7)

tensione nominale: Una tensione nel metallo base in prossimità della potenziale cricca, calcolata in accordo alla semplice teoria della resistenza elastica dei materiali, escludendo tutti gli effetti della concentrazione delle tensioni.

(8)

tensione nominale modificata: Una tensione nominale incrementata di un coefficiente appropriato di concentrazione delle tensioni, per tenere conto della discontinuità geometrica che non è stata tenuta in considerazione nella classificazione del particolare dettaglio costruttivo.

(9)

tensione geometrica: La tensione massima principale nel metallo base adiacente al piede del cordone di saldatura, tenendo in considerazione gli effetti della concentrazione delle tensioni dovute alla geometria globale di un particolare dettaglio costruttivo, ma escludendo gli effetti di concentrazioni locali degli sforzi dovuti alla geometria della saldatura ed alle discontinuità nella saldatura e nel metallo base adiacente.

La sollecitazione geometrica è pure conosciuta come tensione di picco ("hot spot stress"). (10) metodo del flusso ("Rainflow") e metodo del serbatoio ("Reservoir"): Metodi particolari di determinazione di uno spettro di ∆ di tensioni a partire da un dato andamento delle tensioni nel tempo.

Nota

Sono due versioni dello stesso metodo di base. (11) spettro dei ∆ di tensioni: Istogramma delle frequenze di ricorrenza per tutti i ∆ di tensioni di differente ampiezza registrati o calcolati per un particolare evento di carico.

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(12) spettro di progetto: L'insieme di tutti gli spettri dei ∆ di tensione relativi alla valutazione della resistenza a fatica: vedere figura 9.1.1. (13) campo di variazione delle tensioni equivalente, ad ampiezza costante: Il campo di variazione delle tensioni ad ampiezza costante che determinerebbe lo stesso danneggiamento a fatica dello spettro reale ad ampiezza variabile, qualora il confronto sia fatto sulla base della regola di Miner.

(14) Per comodità l'ampiezza del ciclo di tensione equivalente può essere scelta in modo da corrispondere a una vita di 2 milioni di cicli. figura

9.1.1

Spettro di progetto

(15) vita a fatica: Il numero totale di cicli di variazione delle tensioni che si prevede produca un collasso per fatica. (16) sommatoria di Miner: Un calcolo lineare cumulativo del danneggiamento basato sulla regola di Palmgren-Miner. (17) limite di fatica ad ampiezza costante: È il valore del ∆σ che, se superato anche da un solo ciclo dello spettro, rende necessaria la valutazione della resistenza a fatica. (18) categoria dei dettagli costruttivi: La designazione data ad un particolare dettaglio saldato o bullonato al fine di identificare quale curva di resistenza a fatica sia applicabile per la valutazione della resistenza a fatica. (19) curva di resistenza a fatica: La relazione quantitativa che correla il collasso a fatica per una data ∆σ al numero dei cicli delle tensioni, usata per la valutazione della resistenza a fatica per una certa categoria di dettagli costruttivi (vedere figura 9.1.2). (20) vita di progetto: Il periodo di tempo di riferimento per il quale è richiesto che una struttura funzioni con sicurezza con una probabilità accettabile che non si verifichi un collasso per cricche a fatica. (21) limite per i calcoli a fatica ("cut-off limit"): Limite al di sotto del quale i ∆ delle tensioni dello spettro di progetto non contribuiscono al calcolo del danneggiamento cumulativo.

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figura

9.1.6

9.1.2

Curva di resistenza a fatica

Simboli γFf

Coefficiente parziale di sicurezza per carichi di fatica

γMf

Coefficiente parziale di sicurezza per la resistenza a fatica

σmax,σmin Valori massimo e minimo in un ciclo di tensione ∆σ

Campo di variazione delle tensioni nominali (tensione normale)

∆σD

Limite di fatica ad ampiezza costante

∆σR

Resistenza a fatica (tensione normale)

∆σC

Valore di riferimento della resistenza a fatica a 2 milioni di cicli (tensione normale)

∆σE

Campo di variazione delle tensioni equivalente, ad ampiezza costante (tensione normale)

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9.2

∆σE.2

Campo di variazione delle tensioni equivalente, ad ampiezza costante (tensione normale) a 2 milioni di cicli

∆σL

Limite per i calcoli a fatica ("cut-off limit")

∆τ

Campo di variazione delle tensioni nominali (tensione tangenziale)

∆τR

Resistenza a fatica (tensione tangenziale)

∆τE

Campo di variazione delle tensioni equivalente, ad ampiezza costante (tensione tangenziale)

∆τE.2

Campo di variazione delle tensioni equivalente, ad ampiezza costante (tensione tangenziale) a 2 milioni di cicli

∆τC

Valore di riferimento della resistenza a fatica a 2 milioni di cicli (tensione tangenziale)

m

Pendenza di una curva di resistenza a fatica con valori di 3 e/o 5

ni

Numero dei cicli di ampiezza ∆σ i

N

Numero (o numero totale) dei cicli di tensioni

Ni

Numero dei cicli di tensione di ampiezza γFf γMf∆σi che provoca la rottura

NC

Numero dei cicli (2 milioni) al quale si definisce il valore di riferimento della resistenza a fatica

ND

Numero dei cicli (5 milioni) al quale si definisce il limite di fatica ad ampiezza costante

NL

Numero dei cicli (100 milioni) al quale si definisce il limite per i calcoli a fatica

log

Logaritmo in base 10

Carico di fatica (1)

Il carico di fatica dovrà essere ricavato dall'Eurocodice per le azioni (EC 1) o da altra norma relativa ai carichi (in preparazione).

(2)

I carichi usati per la valutazione della resistenza a fatica dovranno essere valori caratteristici con una sufficiente e definita affidabilità, rappresentativi dei carichi di servizio per la vita di progetto richiesta alla struttura.

(3)

Il carico di fatica può comprendere differenti eventi di carico che sono definiti attraverso complete sequenze dei carichi della struttura, ciascuna caratterizzata dalla loro relativa frequenza di ricorrenza, come pure dalla loro intensità e posizione geometrica.

(4)

Gli effetti dinamici dovranno essere considerati quando la risposta della struttura contribuisce a modificare lo spettro di progetto.

(5)

In assenza di informazioni più accurate, possono essere impiegati i coefficienti di amplificazione dinamica usati per lo stato limite statico.

(6)

Gli effetti degli eventi di carico dovranno essere rappresentanti degli andamenti delle tensioni nel tempo: vedere 9.1.5(5).

(7)

I modelli di carico usati per la valutazione della resistenza a fatica di certe strutture come ponti e gru devono tenere in considerazione possibili cambiamenti delle condizioni di servizio, quali la crescita del traffico o i cambiamenti nell'entità dei carichi.

(8)

Tali futuri cambiamenti dovranno anche essere tenuti in debito conto quando sia necessario basare la valutazione della resistenza a fatica su registrazioni di andamenti temporali delle tensioni.

(9)

Calcoli di progetto semplificati possono essere basati su un carico di fatica equivalente, che rappresenti gli effetti della fatica dello spettro completo degli eventi di carico.

(10) Il carico di fatica equivalente può variare con le dimensioni e la posizione dell'elemento strutturale.

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9.3

Coefficienti parziali di sicurezza

9.3.1

Generalità (1)

(2)

-

la facilità di accesso per ispezione e riparazione e la probabile frequenza di interventi di ispezione e manutenzione;

-

gli effetti di collasso.

L'ispezione può individuare cricche da fatica prima che sia causato il successivo danno. Tale ispezione è di tipo visivo salvo diversa prescrizione nella specifica di progetto. L'ispezione in servizio non è una prescrizione dell'Eurocodice 3 parte 1 e, se richiesta, deve essere oggetto di un accordo.

Nota

9.3.2

I valori dei coefficienti parziali di sicurezza da impiegarsi dovranno essere concordati fra il cliente, il progettista e le Autorità pubbliche competenti, quando necessario, considerando:

(3)

In qualsiasi circostanza non è tollerabile la possibilità di collasso globale senza che si abbiano condizioni di pre-allarme.

(4)

Le difficoltà di accesso per ispezione o riparazione possono essere tali da rendere impraticabili l'individuazione o la riparazione delle cricche. Il cliente deve essere reso consapevole di ciò in modo che possano essere presi i provvedimenti per l'esecuzione delle ispezioni.

Coefficienti parziali di sicurezza per il carico di fatica (1)

Per tenere in considerazione le incertezze nell'analisi del comportamento a fatica i ∆σ di progetto dovranno incorporare un coefficiente di sicurezza γFf nella procedura della valutazione della resistenza a fatica.

(2)

Il coefficiente parziale di sicurezza γFf tiene conto delle incertezze nello stimare: -

i livelli di carico applicati;

-

la conversione di questi carichi in tensioni e variazioni di tensioni;

-

l'ampiezza del ciclo di tensione equivalente dedotta dallo spettro di progetto;

-

la vita di progetto della struttura e l'evoluzione del carico di fatica durante detta vita.

(3)

Il carico di fatica dato nell'Eurocodice per le azioni (EC 1) prevede già un valore appropriato del coefficiente parziale di sicurezza γFf.

(4)

Salvo dove diversamente indicato nelle parti successive di questo Eurocodice, o nella relativa norma sui carichi, al carico di fatica può essere applicato un valore di γFf = 1,0 .

9.3.3

9.3.4

Coefficienti parziali di sicurezza per la resistenza a fatica (1)

Nella procedura per la valutazione della resistenza a fatica, al fine di tenere in considerazione le incertezze nella resistenza a fatica, il valore di progetto della resistenza a fatica dovrà essere ottenuto dividendo per un coefficiente parziale di sicurezza γMf.

(2)

Il coefficiente γMf tiene conto delle incertezze degli effetti dovuti a: -

le dimensioni dell'elemento;

-

le dimensioni, forma e vicinanza delle discontinuità;

-

le concentrazioni locali di sforzi dovute alle irregolarità delle saldature;

-

la variabilità dei processi di saldatura e degli effetti metallurgici.

Valori raccomandati di γMf (1)

I valori raccomandati forniti in questo punto presuppongono che siano applicate procedure di controllo qualità per assicurare che la fabbricazione dei dettagli costruttivi corrisponda ai relativi requisiti di qualità per le strutture soggette a fatica come definito nella norma di riferimento n. 9: vedere appendice B.

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(2)

prospetto 9.3.1

In relazione alle conseguenze del cedimento, possono presentarsi due possibili situazioni, come di seguito indicato: -

componenti strutturali non critici ("fail-safe"), con ridotti effetti di collasso, tali che il cedimento locale di un componente non produce il collasso della struttura;

-

componenti strutturali critici ("non fail-safe"), dove il cedimento locale di un componente porta rapidamente al collasso della struttura.

(3)

I valori raccomandati del coefficiente parziale di sicurezza γMf sono indicati nel prospetto 9.3.1. Questi valori devono essere applicati alla resistenza a fatica.

(4)

Qualora valori di γFf diversi da 1,0 siano applicati ai carichi di fatica, i valori di γMf possono essere opportunamente variati.

Coefficienti parziali di sicurezza per la resistenza a fatica γMf Ispezioni ed accessibilità

Componenti non critici ("fail-safe")

Componenti critici ("non fail-safe")

Ispezioni periodiche e manutenzione*). Buona accessibilità

1,00

1, 25

Ispezioni periodiche e manutenzione*). Scarsa accessibilità

1,15

1, 35

*)

Vedere 9.3.1(2) riguardante l'ispezione.

9.4

Spettri delle tensioni di fatica

9.4.1

Calcolo delle tensioni (1)

9.4.2

9.4.3

Le tensioni dovranno essere determinate attraverso un'analisi elastica della struttura sottoposta ai carichi di fatica. La risposta dinamica della struttura o l'effetto d'urto, qualora presenti, dovranno essere considerati.

Campo di variazione delle tensioni nel metallo base (1)

In funzione della valutazione della resistenza a fatica svolta, dovranno essere determinati o i campi di variazione delle tensioni nominali oppure i campi di variazione delle tensioni geometriche.

(2)

Quando si determina la tensione presente in un elemento, dovranno essere tenute in considerazione le tensioni derivanti dall'eccentricità del giunto e dalle deformazioni imposte, le tensioni secondarie dovute alla rigidezza del giunto, la ridistribuzione delle tensioni causata dall'instabilità e dalla diffusione per taglio del carico ("shear lag") e le forze per effetto leva (vedere punto 6).

Campo di variazione delle tensioni nei giunti saldati (1)

Nei giunti saldati a parziale penetrazione o a cordoni d'angolo soggetti a carico, dalle forze trasmesse dalla saldatura per unità di lunghezza si dovranno ottenere le componenti trasversali e parallele all'asse longitudinale della saldatura.

(2)

Le sollecitazioni di fatica nella saldatura da prendere in considerazione sono: -

una tensione normale σw perpendicolare all'asse della saldatura;

-

una tensione tangenziale τw parallela all'asse della saldatura.

(3)

Le tensioni σw e τw possono essere determinate dividendo la relativa componente della forza trasmessa per unità di lunghezza per l'altezza di gola a.

(4)

In alternativa σw e τw possono essere ottenute usando il metodo indicato nell'appendice M e prendendo: 2

2 0,5

σw = [ σ⊥ + τ⊥ ]

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e

τ w = τ //

[9.4]

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9.4.4

Spettro di progetto del campo di variazione delle tensioni (1)

La variazione nel tempo della tensione dovuta alla applicazione dei carichi dovrà essere ridotta ad uno spettro di campi di variazione delle tensioni impiegando un metodo di comprovata validità per il conteggio dei cicli.

(2)

Per un particolare dettaglio, l'insieme di tutti gli spettri di ∆σ causati da tutte le condizioni di carico dovrà essere composto per produrre lo spettro dei ∆σ di progetto da usarsi per la valutazione della resistenza a fatica.

(3)

Lo spettro di progetto di un tipico dettaglio o elemento strutturale può essere dedotto dall'andamento temporale delle tensioni ottenuto da prove appropriate o da valutazioni numeriche basate sulla teoria dell'elasticità.

(4)

Per molte applicazioni i metodi di conteggio dei cicli detti del flusso ("Rainflow") o del serbatoio ("Reservoir") sono idonei per essere impiegati congiuntamente alla sommatoria di Palmgren-Miner.

(5)

Componenti diversi di una struttura possono avere diversi spettri di campi di variazioni delle tensioni.

9.5

Procedure per la valutazione della resistenza a fatica

9.5.1

Generalità (1)

La verifica di sicurezza dovrà essere svolta: -

in termini di danneggiamento cumulativo confrontando il danno verificatosi con il danno limite; oppure:

-

in termini di ∆σE comparandola con la resistenza a fatica per un numero assegnato di cicli di tensione.

(2)

Per una determinata categoria di dettagli costruttivi le tensioni da considerare possono essere normali o tangenziali o entrambe.

(3)

Quando un dettaglio costruttivo è definito nei prospetti di classificazione dei dettagli (prospetti da 9.8.1 a 9.8.7), si dovrà usare il campo di variazione delle tensioni nominali: vedere 9.5.2.

(4)

Gli effetti delle discontinuità geometriche che non sono parte del dettaglio costruttivo vero e proprio, quali forature, smussi ed angoli rientranti, dovranno essere valutati separatamente, o mediante un'analisi opportuna oppure mediante appropriati coefficienti di concentrazione delle tensioni, per determinare il campo di variazione delle tensioni nominali modificato.

(5)

Qualora un dettaglio costruttivo differisca da un dettaglio definito nei prospetti di classificazione dei dettagli per la presenza nello stesso dettaglio di una discontinuità geometrica, dovrà essere usato il campo di variazione delle tensioni geometriche (vedere 9.5.3).

(6)

Per i dettagli costruttivi non inclusi nei prospetti di classificazione dei dettagli, si dovrà usare il campo di variazione delle tensioni geometriche (vedere 9.5.3).

9.5.2

Valutazione della resistenza a fatica basata sul campo di variazione delle tensioni nominali

9.5.2.1

Carichi ad ampiezza costante (1)

Per i carichi ad ampiezza costante il criterio per la valutazione della resistenza a fatica è il seguente:

γ Ff ∆ σ ≤ ∆ σ R / γ Mf

[9.5]

dove: ∆σ

è il campo di variazione delle tensioni nominali;

∆σR

è la resistenza a fatica per la relativa categoria dei dettagli costruttivi (vedere 9.8) per il numero totale di cicli di sollecitazione N durante la vita di progetto richiesta.

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9.5.2.2

Carichi ad ampiezza variabile (1)

Per carichi ad ampiezza variabile definiti da uno spettro di progetto, la valutazione della resistenza a fatica dovrà essere basata sulla regola di Palmgren-Miner del danno cumulativo.

(2)

Qualora la massima escursione delle tensioni dovuta ai carichi ad ampiezza variabile sia più alta del limite di fatica ad ampiezza costante, allora dovrà essere adottato uno dei seguenti tipi di valutazione della resistenza a fatica: a) danneggiamento cumulativo: vedere (3); b) ampiezza costante equivalente: vedere (7).

(3)

Una valutazione del danneggiamento cumulativo può essere svolta usando:

Dd ≤ 1

dove: D d =

ni

∑ ----Ni

[9.6]

dove:

n i è il numero dei cicli di ampiezza ∆σi durante la vita di progetto richiesta; N i è il numero dei cicli di ampiezza γFf γMf ∆σi che causa il collasso per la relativa categoria dei dettagli costruttivi (vedere 9.8). (4)

I calcoli del danneggiamento cumulativo dovranno essere basati su curve di resistenza a fatica, rappresentate con andamento rettilineo in scala bilogaritmica, dei seguenti tipi: a) una retta con coefficiente angolare m = 3; b) una spezzata con due tratti con coefficienti angolari (m = 3 e m = 5) ed avente il punto angoloso in corrispondenza del limite di fatica ad ampiezza costante; c) una spezzata con due tratti con coefficienti angolari m = 3 e m = 5 ed un tratto orizzontale (limite per i calcoli a fatica "cut-off") in corrispondenza di N = 100 milioni di cicli; d) nel caso descritto in 9.6.2.2(2), una retta con coefficiente angolare m = 5 ed un limite per i calcoli a fatica in corrispondenza di N = 100 milioni di cicli.

(5)

Il caso (c) è il più generale. Campi di variazione delle tensioni al di sotto del limite per i calcoli a fatica possono essere trascurati.

(6)

Quando si adotta il caso (c) con un limite di fatica ad ampiezza costante ∆σD a 5 milioni di cicli, Ni può essere calcolato come segue: -

se γFf ∆σi ≥ ∆σD/γMf : 6 ∆ σ D / γ Mf N i = 5 × 10 -------------------γ Ff ∆ σ i

-

[9.7]

se ∆σD/γMf > γFf ∆σi ≥ ∆σD/γMf : 6 ∆ σ D / γ Mf N i = 5 × 10 -------------------γ Ff ∆ σ i

-

3

5

[9.8]

se γFf ∆σi < ∆σL/γMf : Ni = ∞

(7)

[9.9]

Una valutazione della resistenza a fatica equivalente ad ampiezza costante può essere svolta verificando il criterio:

γFf ∆σE ≤ ∆σR/γMf

[9.10]

dove: ∆σE

è il campo di variazione delle tensioni equivalente, ad ampiezza costante, che, per un assegnato numero di cicli, porta allo stesso danneggiamento cumulativo dello spettro di progetto;

∆σR

è la resistenza a fatica per la relativa categoria dei dettagli costruttivi (vedere 9.8), per lo stesso numero di cicli usato per determinare ∆σE.

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(8)

Può essere adottata una ipotesi conservativa nella valutazione di ∆σE e ∆σR usando una curva di resistenza a fatica di pendenza m = 3.

(9)

Più in generale ∆σE può essere calcolata tenendo in considerazione la curva di resistenza a fatica a doppia pendenza ed il limite per i calcoli a fatica indicati nella figura 9.1.2.

(10) In alternativa, una valutazione della resistenza a fatica equivalente ad ampiezza costante può essere svolta verificando lo specifico criterio: γFf ∆σE.2 ≤ ∆σC/γMf

[9.11]

dove: ∆σE.2 è il campo di variazione delle tensioni equivalente ad ampiezza costante per 2 milioni di cicli;

∆σC

9.5.2.3

è il valore di riferimento della resistenza a fatica a 2 milioni di cicli per la pertinente categoria dei dettagli costruttivi (vedere 9.8).

Campo di variazione delle tensioni tangenziali (1)

Il campo di variazione delle tensioni tangenziali nominali, ∆τ, dovrà essere trattato in modo simile al campo di variazione delle tensioni normali nominali, ma usando una singola costante di pendenza m = 5.

(2)

Per tensioni tangenziali Ni può essere calcolato come segue: -

se γFf ∆τi ≥ ∆τL/γMf : 6 ∆ τ C / γ Mf N i = 2 × 10 ------------------γ Ff ∆ τ i

-

5

[9.12]

se γFf ∆τi < ∆τL/γMf : Ni = ∞

9.5.2.4

[9.13]

Combinazione di campi di variazioni di tensioni normali e tangenziali (1)

Nel caso di una combinazione di tensioni normali e tangenziali, la valutazione della resistenza a fatica dovrà considerare i loro effetti combinati.

(2)

Se ∆τE è minore del 15% di ∆σE, gli effetti di ∆τE possono essere trascurati.

(3)

In posizioni diverse dalle sezioni di gola delle saldature, se le tensioni normali e tangenziali indotte dallo stesso evento di carico variano simultaneamente, o se il piano della massima tensione principale non cambia significativamente nel corso dell'evento di carico, allora può essere usata la massima variazione della tensione principale.

(4)

Se, nella stessa posizione, le tensioni normali e tangenziali variano indipendentemente, le componenti di danneggiamento per le tensioni normali e tangenziali dovranno essere determinate separatamente impiegando la regola di PalmgrenMiner, e successivamente combinate usando il seguente criterio:

Dd.σ + Dd.τ ≤ 1

[9.14]

nel quale:

Dd.σ = ∑(n i / N i ) per i campi di variazione delle tensioni normali ∆σi; Dd.τ = ∑(n i / N i ) per i campi di variazione delle tensioni tangenziali ∆τi. (5)

Quando si usano i campi di variazione delle tensioni equivalenti ad ampiezza costante, questo criterio generalmente diventa:

γ Ff ∆ σ E -------------------∆ σ R / γ Mf (6)

3

γ Ff ∆ τ E + -------------------∆ τ R / γ Mf

5

≤1

[9.15]

In alternativa, una valutazione della resistenza può essere svolta usando ∆σE e ∆τE, ad ampiezza costante: γ Ff ∆ σ E.2 --------------------∆ σ C / γ Mf

3

γ Ff ∆ τ E.2 + -------------------∆ τ C / γ Mf

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5

≤1

[9.16]

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(7)

I campi di variazione delle tensioni nelle saldature dovranno essere determinate come specificato in 9.4.3. Le componenti di danno per le sollecitazioni normali e tangenziali dovranno essere determinate separatamente impiegando la regola di Palmgren-Miner, e successivamente combinate usando il seguente criterio: Dd.σ + Dd.τ ≤ 1 [9.17] nel quale: Dd.σ = ∑(n i / N i ) per i ∆ di tensione normale σw definita in 9.4.3; Dd.τ = ∑(n i / N i ) per i ∆ di tensione tangenziale τw definita in 9.4.3.

9.5.3

Valutazioni della resistenza a fatica basate sui campi di variazione delle tensioni geometriche (1)

(2)

(3)

(4)

(5)

La tensone geometrica è la massima tensione principale nel metallo base adiacente all'attacco del cordone di saldatura prendendo in considerazione solo la geometria complessiva della giunzione, escludendo gli effetti delle concentrazioni locali di sforzi dovute alla geometria della saldatura ed alle discontinuità all'attacco del cordone di saldatura. Si dovrà trovare il massimo valore di ∆ delle tensioni geometriche considerando varie posizioni all'attacco del cordone di saldatura intorno al giunto saldato o alla zona di concentrazione degli sforzi. Le tensioni geometriche possono essere determinate usando coefficienti di concentrazione degli sforzi ottenuti da formule parametriche all'interno del loro dominio di validità, da una analisi ad elementi finiti o da un modello sperimentale. Una valutazione della resistenza a fatica basata sui ∆ delle tensioni geometriche dovrà essere trattata in modo simile alle valutazioni indicate in 9.5.2, ma sostituendo al ∆ delle tensioni nominali con il ∆ delle tensioni geometriche. La resistenza a fatica da usare nelle valutazioni basate su i ∆ delle tensioni geometriche dovrà essere determinata facendo riferimento a quanto indicato in 9.6.3.

9.6

Resistenza a fatica

9.6.1

Generalità (1)

(2)

(3) (4)

La resistenza a fatica per le tensioni normali è definita da una serie di curve logaritmiche log ∆σR - log N, ciascuna delle quali si applica ad una tipica categoria di dettagli costruttivi. Ogni categoria di dettagli costruttivi è identificata da un numero che rappresenta, in N/mm2, il valore di riferimento ∆σc della resistenza a fatica a 2 milioni di cicli (vedere figura 9.6.1). I valori usati sono valori arrotondati, corrispondenti alle categorie dei dettagli costruttivi riportate nel prospetto 9.6.1. Le curve di resistenza a fatica per le tensioni normali nominali sono definite da: log N = log a - m log ∆σR [9.18] dove: ∆σR è la resistenza a fatica; N è il numero di cicli di tensione; m è il coefficiente angolare delle curve di resistenza a fatica, avente valore 3 e/o 5; log a è una costante che dipende dalla curva a cui ci si riferisce (vedere 9.6.2.1). Curve di resistenza a fatica simili sono usate per le tensioni tangenziali: vedere figura 9.6.2 e prospetto 9.6.2. Le curve sono basate su indagini sperimentali rappresentative ed includono quindi gli effetti di: - concentrazioni locali di tensione dovute alla geometria della saldatura; - dimensione e forma delle discontinuità accettabili; - direzione delle tensioni; - tensioni residue; - condizioni metallurgiche; - in alcuni casi, i processi di saldatura ed i trattamenti migliorativi successivi alla saldatura.

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(5)

Quando dati sperimentali sono usati per stabilire la categoria di classificazione di un particolare dettaglio costruttivo, il valore ∆σR corrispondente al valore di N pari a 2 milioni di cicli, dovrà essere calcolato per una probabilità di sopravvivenza (per log N ) pari al 95% con un intervallo di confidenza pari al 75%, considerando la deviazione standard e la dimensione del campione. Il numero dei punti ricavati dai dati di prova (non minore a 10) dovrà essere considerato nella analisi statistica.

(6)

Dovrà essere opportunamente tenuto in considerazione il fatto che le tensioni residue sono di ridotta entità nei campioni in scala ridotta. Le curve di resistenza a fatica risultanti dovranno essere corrette per tenere in debito conto il maggior effetto delle tensioni residue nelle strutture a grandezza reale.

(7)

I livelli di discontinuità accettabili sono definiti nella norma di riferimento n. 9: vedere appendice B.

(8)

Si forniscono definizioni separate delle curve di resistenza a fatica per: -

i dettagli classificati, per i quali si applica il campo di variazione delle tensioni nominali (vedere 9.6.2);

-

i dettagli non classificati, per i quali si applica il campo di variazione delle tensioni geometriche (vedere 9.6.3).

9.6.2

Curve di resistenza a fatica per i dettagli classificati

9.6.2.1

Curve di resistenza a fatica per le sezioni aperte (1)

Le categorie dei dettagli costruttivi da usare, per le sezioni aperte, sono fornite in 5 prospetti come segue: prospetto 9.8.1:

dettagli non saldati;

prospetto 9.8.2:

sezioni composte e saldate;

prospetto 9.8.3:

saldature di testa trasversali;

prospetto 9.8.4:

particolari saldati non caricati direttamente;

prospetto 9.8.5:

giunti saldati con carichi applicati.

(2)

Nel successivo prospetto 9.8.1 le frecce negli schizzi indicano la posizione e la direzione delle tensioni alle quali si applicano le relative verifiche a fatica.

(3)

La categoria dei dettagli costruttivi usata per designare una particolare curva di resistenza a fatica corrisponde al valore di riferimento (in N/mm2) della resistenza a fatica a 2 milioni di cicli, ∆σc o ∆τC secondo il caso.

(4)

Le curve di resistenza a fatica per i campi di variazione delle tensioni normali nominali per un certo numero di dettagli costruttivi sono fornite nella figura 9.6.1. Il limite di fatica ad ampiezza costante corrisponde alla resistenza a fatica per 5 milioni di cicli ed il limite per i calcoli a fatica corrisponde alla resistenza a fatica per 100 milioni di cicli.

(5)

I valori corrispondenti per il calcolo della resistenza a fatica sono dati nel prospetto 9.6.1.

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figura

9.6.1

Curve della resistenza a fatica per campi di variazione delle tensioni normali

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prospetto 9.6.1

Valori numerici per le curve di resistenza a fatica per campi di variazione delle tensioni normali log a per N < 108

Categoria dei dettagli

N ≤ 5 × 106

N ≥ 5 × 106

∆σC (N/mm2)

(m = 3)

(m = 5)

160 140 125 112 100 90 80 71 63 56 50 45 40 36

12,901 12,751 12,601 12,451 12,301 12,151 12,001 11,851 11,701 11,551 11,401 11,251 11,101 10,951

17,036 16,786 16,536 16,286 16,036 15,786 15,536 15,286 15,036 14,786 14,536 14,286 14,036 13,786

Campo di variazione delle Campo di variazione delle tensioni al limite di fatica ad tensioni al limite per i calcoli ampiezza costante a fatica (N = 5 × 106) (N = 108) ∆σD ∆σL (N/mm2) (N/mm2) 64 57 51 45 40 36 32 29 26 23 20 18 16 14

117 104 93 83 74 66 59 52 46 41 37 33 29 26

(6)

Le curve di resistenza a fatica per le escursioni delle tensioni tangenziali nominali sono mostrate nella figura 9.6.2. Esse hanno coefficiente angolare m = 5. Per queste curve non vi è limite di fatica ad ampiezza costante, ma il limite per i calcoli a fatica a 100 milioni di cicli si applica come per le escursioni delle tensioni normali nominali.

(7)

I valori corrispondenti per il calcolo della resistenza a fatica sono dati nel prospetto 9.6.2.

(8)

La categoria dei dettagli 100 si riferisce al metallo base, a saldature di testa a completa penetrazione ed ai bulloni in accoppiamento di precisione che lavorano a taglio.

(9)

La categoria dei dettagli 80 si riferisce a saldature a cordoni d'angolo ed a saldature di testa a parziale penetrazione che lavorano a taglio.

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figura

9.6.2

prospetto 9.6.2

Curve della resistenza a fatica per campi di variazione delle tensioni tangenziali

Valori numerici per le curve di resistenza a fatica per campi di variazione delle tensioni tangenziali Categoria dei dettagli

log a per N < 108

∆τC (N/mm2)

(m = 5)

Campo di variazione delle tensioni al limite per i calcoli a fatica (N = 108) ∆τL (N/mm2)

100 80

16,301 15,801

46 36

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9.6.2.2

Curve di resistenza a fatica per le sezioni cave

figura

9.6.3

(1)

Le curve di resistenza a fatica da usare in presenza dei dettagli costruttivi di sezioni cave mostrati nel prospetto 9.8.6 sono quelle fornite nella figura 9.6.1. Esse hanno due tratti a diversa pendenza con coefficienti angolari m = 3 e m = 5.

(2)

Le curve di resistenza a fatica da usare in presenza dei dettagli di giunzioni di travi reticolari in profilati cavi mostrati nel prospetto 9.8.7 sono fornite nella figura 9.6.3. Esse sono rette con coefficiente angolare m = 5.

(3)

I valori corrispondenti per i calcoli numerici della resistenza a fatica sono dati nel prospetto 9.6.3.

(4)

L'altezza di gola di una saldatura con cordoni d'angolo non dovrà essere inferiore allo spessore dell'elemento cavo che essa collega.

Curve della resistenza a fatica per giunzioni di travi reticolari tubolari

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prospetto 9.6.3

Valori numerici per le curve di resistenza a fatica per elementi cavi log a per N < 108

∆σC (N/mm2)

(m = 5)

Campo di variazione delle tensioni al limite per i calcoli a fatica (N = 108) ∆σL (N/mm2)

90 71 56 50 45 36

16,051 15,551 15,051 14,801 14,551 14,051

41 32 26 23 20 16

(5)

Le azioni nelle membrature possono essere determinate trascurando l'effetto delle eccentricità e della rigidezza della giunzione, assumendo collegamenti incernierati, purché vengano considerati gli effetti dei momenti flettenti secondari per valutare i ∆ delle tensioni.

(6)

In assenza di una rigorosa modellazione della giunzione e verifica degli sforzi, gli effetti dei momenti flettenti secondari possono essere presi in considerazione moltiplicando i ∆ delle tensioni dovute alle azioni assiali negli elementi per appropriati coefficienti come segue:

(7)

prospetto 9.6.4

Categoria dei dettagli

-

per giunzioni in travi reticolari composte da profilati cavi a sezione circolare: vedere prospetto 9.6.4;

-

per giunzioni in travi reticolari composte da profilati cavi a sezione rettangolare: vedere prospetto 9.6.5.

Per chiarimenti inerenti la terminologia usata nei prospetti 9.6.4 e 9.6.5: vedere prospetto 9.8.7.

Coefficienti per tenere in conto i momenti flettenti secondari nelle giunzioni di travi reticolari composte da profilati cavi a sezione circolare Tipo di giunzione Giunzione con distacco Giunzione con sovrapposizione

prospetto 9.6.5

Correnti

Elementi verticali

Diagonali

Tipo K

1,5

1,0

1,3

Tipo N

1,5

1,8

1,4

Tipo K

1,5

1,0

1,2

Tipo N

1,5

1,65

1,25

Coefficienti per tenere in conto i momenti flettenti secondari nelle giunzioni di travi reticolari composte da profilati cavi a sezione rettangolare Tipo di giunzione Giunzione con distacco Giunzione con sovrapposizione

9.6.3

Correnti

Elementi verticali

Diagonali

Tipo K

1,5

1,0

1,5

Tipo N

1,5

2,2

1,6

Tipo K

1,5

1,0

1,3

Tipo N

1,5

2,0

1,4

Curve di resistenza a fatica per dettagli non classificati (1)

La valutazione della resistenza a fatica di tutti i dettagli costruttivi non inclusi nei prospetti da 9.8.1 a 9.8.7 e di tutti gli elementi cavi e i giunti tubolari aventi spessore maggiore di 12,5 mm dovrà essere svolta usando la procedura basata sui campi di variazione delle tensioni geometriche indicata in 9.5.3.

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(2)

Le curve di resistenza a fatica da impiegarsi per la valutazione della resistenza a fatica basata sui ∆ delle tensioni geometriche dovranno essere le seguenti: a) Per saldature di testa a completa penetrazione: -

categoria 90, nella figura 9.6.1, quando sono soddisfatti i criteri di accettabilità relativi sia al profilo dei giunti sia ai difetti di saldatura;

-

categoria 71, nella figura 9.6.1, quando sono soddisfatti solo i criteri di accettabilità dei difetti di saldatura.

b) Per saldature di testa a parziale penetrazione o con cordoni d'angolo caricati direttamente: (3)

categoria 36, nella figura 9.6.1, oppure in alternativa una curva di resistenza a fatica ottenuta da risultati di prove a fatica adeguate.

Per i campi di variazione delle tensioni nelle saldature, vedere 9.4.3.

9.7

Fattori che influenzano la resistenza a fatica

9.7.1

Campi di variazione delle tensioni in dettagli costruttivi non saldati o sottoposti a trattamento termico di distensione (1)

9.7.2

Nei dettagli costruttivi non saldati o nei dettagli costruttivi saldati sottoposti a trattamento termico di distensione, il ∆ efficace delle tensioni da usare nella valutazione della resistenza a fatica dovrà essere determinato sommando la componente di trazione del ∆ di tensione ed il 60% della componente di compressione del ∆ di tensione.

Influenza dello spessore (1)

La resistenza a fatica dipende dallo spessore del metallo base nel quale può comparire e propagarsi una potenziale cricca.

(2)

La variazione della resistenza a fatica con lo spessore dovrà essere considerata quando lo spessore del materiale è maggiore di 25 mm riducendo la resistenza a fatica per mezzo dell'equazione: ∆σR.t = ∆σR (25/t ) 0,25

[9.19]

con t > 25 mm.

9.7.3

(3)

Quando lo spessore del materiale del dettaglio costruttivo è minore di 25 mm, la resistenza a fatica dovrà essere presa pari a quella per lo spessore di 25 mm.

(4)

Questa riduzione in funzione dello spessore dovrà essere applicata soltanto ai dettagli costruttivi aventi saldature trasversali rispetto alla direzione delle tensioni normali.

(5)

Qualora la categoria del dettaglio costruttivo nei prospetti di classificazione sia già variabile con lo spessore, le correzioni per lo spessore precedentemente descritte non dovranno essere applicate.

Curve modificate della resistenza a fatica (1)

I dati sperimentali relativi a certi dettagli costruttivi possono non corrispondere ad alcuna delle curve di resistenza a fatica. per evitare condizioni non conservative, per tali dettagli costruttivi si adotta la categoria di resistenza a fatica immediatamente inferiore rispetto a quella che sarebbe risultata dalla resistenza sperimentale a 2 × 106 cicli.

(2)

Questi dettagli costruttivi sono identificati con un asterisco nei prospetti dal 9.8.1 al 9.8.5. La classificazione di questi dettagli può essere aumentata nel prospetto 9.6.1 di una categoria, purché venga adottata una curva di resistenza a fatica nella quale il limite di fatica ad ampiezza costante sia posto pari alla resistenza a fatica a 107 cicli per m = 3: vedere figura 9.7.1.

(3)

I valori numerici necessari per calcolare un valore modificato della resistenza a fatica sono dati nel prospetto 9.7.1.

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prospetto 9.7.1

Valori numerici per le curve modificate della resistenza a fatica per campi di variazione delle tensioni normali log a per N < 108

Categoria dei dettagli

N ≤ 107

N ≥ 107

(m = 3)

(m = 5)

11,551 11,401 11,101

14,585 14,335 13,835

(nominale) 50* 45* 36*

9.8

Campo di variazione delle Campo di variazione delle tensioni al limite di fatica ad tensioni al limite per i calcoli ampiezza costante a fatica (N = 107) (N = 108) ∆σD ∆σL (N/mm2) (N/mm2) 33 29 23

21 18 15

Prospetti di classificazione dei dettagli costruttivi (1)

La classificazione dei dettagli costruttivi elencati nei prospetti da 9.8.1 a 9.8.7 è stata stabilita sulla base delle tensioni lungo la direzione indicata dalla freccia, ipotizzando la presenza potenziale di cricche sulla superficie del metallo base; nel caso di cricche nella sezione di gola della saldatura, si fa riferimento alla tensione calcolata nella sezione di gola.

(2)

Le sollecitazioni dovranno essere calcolate usando la sezione lorda o netta, a seconda dei casi dell'elemento caricato.

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figura

9.7.1

Curva modificata della resistenza a fatica

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Lamiere tagliate meccanicamente o all'ossitaglio 4 - Materiale tagliato all'ossitaglio automatico o meccanicamente senza tracce del taglio

5 - Materiale tagliato all'ossitaglio manualmente o materiale con bordi tagliati all'ossitaglio automatico con tracce del taglio superficiali e regolari

125

Descrizione

140

Particolari costruttivi Prodotti laminati ed estrusi 1 - Lamiere 2 - Profilati laminati 3 - Profili cavi senza saldatura (vedere prospetti 9.8.6 e 9.8.7)

Particolari non saldati

160

Categoria dei particolari

prospetto 9.8.1

4 e 5: - Assenza di riparazioni mediante saldatura - Gli angoli rientranti (pendenza 100 mm

50 < L ≤ 100 mm

1 r --- ≤ -----3 W r > 150 mm

)

L ≤ 50 mm

Particolari costruttivi

Collegamenti saldati con saldature non soggette a carichi

90

50*

71

80

Categoria dei particolari

prospetto 9.8.4

2 - Fazzoletto saldato al bordo di una lamiera o della piattabanda di una trave

Collegamenti longitudinali 1 - La categoria del particolare elemento varia in funzione della lunghezza del collegamento L

Descrizione

2 - Il piatto laterale sarà realizzato, mediante taglio meccanico o termico, con un raggio r che consenta un raccordo dolce con la lamiera, prima delle operazioni di saldatura. Dopo l'esecuzione del giunto questo verrà molato nella direzione della freccia

Requisiti

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80

71

80

Categoria dei particolari

t > 12 mm

t ≤ 12 mm

prospetto 9.8.4

Particolari costruttivi

Collegamenti saldati con saldature non soggette a carichi (Continua)

6 - L'effetto di pioli saldati sul materiale base

Collegamenti trasversali 3 - Saldature che terminano a più di 10 mm dal bordo della lamiera 4 - Irrigidimenti verticali saldati ad una trave o ad una trave composta 5 - Diaframmi di travi scatolate saldati alla piattabanda o all'anima

Descrizione

4 - L'ampiezza del ciclo di tensioni deve essere calcolato usando le tensioni principali se l'irrigidimento termina nell'anima

Requisiti

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*)

63

36*)

71

Vedere 9.7.3.

Categoria dei particolari

prospetto 9.8.5

Particolari costruttivi

Collegamenti saldati con saldature soggette a carichi Requisiti

Giunti a sovrapposizione saldati 3 - Giunti a sovrapposizione con saldatura a cordoni d'angolo

3 - La sollecitazione nell'elemento principale deve essere calcolata sulla base dell'area mostrata nello schizzo

1 - Ispezionata e trovata esente da discontinuità al di fuori delle tolleranze della norma di riferimento n. 9 - Livello di qualità 3 2 - Sono richieste due valutazioni della resistenza a fatica. La prima, per le cricche alla radice, è valutata con quanto riportato in 9.4.3 considerando la categoria 36* per σw e la categoria 80 per τw. La seconda, per le cricche all'attacco del cordone, è 2 -Giunti con cordoni d'angolo, a parziale valutata determinando l'ampiezza penetrazione e a parziale penetrazione delle tensioni nelle lamiere che equivalente alla piena penetrazione reggono i carichi, categoria 71 come definito in figura 6.6.9(a) 1 e 2: - Il disallineamento delle piastre che reggono i carichi non deve eccedere il 15% dello spessore della lamiera intermedia

Giunti a croce 1 - Saldatura di testa a completa penetrazione

Descrizione

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*)

80 m=5

36*)

50*)

45*)

t o tc >20 mm

Particolari costruttivi

Collegamenti saldati con saldature soggette a carichi (Continua)

t e tc ≤20 mm

Vedere 9.7.3.

Categoria dei particolari

prospetto 9.8.5

4 - Le tensioni devono essere calcolate negli elementi esterni 3 e 4: - Estremità della saldatura a più di 10 mm dal bordo della piastra - La resistenza a rottura a taglio deve essere determinata usando il particolare 7

Requisiti

Saldature soggette a taglio 6 - Saldature continue a cordoni d'angolo 6 - L'ampiezza delle tensioni deve essere calcolata in base all'area che trasmettono una forza di taglio della sezione di gola della saldatura continua, quali le saldature fra anima e piattabanda di travi composte. Per 7 - L'ampiezza delle tensioni deve essere calcolata in base all'area saldature di testa continue a completa della sezione di gola della saldatura penetrazione soggette a taglio usare considerando la lunghezza totale la categoria 100 della saldatura 7 - Giunzioni a sovrapposizione saldate - Estremità della saldatura a più di a cordoni d'angolo 10 mm dal bordo della piastra

Piastre coprigiunto in travi e travi composte 5 - Estremità di piastre coprigiunto con 5 - Qualora la piastra coprigiunto sia più saldatura singola o multipla, con o larga della piattabanda, è necessaria senza saldatura nel tratto frontale una saldatura frontale, accuratamente molata per rimuovere le incisioni marginali

Giunti a sovrapposizione saldati 4 - Giunzione a sovrapposizione con saldatura a cordoni d'angolo

Descrizione

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50

71

80 m=5

Categoria dei particolari

prospetto 9.8.5

Particolari costruttivi

Collegamenti saldati con saldature soggette a carichi (Continua) Requisiti

-

Per una saldatura a cordoni d'angolo o una saldatura di testa a parziale penetrazione, l'ampiezza delle tensioni di flessione dovrà essere calcolata in base allo spessore della sezione di gola della saldatura, o allo spessore dell'irrigiditore, se inferiore

Irrigidimenti trapezoidali saldati alle lamiere di impalcato 9 - Saldatura a cordoni d'angolo oppure 9 - Per una saldatura di testa a saldatura di testa a completa o completa penetrazione, l'ampiezza parziale penetrazione delle tensioni di flessione dovrà essere calcolata in base allo spessore dell'irrigiditore

Saldature soggette a taglio 8 - Pioli (collasso in zona fusa o in zona 8 - Le tensioni tangenziali devono termicamente alterata) essere calcolate sulla sezione trasversale nominale del piolo

Descrizione

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*)

(t ≤ 12,5 mm).

5 - Saldature non soggette carichi - Larghezza della sezione parallelamente alla direzione della tensione 10 ≤1501)

>150 ≤2501)

≤1501)

>150 ≤2501)

EN 10025: B C D DD

+20 0 -20 -20

27 27 27 40

23 23 23 33

+20 +0 -20 -302)

+25 +5 -15 -252)

prEN 10113: KG KT

-20 -50

40 27

33 23

-302) -50

-252) -45

Note: 1)

2)

C.2.6

Il valore deve essere concordato con il produttore dell'acciaio per prodotti laminati in accordo alla EN 10025 per uno spessore nominale maggiore di 100 mm; per prodotti di acciaio nella condizione di fornitura N di spessore maggiore di 150 mm secondo il prEN 10113-2; per prodotti di acciaio nelle condizioni di fornitura TM di spessore >150 mm per i profilati e maggiore di 63 mm per le lamiere. Si suppone che questi valori siano equivalenti ad un'energia assorbita in prova di resilienza Charpy con intaglio a V, di 40 J a -20 °C, o di 33 J a -20 °C per acciaio con spessore maggiore di 150 mm, fino a 250 mm.

Calcoli (1)

Il fattore critico di intensificazione delle tensioni K1C, convenzionale, da richiedere è dato dalla equazione:

K1C = (γCα)0,55 fyl t 0,5/1,226

[C.2]

nella quale:

α = 1/[ka + kb l n (t /t1) + kc (t /t1)0,5] (2)

Si otterrà la minima temperatura di servizio Tmin dalla equazione:

Tmin = 1,4 Tcv + 25 + β + (83 - 0,08 fyl ) [kd]0,17

[C.3]

nella quale:

β = 100 (l n K1C - 8,06)

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APPENDICE (normativa)

D L'USO DEGLI ACCIAI DI CLASSE S 460 E S 420

D.1

Scopo (1)P La presente appendice estende il campo di applicazione della ENV 1993-1-1 agli acciai di classe S 460 e S 420 conformi alla EN 10113 ed all'acciaio di classe S 460 conforme alla EN 10137.

D.2

Contenuti (1)P Da D.3 a D.9 vengono estesi i corrispondenti punti, insieme ai relativi allegati, nel modo che segue: -

D.3

Materiali:

Punto 3 ed appendici B e C;

-

D.4

Stati limite di servizio:

Punto 4;

-

D.5

Stati limite ultimi:

Punto 5 ed appendici E ed F;

-

D.6

Collegamenti soggetti a carichi statici:

Punto 6 ed appendici J, K, L ed M;

Fabbricazione degli acciai EN 10113:

Punto 7;

-

Nota

D.7

-

D.8

Progettazione assistita da prove sperimentali: Punto 8 ed appendice Y;

-

D.9

Fatica:

Punto 9.

Il punto D.7 ha lo scopo di ricoprire gli aspetti relativi agli acciai di entrambe le EN 10113 ed EN 10137 ma con riferimento alle sole disposizioni di fabbricazione che risultano rilevanti ai fini progettuali. All'attuale stato di sviluppo, in attesa che siano disponibili le prescrizioni per gli acciai ad alta resistenza nella EN 1090 "Esecuzione di strutture di acciaio", il punto D.7 include temporaneamente anche le prescrizioni riguardanti gli acciai conformi alla EN 10113 ma non ricopre gli aspetti relativi agli acciai conformi alla EN 10137. In futuro è previsto che la EN 1090 contenga prescrizioni appropriate per gli acciai conformi ad entrambe le EN 10113 ed EN 10137, sostituendo le attuali temporanee prescrizioni. (2)P Le prescrizioni dei punti 1 e 2 si applicano, senza cambiamento alcuno, agli acciai di classe S 460 ed S 420.

D.3

Materiali

D.3.1

Acciaio strutturale (1)P Le caratteristiche del materiale specificate nel presente punto corrispondono ai valori nominali da usarsi quali valori caratteristici solo nei calcoli di progetto. (2)P Ulteriori caratteristiche sono specificate nelle EN 10113 ed EN 10137. (3)P I valori nominali della tensione di snervamento fy e della resistenza a rottura per trazione fu per gli acciai di classe S 460 ed S 420 conformi alla EN 10113 e per l'acciaio di classe S 460 conforme alla EN 10137 sono indicati nel prospetto D.1. (4)P I valori nominali riportati nel prospetto D.3.1 possono essere adottati nei calcoli quali valori caratteristici. (5)P Come alternativa, per un più vasto campo di spessori, possono essere adoperati i valori minimi specificati nella EN 10113.

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prospetto

D.1

Valori nominali della tensione di snervamento fy e della tensione di rottura per trazione fu Spessore t mm1)

Classe nominale di acciaio in conformità alla EN 10113

t ≤ 40 fy (N/mm2)

fu (N/mm2)

fy (N/mm2)

fu (N/mm2)

S 460 N

460

550

430

550

S 460 M

460

530

430

530

S 420 N

420

520

390

520

S 420 M

420

500

390

500

Spessore t mm1)

Classe nominale di acciaio in conformità alla EN 10137

S 460 Q 1) 2)

40 mm < t ≤ 100 mm2)

t ≤ 50 mm

50 mm < t ≤ 100 mm

100 mm < t ≤ 150 mm

fy (N/mm2)

fu (N/mm2)

fy (N/mm2)

fu (N/mm2)

fy (N/mm2)

fu (N/mm2)

460

550

440

550

400

500

t è lo spessore nominale dell'elemento. 40 mm < t ≤ 63 mm per piastre o altri prodotti piani di acciaio in condizione di consegna M in conformità alla EN 10113-3.

(6)P

Valori simili possono essere adottati per le sezioni strutturali cave in conformità alle EN 10210 ed EN 10219.

(7)P

Il materiale deve presentare sufficiente resilienza onde evitare rotture fragili alla minima temperatura di servizio che si prevede possa verificarsi durante la vita utile prevista per la struttura.

(8)

Nei casi normali di membrature saldate o non saldate di strutture per edifici soggette a carichi statici o di fatica (ma non a carichi dinamici) non sono necessarie ulteriori verifiche nei riguardi della rottura fragile qualora siano soddisfatte le condizioni riportate nel prospetto D.2.

(9)

Per tutti gli altri casi si dovrà fare riferimento all'appendice C.

(10)

Nell'appendice C, il valore di base della più bassa resistenza allo snervamento fy0 andrebbe assunto pari a 460 N/mm2 per l'acciaio di classe S 460 e pari a 420 N/ mm2 per l'acciaio di classe S 420.

(11)P Quando si utilizzano gli acciai di classe S 460 o S 420 conformi alla EN 10113 oppure l'acciaio di classe S 460 conforme alla EN 10137, per l'analisi globale della struttura o dei suoi elementi può essere adoperata l'analisi plastica.

D.3.2

Elettrodi per le saldature (1)P Tutti gli elettrodi per le saldature devono essere conformi alla norma di riferimento 4 (vedere appendice B). (2)P I valori specificati della resistenza allo snervamento, resistenza a rottura per trazione, allungamento a rottura ed il valore minimo di energia Charpy con intaglio a V del metallo di apporto, devono essere uguali o maggiori ai corrispondenti valori specificati per il tipo di acciaio da saldare.

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prospetto

Spessori massimi per elementi strutturali caricati staticamente che non richiedono riferimento all'appendice C

D.2

Tipo e qualità di acciaio

Spessore massimo (mm) per una minima temperatura di servizio pari a: 0 °C

Condizione di servizio EN 10113:

-20 °C

S1

S2

S1

S2

S1

S2

179

53

150

38

99

28

250

150

250

101

250

69

1)

S 4602) S 460 L

-10 °C

3)

2)

250

70

162

50

140

36

250

172

250

145

250

94

S 460 Q

126

34

86

25

61

18

S 460 QL

150

86

150

61

150

44

S 460 QL1

150

150

150

150

150

119

S 420

S 420 L3) EN 10137:4)

5)

Condizioni di servizio: S1 In alternativa: - non saldati, oppure - in compressione. S2 Saldati, in trazione. Per entrambi i casi, il presente prospetto fa riferimento ad una velocità di applicazione del carico R1 e conseguentemente a condizioni di collasso C2 (vedere appendice C). 1)

2)

3) 4)

5)

D.4

Per gli acciai in condizione di consegna N conformi alla EN 10113-2, per spessori oltre i 100 mm per acciaio di classe S 460 ed oltre i 150 mm per l'acciaio di classe S 420, e per acciai in condizioni di consegna M conformi alla EN 10113-3, per gli elementi di forma allungata con spessore oltre i 150 mm e per elementi piani con spessore oltre i 63 mm, il valore minimo di energia Charpy con intaglio a V specificato nella EN 10113 dovrà essere concordato. Per spessori fino a 150 mm si richiede un valore minimo di 27 J, mentre per spessori oltre i 150 mm e fino a 250 mm è richiesto un valore di 23 J. Si consigliano temperature di prova pari a -30 °C per gli acciai di classe S 460 ed S 420 e pari a -50 °C per gli acciai di classe S 460 L ed S 420 L. Per gli acciai di classe S 460 ed S 420, i valori minimi specificati di energia Charpy con intaglio a V, con riguardo alla sola EN 10113, si riducono in modo che ad una temperatura di -20 °C sia associato un valore di energia minima pari a 40 J. I valori indicati in questa riga fanno riferimento ad un valore equivalente pari a 27 J relativamente ad una temperatura di -30 °C. Per gli acciai di classe S 460 L ed S 420 L, il valore minimo di energia Charpy con intaglio a V specificato nella EN 10113 è pari a 27 J per una temperatura di -50 °C. Nella EN 10137-2, il massimo spessore specificato per gli acciai temprati e rinvenuti è 150 mm. Il valore minimo di energia Charpy con intaglio a V specificato è pari a 30 J per la direzione longitudinale e pari a 27 J per la direzione trasversale alla temperatura di prova pari a -20 °C, - 40 °C e -60 °C rispettivamente per le qualità di acciaio Q, QL, QL1. I valori riportati nel presente prospetto fanno riferimento ad un'energia di 27 J relativamente alle temperature associate a ciascuna qualità di acciaio. Per tutti i dettagli relativi alle condizioni di servizio, si rimanda all'appendice C.

Stati limite di servizio (1)P I requisiti relativi agli stati limite di servizio specificati in 2 e 4 si applicano anche per le strutture di acciaio per le quali si utilizzano acciai di classe S 460 ed S 420. (2)

Le raccomandazioni specificate nelle regole di applicazione in 4 sono valide anche per gli acciai di classe S 460 ed S 420.

D.5

Stati limite ultimi

D.5.1

Generalità (1)P Le prescrizioni specificate in 5 si applicano anche agli acciai di classe S 460 e S 420, fatte salve le prescrizioni speciali di cui in D.5.2 e D.5.3.

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D.5.2

Instabilità flessionale (1)P Con riferimento all'instabilità flessionale, per i soli acciai di classe S 460 ed S 420, le curve di instabilità appropriate, devono individuarsi attraverso il prospetto D.3. prospetto

D.3

Selezione della curva di instabilità in funzione della sezione trasversale

Sezione trasversale Sezioni laminate ad I

Limiti

Instabilità intorno all'asse

S 460

S 420

y-y z-z

a0 a0

a a

y-y z-z

a a

b b

y-y z-z

a a

b b

tf > 100 mm

y-y z-z

c c

d d

tf ≤ 40 mm

y-y z-z

b c

b c

tf > 40 mm

y-y z-z

c d

c d

h/b > 1,2: tf ≤ 40 mm 40 mm < tf ≤ 100 mm

h/b ≤ 1,2: tf ≤ 100 mm

Sezioni saldate ad I

Sezioni cave

tutti

a

a

1)

tutti

b

b

1)

tutti

c

c

tutti

b

b

y-y z-z

c c

c c

tutti

c

c

laminate a caldo profilate a freddo - uso di fyb profilate a freddo - uso di fya

Sezioni scatolari saldate in generale (eccetto quanto sotto specificato) saldature spesse e:

b/tf < 30 h/tw < 30

Sezioni ad U, L, T e sezioni piene

1)

Vedere 5.5.1.4(4) e figura 5.5.2.

(2)P Le sezioni non contenute in tale prospetto devono essere classificate in maniera analoga. (3)P Il coefficiente di imperfezione α corrispondente alla curva di instabilità appropriata deve essere ricavato dal prospetto D.4.

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prospetto

D.4

Coefficiente di imperfezione Curva di instabilità Coefficiente di imperfezione α

a0

a

b

c

d

0,13

0,21

0,34

0,49

0,76

(4)P I valori del coefficiente di riduzione χ possono essere ottenuti dal prospetto D.5 in funzione del valore adimensionale appropriato di snellezza λ . (5)P Le membrature rastremate e le membrature con variazione della sezione trasversale lungo il loro sviluppo, possono essere analizzate usando una teoria del secondo ordine, considerando l'appropriato valore di progetto dell'imperfezione di freccia iniziale equivalente eo,d specificato in figura D.1, in corrispondenza della pertinente curva di instabilità, dipendente dal metodo di analisi e dal tipo di verifica della sezione trasversale. prospetto

D.5

Coefficienti di riduzione λ

Coefficiente χ per curva di instabilità:

a0

a

b

c

d

0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0

1,000 0 0,985 9 0,970 1 0,951 3 0,927 6 0,896 1 0,853 3 0,796 1 0,725 3

1,000 0 0,977 5 0,952 8 0,924 3 0,890 0 0,847 7 0,795 7 0,733 9 0,665 6

1,000 0 0,964 1 0,926 1 0,884 2 0,837 1 0,783 7 0,724 5 0,661 2 0,597 0

1,000 0 0,949 1 0,897 3 0,843 0 0,785 4 0,724 7 0,662 2 0,599 8 0,539 9

1,000 0 0,923 5 0,850 4 0,779 3 0,710 0 0,643 1 0,579 7 0,520 8 0,467 1

1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 2,0

0,648 2 0,573 2 0,505 3 0,446 1 0,395 3 0,352 0 0,315 0 0,283 3 0,255 9 0,232 3

0,596 0 0,530 0 0,470 3 0,417 9 0,372 4 0,333 2 0,299 4 0,270 2 0,244 9 0,222 9

0,535 2 0,478 1 0,426 9 0,381 7 0,342 2 0,307 9 0,278 1 0,252 1 0,229 4 0,209 5

0,484 2 0,433 8 0,388 8 0,349 2 0,314 5 0,284 2 0,257 7 0,234 5 0,214 1 0,196 2

0,418 9 0,376 2 0,338 5 0,305 5 0,276 6 0,251 2 0,228 9 0,209 3 0,192 0 0,176 6

2,1 2,2 2,3 2,4 2,5 2,6 2,7 2,8 2,9 3,0

0,211 7 0,193 7 0,177 9 0,163 9 0,151 5 0,140 4 0,130 5 0,121 6 0,113 6 0,106 3

0,203 6 0,186 7 0,171 7 0,158 5 0,146 7 0,136 2 0,126 7 0,118 2 0,110 5 0,103 6

0,192 0 0,176 5 0,162 8 0,150 6 0,139 7 0,129 9 0,121 1 0,113 2 0,106 0 0,099 4

0,180 3 0,166 2 0,153 7 0,142 5 0,132 5 0,123 4 0,115 3 0,107 9 0,101 2 0,095 1

0,163 0 0,150 8 0,139 9 0,130 2 0,121 4 0,113 4 0,106 2 0,099 7 0,093 7 0,088 2

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figura

D.1

Valori di progetto delle imperfezioni di freccia iniziale equivalente eo,d

Sezione trasversale Metodo utilizzato per la verifica di resistenza

Metodo di analisi globale

Tipo di sezione ed asse

Elastica o Rigido - Plastica o Elastica - Perfettamente plastica

Elasto-plastica (metodo della zona plastica)

Elastica [5.4.8.2]

Qualsiasi

α ( λ – 0,2)kγ Wel /A

-

Lineare [5.4.8.1(12)]

Qualsiasi

α ( λ – 0,2)kγ Wpl /A

-

Plastica [5.4.8.1 da (1) ad (11)]

Sezione ad I, asse y - y

1,33 α ( λ – 0,2)kγ Wpl /A

α ( λ – 0,2)kγ Wpl /A

Sezione ad I, asse z - z

2,0 kγ eeff /ε

kγ eeff /ε

Sezione cava rettangolare

1,33 α ( λ – 0,2)kγ Wpl /A

α ( λ – 0,2)kγ Wpl /A

Sezione cava circolare

1,5 kγ eeff /ε

kγ eeff /ε

k γ = (1 – k δ) + 2 k δ λ Curva di instabilità

α

a0

0,13

a b c d

0,21 0,34 0,49 0,76

con la limitazione k γ ≥ 1,0

eeff

kδ γM1 = 1,05

γM1 = 1,10

γM1 = 1,15

γM1 = 1,20

l / 900

0,18

0,35

0,50

0,64

l / 600 l / 380 l / 270 l / 180

0,12 0,08 0,06 0,04

0,23 0,15 0,11 0,08

0,33 0,22 0,16 0,11

0,42 0,28 0,20 0,14

Membrature a sezione variabile: Per le membrature a sezione variabile, si adoperi il valore di Wel /A oppure Wpl /A calcolato al centro della lunghezza di libera inflessione l .

D.5.3

Resistenza all'imbozzamento (1)

Per il solo acciaio di classe S 460, si consiglia di calcolare la resistenza di progetto all'imbozzamento Ra,Rd dell'anima di una sezione I, H o U mediante la relazione:

Ra,Rd = 0,6 tw2 (E fyw)0,5 [(tf /tw)0,5 + 3 (tw/tf) (ss/d )]/γM1

[D.1]

dove:

ss è la lunghezza del tratto di contatto rigido, vedere 5.7.2(3); tw è lo spessore dell'anima; tf

è lo spessore dell'ala;

d

è l'altezza dell'anima al netto delle ali;

E

è il modulo di elasticità;

fyw è la resistenza allo snervamento dell'anima. ma con la limitazione che ss/d non dovrebbe essere assunto maggiore di 0,2.

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(2)

Per l'acciaio di classe S 420, si consiglia di determinare la resistenza di progetto all'imbozzamento usando l'espressione [5.77] in 5.7.4(1).

(3)

Qualora la membratura sia soggetta anche a momenti flettenti, si consiglia di soddisfare le seguenti disuguaglianze:

FSd ≤ Ra,Rd

[D.2a]

MSd ≤ Mc,Rd

[D.2b]

F Sd M Sd e --------------- + --------------- ≤ 1, 5 R a, Rd M c, Rd

[D.2c]

dove:

FSd

è il valore di progetto della forza trasversale o della reazione applicata all'anima attraverso una flangia;

MSd

è il momento di progetto nella membratura;

Mc,Rd

è il valore di progetto del momento resistente della sezione trasversale.

D.6

Collegamenti soggetti a carichi statici

D.6.1

Generalità (1)P Le prescrizioni specificate in 6 si applicano anche agli acciai di classe S 460 ed S 420, fatte salve le speciali prescrizioni di cui in D.6.2 e D.6.3. (2)P I collegamenti soggetti a fatica devono inoltre soddisfare i requisiti specificati in 9.

D.6.2

Resistenza di progetto di una saldatura a cordoni d'angolo (fillet weld) (1)P La resistenza di progetto per unità di lunghezza di una saldatura a cordoni d'angolo deve essere determinata usando il metodo riportato in 6.6.5.3 oppure il metodo alternativo indicato nell'appendice M. (2)

D.6.3

Per gli acciai di classe S 460 ed S 420, il valore del coefficiente di correlazione βw consigliato è pari a 1,0.

Collegamenti trave-colonna (1)

Le prescrizioni dell'appendice J per il progetto dei collegamenti trave-colonna si applicano anche agli acciai di classe S 460 ed S 420, ad eccezione delle prescrizioni speciali di cui in (2) e (3).

(2)

In J.2.3.2(4), quando le saldature longitudinali sono a cordoni d'angolo:

tw,eff = 1,3 twc (3)

D.6.4

In J.2.4.1(1) e J.3.5.1(1) si consiglia di determinare la resistenza a compressione dell'anima di una colonna non irrigidita utilizzando l'espressione [D.1] in D.5.3.(1) per il solo acciaio di classe S 460, ed invece per l'acciaio di classe S 420 l'espressione [5.77] in 5.7.4(1).

Collegamenti in travi reticolari con profilati cavi (1)

Si sconsiglia l’uso delle regole di applicazione indicate nell'appendice K per gli acciai S 460 e S 420 senza che siano eseguite ulteriori verifiche sperimentali.

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D.7

Fabbricazione degli acciai conformi alla EN 10113

D.7.1

Generalità

D.7.1.1

Scopo del punto D.7 (1)P In generale le prescrizioni del 7 si applicano anche agli acciai di classe S 460 ed S 420. Il D.7 tratta delle prescrizioni aggiuntive e delle modifiche delle prescrizioni relativamente alle suddette classi di acciaio. (2)P Regole addizionali per la fabbricazione degli acciai di classe S 460 ed S 420 conformi alla EN 10113 sono specificate in D.7. (3)P In D.7 sono anche specificati i requisiti addizionali per le saldature degli acciai di classe S 460 ed S 420 conformi alla EN 10113. (4)

D.7.1.2

In attesa della preparazione di norme europee che ricoprano gli aspetti relativi alla fabbricazione ed alla saldatura degli acciai temprati e rinvenuti, per l'acciaio di classe S 460 conforme alla EN 10137, si consiglia di seguire le raccomandazioni dei produttori dell'acciaio e dei produttori degli elettrodi per le saldature.

Categorie di acciaio (1)P Si deve tenere in considerazione il fatto che gli acciai di classe S 460 ed S 420 conformi alla EN 10113 possono essere prodotti mediante differenti processi di fabbricazione, sostanzialmente utilizzando differenti trattamenti termici e composizioni chimiche dell'acciaio, al fine di produrre materiali con analoghe proprietà meccaniche. (2)P Poiché le condizioni di composizione chimica e di trattamento termico hanno un'importante influenza sul comportamento del materiale durante la fabbricazione, devono essere distinte le seguenti condizioni di consegna: -

M: Acciaio laminato termomeccanicamente;

-

N: Acciaio normalizzato.

La laminazione termomeccanica è un processo di laminazione in cui la deformazione finale è prodotta in un particolare intervallo di temperatura, così da ottenere come risultato una condizione di materiale cui corrispondono determinate proprietà, le quali non possono essere raggiunte o ripristinate mediante il solo trattamento termico.

Nota 1

(3)P Tra gli acciai laminati termomeccanicamente si possono includere anche gli acciai prodotti mediante i seguenti processi: -

raffreddamento accelerato senza rinvenimento (AC);

-

tempra ed autorinvenimento (QST).

(4)P Tra gli acciai normalizzati si possono includere anche gli acciai laminati normalizzati. La laminazione normalizzata è un processo di laminazione in cui la deformazione finale è prodotta in un particolare intervallo di temperature, così da ottenere come risultato una condizione di materiale equivalente a quella che si ottiene a seguito della normalizzazione. I valori specificati delle proprietà meccaniche sono mantenuti anche dopo la normalizzazione.

Nota 2

(5)P Gli acciai in condizioni di consegna M non devono essere sottoposti a processo di normalizzazione. Solo gli acciai in condizioni di consegna N possono essere sottoposti a processo di normalizzazione. (6)

Gli acciai relativi a differenti condizioni di consegna differiscono in maniera significativa riguardo alle loro composizioni chimiche e alle condizioni di trattamento termico. Per questo motivo si consiglia di disporre delle raccomandazioni del produttore dell'acciaio sia riguardo al processo di fabbricazione, sia riguardo alle saldature e valutare tali raccomandazioni in relazione alla specifica struttura ed al processo di fabbricazione proposto.

(7)

Quando acciai aventi differenti condizioni di consegna devono essere saldati gli uni agli altri, si consiglia di verificare e documentare i requisiti specifici di fabbricazione.

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D.7.2

Profilatura

D.7.2.1

Profilatura a caldo (1)P L'acciaio in condizioni di consegna M non deve essere sottoposto a processo di profilatura a caldo, a meno che non si dimostri con prove sperimentali, tenendo anche conto dell'intervallo di temperatura, che tale processo non riduca le proprietà meccaniche dell'acciaio al di sotto dei valori specificati. (2)P L'acciaio in condizioni di consegna N può essere sottoposto a processo di profilatura a caldo. La massima temperatura durante il processo di profilatura a caldo non deve superare i 1 050 °C. (3)

Si consiglia l’esecuzione dell'ultima fase del processo di profilatura a caldo per l'acciaio in condizioni di consegna N ad una temperatura compresa tra i 750 °C e i 980 °C, con successivo raffreddamento a temperatura ambiente.

(4)P Al fine di evitare l'incrudimento, occorre che sia limitata la velocità di raffreddamento. Quando ciò non è praticabile, dovrà essere eseguito un successivo trattamento di normalizzazione.

D.7.2.2

Profilatura a freddo (1)P Può essere formato a freddo il materiale in condizioni di consegna sia M che N. (2)

Durante il processo di formatura a freddo, si consiglia di tenere conto delle migliori proprietà di resistenza a trazione e di resilienza degli acciai di classe S 460 ed S 420 rispetto a quelle dell'acciaio di classe S 355.

(3)P Se dopo il processo di formatura a freddo si deve eseguire un trattamento di riduzione delle tensioni, per gli acciai in condizioni di consegna M ed N, devono essere osservate entrambe le seguenti limitazioni: da 530 °C a 580 °C;

b) tempo di permanenza:

2 min per mm di spessore di materiale, ma comunque non minore di 30 min.

Il trattamento di riduzione delle tensioni eseguito ad una temperatura maggiore di 580 °C o per più di un'ora, può produrre un deterioramento delle proprietà meccaniche. Quando si intende mitigare lo stato tensionale di un acciaio di classe S 460 oppure S 420 ad una temperatura più alta o per un tempo maggiore, si consiglia di concordare i valori minimi delle proprietà meccaniche preventivamente con il produttore dell’acciaio.

Nota

D.7.3

a) intervallo di temperatura:

Taglio (1)P Durante l'operazione di taglio, si consiglia di tenere conto delle migliori proprietà di resistenza a trazione degli acciai di classe S 460 ed S 420 rispetto a quelle dell'acciaio di classe S 355.

D.7.4

Saldatura

D.7.4.1

Saldabilità (1)P Gli acciai di classe S 460 ed S 420 possono essere saldati mediante uno qualsiasi dei processi di saldatura elencati in 6.6.1(2), purché siano rispettate le prescrizioni generali della norma di riferimento 9 (vedere appendice B) e le prescrizioni speciali specificate nella presente appendice D. (2)P Gli acciai di classe S 460 ed S 420 devono essere fabbricati solo in fonderie dovutamente qualificate e da saldatori autorizzati (certificati), i quali utilizzino procedimenti di saldatura qualificati. (3)

Quando acciai di classe S 460 ed S 420 in differenti condizioni di consegna (M o N) devono essere collegati attraverso saldatura, si consiglia di riferirsi alle raccomandazioni dei produttori degli acciai.

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D.7.4.2

Smussatura (1)P La smussatura può essere effettuata mediante lavorazione alla macchina utensile, taglio alla fiamma o taglio al plasma. (2)P Nel caso di taglio alla fiamma o al plasma, devono essere soddisfatti i requisiti di preriscaldo specificati in D.7.4.5. (3)P Le superfici sottoposte a taglio devono essere disincrostate mediante smerigliatura e bisogna verificare che siano in buono stato e prive di incrinature attraverso un esame visivo e poi mediante esame con liquidi colorati penetranti oppure con un altro metodo analogo.

D.7.4.3

Elettrodi per saldature (1)P Le proprietà meccaniche del materiale di apporto in generale devono uguagliare quelle specificate per il tipo di acciaio da saldare, vedere D.3.2(2). (2)P Per le saldature ad arco manuali e quelle ad arco sommerso, devono normalmente usarsi elettrodi basici e polveri. In caso contrario si devono seguire le raccomandazioni dei produttori dell'acciaio. (3)P Quando devono essere utilizzati elettrodi per saldatura a flusso di idrogeno controllato, il costruttore deve poter dimostrare di aver fatto uso dell'elettrodo conformemente alle raccomandazioni del produttore dell'elettrodo e che lo stesso elettrodo sia stato essiccato o sottoposto a cottura in forno negli appropriati tempi e livelli di temperatura. (4)P In ogni caso gli elettrodi per saldatura devono essere selezionati con riferimento alla particolare applicazione, in relazione al tipo di giunto, alla posizione della saldatura ed alle proprietà richieste per rispondere alle condizioni di servizio. (5)P Qualora le saldature devono essere sottoposte ad un trattamento termico, deve considerarsi l'influenza di tale trattamento sulle proprietà del materiale depositato. (6)

Si consiglia di fare riferimento alle raccomandazioni dei produttori degli elettrodi per attingere le informazioni riguardo alle proprietà del materiale depositato a seguito di un trattamento termico.

(7)P Nel caso di elettrodi di lega ad alta percentuale, relativamente al trattamento termico, si deve fare riferimento alle raccomandazioni dei produttori degli elettrodi. In condizione normalizzata, le proprietà di resistenza del materiale depositato sono minori rispetto a quelle relative alla condizione di materiale saldato.

Nota

D.7.4.4

Tenacità

D.7.4.4.1

Zone termicamente alterate (1)P Le proprietà di tenacità delle zone termicamente alterate possono essere minori di quelle specificate per il tipo di acciaio da saldare, purché tali zone abbiano tenacità sufficiente per le particolari condizioni di servizio. La tenacità è generalmente specificata in termini di energia d'impatto Charpy con intaglio a V relativamente ad una specificata temperatura.

Nota

(2)P Per alcune applicazioni può essere necessario controllare l'apporto termico, specificandone i valori minimi e massimi consentiti. Tale intervallo di apporto termico varierà in funzione del tipo di acciaio, dello spessore, del preriscaldo e della tenacità richiesta per le zone termicamente alterate. (3)

D.7.4.4.2

I produttori dell'acciaio devono essere consultati riguardo all'acciaio che meglio si presta a restituire un dato livello di tenacità delle zone termicamente alterate in corrispondenza degli apporti termici da prodursi.

Metallo depositato (1)P La tecnica di saldatura esercita un'influenza notevole sulla tenacità che si raggiunge in un'unione saldata. Si deve tenere conto dei vari fattori inerenti il procedimento di saldatura che producono influenza sulle caratteristiche di tenacità.

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(2)

D.7.4.5

Come riferimento al raggiungimento di specifici valori di tenacità del metallo depositato ad una data temperatura, si consiglia di seguire le raccomandazioni dei produttori degli elettrodi e dei produttori dell'acciaio.

Preriscaldi (1)P La necessità di preriscaldi prima della saldatura deve essere determinata sulla base della composizione chimica dell'acciaio e del materiale di apporto. (2)

In attesa della preparazione di una norma europea che ricopra gli aspetti relativi ai requisiti di preriscaldo per un dato tipo di acciaio, si consiglia di seguire e documentare le raccomandazioni dei produttori dell'acciaio. Gli acciai in condizione di consegna M, con bassi valori di carbonio equivalente, generalmente non richiedono preriscaldo fino a spessori di 50 mm. Tale limite può essere aumentato per certi acciai con valori di carbonio equivalente molto bassi.

Nota

(3)P Quando il preriscaldo è richiesto, ci si riferisce anche alla norma di riferimento 9, vedere appendice B. (4)P La temperatura di preriscaldo è la temperatura che si richiede per l'acciaio da saldare, immediatamente prima dell'inizio del processo di saldatura. Lo stesso valore può generalmente essere utilizzato, per le saldature a più passate, quale minima temperatura di "interpass". (5)P Quando il preriscaldo è applicato localmente, per la preparazione del collegamento, la temperatura richiesta dovrà diffondersi in una zona del materiale di base che si estende per almeno 100 mm, ma comunque non minore di quattro volte lo spessore del materiale in ogni direzione dal punto in cui si salda.

D.8

(6)

Quando possibile, si consiglia la misurazione della temperatura di preriscaldo dalla parte opposta a quella che deve essere riscaldata. In caso contrario, si consiglia la verifica della temperatura di preriscaldo, sulla parte che viene riscaldata, dopo che la sorgente di calore sia stata rimossa da un tempo conveniente, adeguato allo spessore del materiale di base, il quale abbia permesso di realizzare una distribuzione uniforme della temperatura di preriscaldo.

(7)

Laddove sono utilizzati riscaldatori fissati permanentemente e non è possibile accedere alla parte opposta a quella che deve essere riscaldata per la misurazione della temperatura di preriscaldo, si consiglia di misurare tale temperatura sulle superfici libere del materiale di base, immediatamente vicino al punto di saldatura.

Progettazione assistita da prove sperimentali (1)P Le prescrizioni in 8 si applicano anche agli acciai di classe S 460 ed S 420.

D.9

Fatica (1)P È raccomandato il rispetto dei requisiti specificati in 9 anche quando vengono utilizzati acciai di classe S 460 ed S 420.

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APPENDICE (informativa) E.1

E.2

E LUNGHEZZA DI LIBERA INFLESSIONE PER UNA MEMBRATURA COMPRESSA

Principi (1)

La lunghezza di libera inflessione l di una membratura compressa è la lunghezza di una membratura, per il resto ad essa eguale, con "estremi incernierati" (gli estremi sono vincolati contro i movimenti laterali ma liberi di ruotare nel piano di libera inflessione) che ha la stessa resistenza al carico di punta.

(2)

In assenza di più accurate valutazioni, la lunghezza teorica di libera inflessione per instabilità critica elastica può venire adottata conservativamente.

(3)

Si può usare una lunghezza di libera inflessione equivalente per riferire la resistenza alla instabilità di una membratura, soggetta ad un carico non uniforme, a quella di una membratura, per il resto analoga, soggetta a carico uniforme.

(4)

Si può usare una lunghezza di libera inflessione equivalente per riferire la resistenza alla instabilità di una membratura non uniforme a quella di una membratura uniforme sotto condizioni analoghe di carico e di vincolo.

Colonne di telai di edifici (1)

Dalla figura E.2.1 si può ottenere la lunghezza di libera inflessione l di una colonna nel modo a nodi fissi.

(2)

Dalla figura E.2.2 si può ottenere la lunghezza di libera inflessione l di una colonna nel modo a nodi spostabili.

(3)

I coefficienti di distribuzione η 1 e η 2 per i modelli teorici mostrati nella figura E.2.3 vengono ottenuti da:

η 1 = Kc/(Kc + K11 + K12)

[E.1]

η 2 = Kc/(Kc + K21 + K22)

[E.2]

dove:

Kc è il coefficiente l/L di rigidezza della colonna; e Kij è il coefficiente di rigidezza efficace della trave.

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Pagina 210

figura

E.2.1

Rapporto di lunghezza di libera inflessione l /L per una colonna nel modo a nodi fissi

figura

E.2.2

Rapporto di lunghezza di libera inflessione l /L per una colonna nel modo a nodi spostabili

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Pagina 211

figura

E.2.3

Coefficienti di distribuzione per colonne Legenda a) Modo a nodi fissi b) Modo a nodi spostabili

(4)

Questi modelli possono venire adattati alla progettazione di colonne continue, quando si supponga che ciascun interpiano di colonna sia caricato con il medesimo valore del rapporto (N /Ncr). Nel caso generale nel quale (N /Ncr) varia, questo fatto porta ad un valore conservativo di l / L per la lunghezza di colonna più critica.

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(5)

Per ciascun interpiano di una colonna continua, si può introdurre l'ipotesi fatta in (4), usando il modello mostrato nella figura E.2.4 ed ottenendo i coefficienti di distribuzione η1 e η2 dalle equazioni:

Kc + K1 η 1 = ---------------------------------------------------K c + K 1 + K 11 + K 12

[E.3]

Kc + K2 η 2 = ---------------------------------------------------K c + K 2 + K 21 + K 22

[E.4]

dove:

K1 e K2 sono i coefficienti di rigidezza per gli interpiani adiacenti alla colonna. (6)

prospetto

E.1

Quando le travi non sono soggette a forze assiali, si possono determinare i loro coefficienti di rigidezza efficace facendo riferimento al prospetto E.1, purché esse rimangano elastiche sotto i momenti di progetto.

Coefficiente di rigidezza efficace per una trave Condizioni di vincolo rotazionale all'estremo lontano della trave

Coefficiente di rigidezza efficace K della trave (a condizione che la trave resti elastica)

Incastrato all'estremo lontano

1,0 l / L

Incernierato all'estremo lontano

0,75 l / L

Rotazione uguale all'estremo vicino (doppia curvatura)

1,5 l / L

Rotazione uguale ed opposta a quella dell'estremo vicino (curvatura singola)

0,5 l / L

Caso generale: Rotazione θa all'estremo vicino e θb all'estremo lontano

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(1 + 0,5 θb/θa) l / L

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figura

E.2.4

Coefficienti di distribuzione per colonne continue

Kc + K1 η 1 = ----------------------------------------------------K c + K 1 + K 11 + K 12 Kc + K2 η 2 = ----------------------------------------------------K c + K 2 + K 21 + K 22

(7)

prospetto

E.2

Per telai di edifici con solai in calcestruzzo, purché il telaio abbia schema regolare ed il carico sia uniforme, di solito è abbastanza accurato supporre che i coefficienti di rigidezza efficace della trave siano quelli che figurano nel prospetto E.2.

Coefficiente di rigidezza efficace K per una trave in un telaio di edificio con solai di calcestruzzo Condizioni di carico per la trave

Modo a nodi fissi

Modo a nodi spostabili

Travi che sostengono direttamente i solai di calcestruzzo

1,0 l / L

1,0 l / L

Altre travi con carichi diretti

0,75 l / L

1,0 l / L

Travi aventi solo momenti d'estremità

0,5 l / L

1,5 l / L

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(8)

Qualora, per lo stesso caso di carico, il momento di progetto in una qualsiasi delle travi supera Wel fy/γM0, si raccomanda che la trave sia considerata incernierata in quel punto o in quei punti.

(9)

Qualora una trave ha collegamenti nominalmente incernierati, si raccomanda che essa sia considerata incernierata in quel punto o in quei punti.

(10) Qualora una trave ha collegamenti semirigidi, si raccomanda di ridurre di conseguenza il coefficiente di rigidezza efficace. (11) Qualora le travi sono soggette a forze assiali, si raccomanda di adeguare di conseguenza i loro coefficienti di rigidezza efficace. Si possono usare funzioni di stabilità. Come semplice alternativa, si può trascurare l'aumento del coefficiente di rigidezza, causato dalla trazione assiale, e si possono considerare gli effetti della compressione assiale, usando le approssimazioni conservative date nel prospetto E.3. prospetto

E.3

Formule approssimate per i coefficienti di rigidezza ridotta di una trave per compressione assiale Coefficiente K di rigidezza efficace della trave (purché la trave rimanga elastica)

Condizioni di vincolo rotazionale all'estremo lontano della trave Incastrata

1,0 l / L (1 - 0,4 N /NE)

Incernierata

0,75 l / L (1 - 1,0 N /NE)

Rotazione uguale all'estremo vicino (doppia curvatura) 1,5 l / L (1 - 0,2 N /NE) Rotazione uguale ed opposta a quella dell'estremo vicino (curvatura singola) In questo prospetto NE = π E l /L 2

0,5 l / L (1 - 1,0 N /NE)

2

(12) Invece di leggere i valori nelle figure E.2.1 ed E.2.2 si possono usare come approssimazioni conservative le equazioni empiriche che seguono: (a) modo a nodi fissi (figura E.2.1)

l /L = 0,5 + 0,14 (η1 + η2) + 0,055 (η1 + η2)2

[E.5]

oppure, in alternativa: 1 + 0,145 ( η + η ) – 0,265 η η 2 – 0,364 ( η 1 + η 2 ) – 0,247 η 1 η 2

1 2 1 2 l / L = -----------------------------------------------------------------------------------

[E.6]

(b) modo a nodi spostabili (figura E.2.2) 1 – 0,2 ( η + η ) – 0,12 η η 1 – 0,8 ( η 1 + η 2 ) + 0,6 η 1 η 2

1 2 1 2 l / L = -----------------------------------------------------------------------

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0,5

[E.7]

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APPENDICE (informativa)

F INSTABILITÀ FLESSO-TORSIONALE

F.1

Momento elastico critico

F.1.1

Principi (1)

Il momento critico elastico per instabilità flesso-torsionale di una trave, avente sezione trasversale simmetrica uniforme con ali uguali, sotto condizioni normali di vincolo a ciascun estremo, caricata attraverso il suo centro di taglio e soggetta ad un momento uniforme, è dato dalla seguente equazione: 2

2

π El z l w L Gl t - ----- + ------------M cr = ------------2 l z π 2 El L z

0,5

[F.1]

E dove: G = --------------------2(1 + v ) It

è la costante di torsione;

Iw è la costante di ingobbamento;

(2)

F.1.2

Iz

è il momento di inerzia attorno all'asse minore;

L

è la lunghezza della trave fra i punti che hanno vincolo laterale.

Le condizioni normali di vincolo a ciascun estremo sono: -

vincolo al movimento laterale;

-

vincolo alla rotazione intorno all'asse longitudinale;

-

libero di ruotare nel piano.

Formula generale per sezioni trasversali simmetriche rispetto all'asse minore (1)

Nel caso di una trave avente sezione trasversale uniforme simmetrica rispetto all'asse minore, per flessione rispetto all'asse maggiore, il momento critico elastico per instabilità flesso-torsionale è dato dalla equazione generale: 2

π El  M cr = C 1 -------------2z-  ( kL ) 

2

k  2 l w ( kL ) Gl t 2  ---------- + --------------------- + ( C 2 z g – C3 z j ) 2  k w l z π El z

0,5

 – (C 2z g – C 3z j)  

[F.2]

dove:

C1, C2 e C3 sono i coefficienti che dipendono dalle condizioni di carico e di vincolo all'estremo; k e kw

sono i coefficienti di lunghezza efficace;

zg = za - zs; 2

2

z j = z s – 0,5 ∫ A ( y + z ) zdA / l y za

è la coordinata del punto dove viene applicato il carico;

zs

è la coordinata del centro di taglio.

Vedere F.1.2(7) e (8) per le convenzioni sui segni e F.1.4(2) per le approssimazioni di zj.

Nota

(2)

I coefficienti di lunghezza efficace k e kw variano da 0,5 per incastro completo a 1,0 quando non vi è incastro, con 0,7 quando vi è un estremo incastrato ed un estremo libero.

(3)

Il coefficiente k si riferisce alla rotazione di un estremo nel piano. Esso è analogo al rapporto l/L di una membratura compressa.

(4)

Il coefficiente kw si riferisce all'ingobbamento di un estremo. Se non si è posto un vincolo apposito per l'ingobbamento, si raccomanda di prendere kw uguale a 1,0.

(5)

Nei prospetti F.1.1 ed F.1.2 sono dati i valori di C1, C2 e C3 per vari casi di carico, quali vengono indicati dalla forma del diagramma del momento flettente sulla lunghezza L fra i vincoli laterali. I valori sono dati in corrispondenza ai differenti valori di k.

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(6)

Per i casi con k = 1,0, il valore di C1 per un qualsiasi rapporto di momento agli estremi, come indicato nel prospetto F.1.1, è dato approssimativamente dall'equazione: C1 = 1,88 - 1,40 ψ + 0,52 ψ2 con C1 ≤ 2,70

(7)

(8)

F.1.3

[F.3]

La convenzione sui segni per determinare zj, vedere figura F.1.1, è la seguente: -

z è positivo per l'ala in compressione;

-

zj è positivo quando l'ala con il valore maggiore di Iz è in compressione al punto di momento massimo.

La convenzione sui segni per determinare zg è la seguente: -

per carichi di gravità, zg è positivo per carichi applicati al di sopra del centro di taglio;

-

nel caso generale, zg è positivo per carichi che agiscono dal loro punto di applicazione verso il centro di taglio.

Travi con sezioni trasversali uniformi doppiamente simmetriche (1)

Per sezioni trasversali doppiamente simmetriche è zj = 0, cosicché: 2

2

π El  k 2 l ( kL ) Gl t 2 M cr = C 1 -------------2z-   ------ ----w- + --------------------- + (C 2z g) 2 k l w z ( kL )  π El z (2)

 – C 2z g  

[F.4]

Per la condizione di carico di momento agli estremi è C2 = 0 e per carichi trasversali applicati nel centro di taglio è zg = 0. Per questi casi: 2

M cr (3)

0,5

2

π El z k 2 l w ( kL ) Gl t = C 1 -------------2-  ------ ----- + --------------------2 ( kL )  k w l z π El z

0,5

[F.5]

Quando è k = kw = 1,0 (nessun incastro agli estremi): 2

2

π El z l w L Gl t - ----- + ------------M cr = C 1 ------------2 l z π 2 El L z

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0,5

[F.6]

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prospetto F.1.1

Valori dei coefficienti C1, C2 e C3 corrispondenti ai valori del coefficiente k : momento all'estremità

Condizioni di carico e di vincolo

Diagramma del momento flettente

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Valori di k

Valori dei coefficienti

C1

C2

C3

1,0 0,7 0,5

1,000 1,000 1,000

-

1,000 1,113 1,144

1,0 0,7 0,5

1,141 1,270 1,305

-

0,998 1,565 2,283

1,0 0,7 0,5

1,323 1,473 1,514

-

0,992 1,556 2,271

1,0 0,7 0,5

1,563 1,739 1,788

-

0,977 1,531 2,235

1,0 0,7 0,5

1,879 2,092 2,150

-

0,939 1,473 2,150

1,0 0,7 0,5

2,281 2,538 2,609

-

0,855 1,340 1,957

1,0 0,7 0,5

2,704 3,009 3,093

-

0,676 1,059 1,546

1,0 0,7 0,5

2,927 3,009 3,093

-

0,366 0,575 0,837

1,0 0,7 0,5

2,752 3,063 3,149

-

0,000 0,000 0,000

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prospetto F.1.2

Valori dei coefficienti C1, C2 e C3 corrispondenti ai valori del coefficiente k : casi di carico trasversale

Condizioni di carico e di vincolo

Diagramma del momento flettente

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Valori di k

Valori dei coefficienti

C1

C2

C3

1,0 0,5

1,132 0,972

0,459 0,304

0,525 0,980

1,0 0,5

1,285 0,712

1,562 0,652

0,753 1,070

1,0 0,5

1,365 1,070

0,553 0,432

1,730 3,050

1,0 0,5

1,565 0,938

1,267 0,715

2,640 4,800

1,0 0,5

1,046 1,010

0,430 0,410

1,120 1,890

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Pagina 219

figura

F.1.4

F.1.1

Convenzione sui segni per determinare zj

Travi con sezioni trasversali uniformi con un solo asse di simmetria ed ali diverse (1)

Per una sezione ad I con ali diverse:

Iw = βf (1 - βf) Iz hs2

[F.7]

l fc dove: β f = --------------l fc + l ft Ifc è il momento di inerzia dell'ala in compressione rispetto all'asse minore della sezione; Ift

è il momento di inerzia dell'ala in trazione rispetto all'asse minore della sezione;

hs è la distanza fra i centri di taglio delle ali.

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(2)

Per zj si possono usare le seguenti equazioni approssimate: quando βf > 0,5: zj = 0,8 (2βf - 1) hs/2

[F.8]

quando βf < 0,5: zj = 1,0 (2βf - 1) hs/2

[F.9]

per sezioni con l'ala compressa con bordi irrigiditi: zj = 0,8 (2βf - 1) (1 + hL/h) hs/2 quando βf > 0,5

[F.10]

zj = 1,0 (2βf - 1) (1 + hL/h) hs/2 quando βf < 0,5

[F.11]

dove : hL è l'altezza dell'irrigidimento.

F.2

Snellezza

F.2.1

Generalità (1)

Il rapporto di snellezza λ LT per instabilità flesso-torsionale è dato da: λ LT = (λLT / λ1) (βw)0,5

[F.12]

dove: λ1 = π (E /fy)0,5 = 93,9 ε ε

= (235/fy)0,5 (fy in N/mm2)

βw = 1 per sezioni trasversali di classe 1 o classe 2; βw = Wel.y/Wpl.y per sezioni trasversali di classe 3; βw = Weff.y/Wpl.y per sezioni trasversali di classe 4. (2)

Il rapporto di snellezza geometrica λLT per l'instabilità flesso-torsionale è per tutte le classi di sezioni dato da: λLT = [π2 EWpl.y / Mcr]0,5

F.2.2

[F.13]

Travi con sezioni trasversali uniformi doppiamente simmetriche (1)

Per i casi con zg = 0 (carico di momento agli estremi o carichi trasversali applicati al centro di taglio) e k = kw = 1,0 (nessun incastro agli estremi), si può ricavare il valore di λLT dalle equazioni: 2

λ LT

0,25

W pl.y L ------------l zl w = --------------------------------------------------------0,25 2 L Gl t 0,5 (C 1) 1 + -------------2 π El w

[F.14]

che può essere scritta anche:

L / i LT λ LT = -----------------------------------------------------------( L / a LT ) 0,25 0,5 (C 1) 1 + ------------------25,66

[F.15]

dove:

aLT = (I w/It)0,5 (2)

Per un profilo semplice a I oppure a H (senza irrigidimenti di bordo):

Iw = Iz hs2/4

[F.16]

dove:

hs = h - tf UNI ENV 1993-1-1:2004

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(3)

Per una sezione trasversale doppiamente simmetrica, il valore di i LT è dato dall'equazione: i LT = (IzIw /W

2

0,25 p l .y)

[F.17]

oppure, con una leggera approssimazione, da: i LT = [Iz/(A - 0,5 tw hs)]0,5 (4)

[F.18]

Per profili laminati a I oppure a H, che si conformano alla "Norma di riferimento" 2, si possono usare le approssimazioni conservative che seguono: L / i LT λ LT = --------------------------------------------------------------------1 L / i LT 2 0,25 0,5 (C 1) 1 + ------ -----------20 h / t f

[F.19]

oppure: 0,9 L / i z λ LT = -----------------------------------------------------------------1 L / i z 2 0,25 0,5 (C 1) 1 + ------ --------20 h / t f

(5)

[F.20]

Per qualsiasi profilo con sezione aperta a I oppure a H con ali uguali, la equazione approssimata che segue è conservativa: L/i z λ LT = -----------------------------------------------------------------1 L / i z 2 0,25 0,5 (C 1) 1 + ------ --------20 h / t f

(6)

[F.21]

Si possono includere i casi con k < 1,0 e/o kw < 1,0 usando le equazioni: 2

λ LT

0,25

W pl.y kL ------------l zl w = ---------------------------------------------------------------------------0,25 2 k 2 ( kL ) Gl t 0,5 ------ + --------------------(C 1) 2 kw π El

[F.22]

w

oppure: kL / i LT λ LT = -----------------------------------------------------------------------------2 0,25 k 2 ( kL / a LT ) 0,5 ------ + ------------------------(C 1) kw 25,66

[F.23]

oppure per profili laminati standard a I oppure a H: kL / i LT λ LT = -----------------------------------------------------------------------------------2 k 1 kL / i LT 2 0,25 0,5 ------ + ------ --------------(C 1) kw 20 h / t f

[F.24]

oppure: 0,9 kL / i z λ LT = --------------------------------------------------------------------------------k 2 1 kL / i 2 0,25 0,5 ------ + ------ ------------z(C 1) kw 20 h / t f

[F.25]

oppure per un qualsiasi profilo con sezione aperta a I oppure a H con ali uguali: kL / i z λ LT = --------------------------------------------------------------------------------2 k 1 kL / i z 2 0,25 0,5 ------ + ------ ------------(C 1) kw 20 h / t f

[F.26]

(7)

Tranne quando si è previsto un apposito vincolo all'ingobbamento, si raccomanda di prendere kw uguale a 1,0.

(8)

Si possono includere i casi con carico trasversale applicato al di sopra del centro di taglio (zg > 0) o sotto il centro di taglio (zg < 0), usando l'equazione :

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2

λ LT

0,25

W pl.y kL --------------l zl w = -----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------0,5 0,5 2 l z 0,5  k 2 ( kL ) Gl t 0,5  2lz ( C 1 )  ------ + --------------------- + ( C 2 z g ) ----– C 2 z g ---- 2 lw lw π El  kw 

[F.27]

w

oppure, in alternativa, l'equazione: kL / i LT λ LT = -----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------0,5 0,5 2 2C 2z g 2 2C 2z g  k 2 ( kL / a LT ) 0,5  ( C 1 )  ------ + ------------------------- + ----------------– -----------------  hs 25,66 hs   kw

[F.28]

oppure per profili standard laminati con sezioni a I oppure a H, l'equazione: kL / i LT λ LT = -----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------0,5 2 C 2 z g 2 0,5 2 C 2 z g  k 2 1 kL / i LT 2 0,5  ( C 1 )  ------ + ------ ---------------- + ----------------– -----------------  20 h / t f hs hs   kw

[F.29]

oppure, in alternativa, l'equazione: 0,9 kL / i z λ LT = ---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------0,5 2 C 2 z g 2 0,5 2 C 2 z g  k 2 1 kL / i z 2 0,5  ( C 1 )  ------ + ------ ------------- + ----------------– -----------------  hs 20 h / t f hs   kw

[F.30]

oppure, per un qualsiasi profilo con sezione aperta a I oppure a H con ali uguali, l'equazione: kL / i z λ LT = ---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------0,5 2 C 2 z g 2 0,5 2 C 2 z g  k 2 1 kL / i z 2 0,5  ( C 1 )  ------ + ------ ------------- + ----------------– -----------------  20 h / t f hs hs   kw

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[F.31]

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APPENDICE (informativa)

G PROGETTAZIONE PER LA RESISTENZA A TORSIONE

G.1

Scopo e campo di applicazione (1)

La presente appendice fornisce delle regole applicative per la progettazione di membrature soggette a torsione negli edifici, seguendo i principi esposti nella sezione 5.

(2)

Questa appendice fornisce regole applicative ed informazioni riguardanti: a) la determinazione della resistenza a torsione delle membrature con sezione a I, H, C e cave; b) la determinazione delle costanti torsionali e d'ingobbamento per le sezioni aperte laminate a caldo al fine di: -

determinare le resistenze torsionali;

-

calcolare le deformazioni elastiche torsionali;

-

verificare l'instabilità laterale-torsionale;

c) la verifica della resistenza delle membrature soggette alla combinazione di torsione e flessione o sforzo normale. (3)

Le regole fornite nella presente appendice si applicano a membrature con sezioni trasversali di Classe 1, 2 o 3, con anime di dimensioni tali da non essere suscettibili all'instabilità per taglio.

(4)

La determinazione del momento torcente in una sezione assegnata dovuto all'azione di carichi o alla presenza di vincoli non è di competenza della presente appendice G. Per gli effetti della torsione e delle distorsioni nei ponti vedere la ENV 1993-2.

Nota

G.2

Principi (1)

Quando una membratura è soggetta a torsione essa si torce intorno al proprio asse longitudinale, che passa per il centro di taglio della sezione trasversale. Comunque, non si avrà torsione se la risultante dei carichi applicati esterni passa per il centro di taglio della sezione trasversale. Nelle pratiche situazioni progettuali, la torsione dovrebbe preferibilmente essere evitata applicando i carichi in modo che la loro risultante passi per il centro di taglio.

(2)

Generalmente si può assumere che, quando si applicano i carichi alle membrature, il trasferimento del carico attraverso i collegamenti assicura che i carichi siano effettivamente applicati al centro di taglio. Questo si potrebbe assumere anche per carichi trasmessi dagli impalcati appoggiati sulle ali superiori delle travi, anche per quelle con sezioni trasversali cave, purché si abbiano deformazioni solo nella direzione perpendicolare al piano dell'impalcato.

(3)

Un metodo di progetto che considera il regime torsionale non è di solito considerato efficiente per il trasferimento dei carichi. Dovrebbe essere evitato ove possibile.

(4)

Qualora non sia possibile evitare la torsione, si dovrebbe avere cura di concepire la struttura in modo da minimizzare i suoi effetti. L'attenzione per i dettagli, in particolare quando si considera come i carichi siano effettivamente trasmessi alle membrature, può minimizzare o eliminare molte potenziali difficoltà associate agli effetti torsionali.

(5)

Qualora siano inevitabili eccentricità torsionali significative, si dovrebbe contemplare l'uso di travi a cassone, includendo sia una travatura reticolare divisa interamente a triangoli su tutte le facce, sia sezioni cave laminate a caldo oppure composte da piatti saldati.

(6)

Qualora la resistenza torsionale delle membrature sia necessaria per soddisfare l'equilibrio con i carichi applicati, queste membrature dovrebbero essere modellate come vincolate torsionalmente per l'analisi globale elastica. Comunque i collegamenti dovrebbero essere modellati normalmente senza alcun vincolo all'ingobbamento, a meno che provvedimenti appropriati possano essere adottati per i dettagli del collegamento affinché esso resista al bi-momento d'ingobbamento risultante.

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(7)

I momenti torsionali risultanti dovrebbero essere presi in considerazione nel progetto dei collegamenti, insieme ad altre forze interne ed ai momenti, inclusi gli eventuali bimomenti d'ingobbamento.

(8)

Per strutture di edifici soggette a condizioni di carico prevalentemente statiche, dove necessario, un collegamento può essere modellato per l'analisi globale elastica come incernierato torsionalmente o libero di ingobbarsi indipendentemente dal fatto che il collegamento sia modellato come incernierato, rigido o semi-rigido rispetto alla sua resistenza ai momenti flettenti.

(9)

Nel caso descritto in (8), si dovrebbe comunque tenere conto degli eventuali effetti delle deformazioni torsionali delle membrature di acciaio su altri componenti dell'edificio agli stati limite di servizio.

(10) In tutti i casi, si dovrebbe assicurare che i dettagli dei nodi siano coerenti con le assunzioni fatte nell'analisi globale.

G.3

Proprietà torsionali

G.3.1

Costante torsionale (1)

Per le sezioni saldate a I e H ad ali parallele, vedere figura G.1, la costante torsionale It dovrebbe essere determinata da: 3

1 3 l t = --- ∑ b i t i 3

[G.1]

i=1

dove:

b i è la larghezza dell'i-esimo piatto della sezione trasversale; ti (2)

è lo spessore dell'i-esimo piatto della sezione trasversale.

Per le sezioni laminate a caldo con ali parallele, vedere figura G.2, la costante torsionale It dovrebbe essere determinata da: -

per una sezione a I o H: 4

l t = 2I 1 + I 2 + 2 K 1 D 1 -

[G.2]

per una sezione a C: 4

l t = 2I 1 + I 2 + 2 K 2 D 2 -

[G.3]

per una sezione a T: 4

l t = I 1 + I 3 + K 1D 1

[G.4]

con: 3

l 1 = ( b – 0,630 t f ) t f ⁄ 3

[G.5]

3

l 2 = ( h – 2 t f) t w ⁄ 3

[G.6] 3

l 3 = ( h – t f – 0,315 t w ) t w ⁄ 3

[G.7] 2

2

k 1 = – 0,0420 + 0,2204 t w ⁄ t f + 0,1355 r ⁄ t f – 0,0865 r t w ⁄ t f – 0,0725 ( tw ⁄ t f ) [G.8] 2

2

k 2 = – 0,0908 + 0,2621 t w ⁄ t f + 0,1231 r ⁄ t f – 0,0752 r t w ⁄ t f – 0,0945 ( t w ⁄ t f ) [G.9] 2

(r + t f) + t w(r + t w ⁄ 4) D 1 = ---------------------------------------------------------2r + t f

[G.10]

D 2 = 2 (3r + t f + t w – 2(2r + t f)(2r + t w))

[G.11]

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(3)

Per le sezioni laminate a caldo ad ali rastremate, vedere figura G.3, con un'inclinazione che non ecceda 1:6, la costante torsionale It dovrebbe essere determinata da: -

per una sezione a I o H: 4

l t = 2I 4 + I 5 + 2 k 3 D 3 -

[G.12]

per una sezione a C: 4

l t = 2I 6 + I 5 + 2 k 4 D 4

[G.13]

con: 2

2

3

l 4 = ( b – t w ) ( t 1 + t 2 ) ( t 1 + t 2 ) ⁄ 12 + t w t 2 ⁄ 3 – 2 v 1 t

4 1

[G.14]

3

l 5 = (h – 2t 2)t w ⁄ 3

[G.15] 2

2

3

4

l 6 = ( b – t w ) ( t 1 + t 2 ) ( t 1 + t 2 ) ⁄ 12 + t w t 2 ⁄ 3 – v 2 t 1 – 0,105 t

4 2

[G.16]

k 3 = α1 + 6 s 1 ( α2 – α1 )

[G.17]

k 4 = α3 + 6 s 2 ( α4 – α3 )

[G.18] 2

2

α 1 = – 0,0420 + 0,2204 t w ⁄ t + 0,1355 r ⁄ t – 0,0865 rt w ⁄ t – 0,0725 ( t w ⁄ t ) 2

[G.19] 2

α 2 = – 0,0836 + 0,2536 t w ⁄ t 2 + 0,1268 r ⁄ t 2 – 0,0806 rt w ⁄ t 2 – 0,0858 ( t w ⁄ t 2 ) [G.20] 2

2

α 3 = – 0,0908 + 0,2621 t w ⁄ t + 0,1231 r ⁄ t – 0, 0752 rt w ⁄ t – 0,0945 ( t w ⁄ t )

[G.21] 2

2

α 4 = – 0,1325 + 0,3015 t w ⁄ t 2 + 0,1400 r ⁄ t 2 – 0,1070 rt w ⁄ t 2 – 0,0956( t w ⁄ t 2 ) [G.22]

t = (t 1 + t 2) ⁄ 2

[G.23] 2

(m1 + t 3) + t w(r + t w ⁄ 4) D 3 = ---------------------------------------------------------------m1 + r + t 3

[G.24]

D 4 = 2(3r + m2 + t w – 2(2r + m2)(2r + t w))

[G.25]

2

3

4

[G.26]

v 2 = 0,10504 + 0,10000 s 2 + 0,08480 s 2 + 0,06746 s 2 + 0,05153 s 2

2

3

4

[G.27]

s1 = 2(t 3 – t 1) ⁄ b

[G.28]

s2 = (t 2 – t 1) ⁄ (b – t w)

[G.29]

v 1 = 0,10504 + 0,10000 s 1 + 0,08480 s 1 + 0,06746 s 1 + 0,05153 s 1

2

m 1 = rs 1 ( 1 + ( 1 ⁄ s 1 ) – 1 – 0,5 t w ⁄ r )

[G.30]

2

m2 = t 2 – r (s2 + 1 – 1 + s2)

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[G.31]

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figura

G.1

Sezioni saldate a I e H ad ali parallele

b3

t1

b1

t1

b1

b3

t3

t2

t3

t2

b2 b2

figura

G.2

Sezioni laminate a caldo ad ali parallele b

b

D1

tf

D2

tf

tf

b

h

h

h

r

r

r

tw

tw

tw D1

figura

G.3

Sezioni laminate a caldo ad ali rastremate b D4 t1

D3

t3

t2

t1

b

r

r

h

h

r

tw

t2

tw

D3

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G.3.2

Costante di ingobbamento e centro di taglio (1)

Per le sezioni saldate o laminate a caldo doppiamente simmetriche a I o H, vedere figura G.4, la costante d'ingobbamento Iw dovrebbe essere determinata da: 2

[G.32]

hf = (h – t f)

[G.33]

l w = 0,25 h f I z con:

(2)

Per le sezioni saldate o laminate a caldo con un solo asse di simmetria a I o H, vedere figura G.5, la costante d'ingobbamento Iw e la coordinata zs del centro di taglio S relativa al baricentro O dovrebbero essere determinate da: 2

h f I z1 I z2 l w = ------------------I z1 + I z2

[G.34]

h 1 I z1 – h 2 I z2 z s = ------------------------------I z1 + I z2

[G.35]

dove:

h1 è la distanza tra l'asse dell'ala superiore e il baricentro O; h2 è la distanza tra l'asse dell'ala inferiore e il baricentro O; Iz1 è il momento di inerzia dell’area dell'ala superiore rispetto all'asse minore della sezione trasversale; Iz2 è il momento di inerzia dell’area dell'ala inferiore rispetto all'asse minore della sezione trasversale. (3)

Per le sezioni a C laminate a caldo, vedere figura G.6, la costante d'ingobbamento Iw e la coordinata ys del centro di taglio S relativa al baricentro O dovrebbero essere determinate da: 2

2

2 l w = 0,25 h f ( I z – e w A ( 0,25 Ah f ⁄ I y – 1 ) )

[G.36]

2

y s = – e w ( 1 + 0,25 Ah f ⁄ I y )

[G.37]

con:

e w = ( y o – 0,5 t w )

[G.38]

ht = (h – t f)

[G.39]

dove:

A

è l'area della sezione trasversale;

yo è la distanza tra il lembo esterno posteriore dell'anima e il baricentro O. (4)

Nota

Per le altre sezioni, in assenza di valutazioni più accurate, la costante d'ingobbamento Iw e la posizione del centro di taglio potrebbero essere determinate usando le formule per le sezioni sottili date nel prospetto G.1. I valori di Iw sono indicati in alcuni cataloghi delle proprietà delle sezioni.

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figura

G.4

Sezioni laminate a caldo a I e H doppiamente simmetriche b /4 tf

Z

h

h

tf

Z

tf

Z

Y

Y

Y

b b

G.5

Sezioni saldate e laminate a caldo a I e H con un solo asse di simmetria Z

S

h1

h1

Z

Zs

O

S O

b

Sezioni a C laminate a caldo Z

ys

S

O

tw

Z

ys

h

S

O

tw

Y

Y

yo

b /2 b

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tf

G.6

b

tf

figura

Y

h2

h2

Y

Zs

h

figura

b

yo

b /2 b

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Centro di taglio e costante d'ingobbamento Iw per le sezioni sottili

prospetto G.1

2 2

3 b h t 1 c 2c f = --------------- --- + ------- – ------------2I y 4 2 b 3 bh

b c

t

f

S

O

f

b

y

h

y

2

b t 3 2 2 2 2 l w = -------- [ 4 c + 6 c h + 3 ch + bh ] – f I y 6

2 2

t

c

3 b h t 1 c 2c f = --------------- --- + ------- – ------------2I y 4 2 b 3 bh 2

b t 3 2 2 2 2 l w = -------- [ 4 c – 6 c h + 3 ch + bh ] – f I y 6 O

y

h

S

y

2

h Iz 2 2 h c l w = ----------- + b c t --- + --4 2 3

y

y

h

c

t

b

3 2

b h t f b + 2h l w = ---------------- ----------------12 2 b + h

tw

h

tf

b

2

2

2 h ( b + 2 bh + 4 bc + 6 ch ) b t l w = --------------------------------------------2 2 2 12 ( 2 b + h + 2 c ) +4 c ( 3 bh + 3 h + 4 bc + 2 ch + c )

h

c

t

b

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prospetto G.1

Centro di taglio e costante d'ingobbamento Iw per le sezioni sottili (Continua) 3 3

3 3

b t f (h – t f/2) t w l w = ------------ + -----------------------------------144 36

tw

h

tf

b

Nota 1 - In questo prospetto, le dimensioni b, c, f e h sono misurate tra gli assi degli elementi. Nota 2 - Gli effetti del raccordo d’angolo non sono presi in considerazione nelle espressioni date in questo prospetto.

G.4

Effetti della torsione (1)

Se una forza che produce una torsione interna in una membratura è applicata in modo che la rotazione torsionale della membratura stessa modifichi la distanza tra la linea d'azione della forza e il centro di taglio della sezione trasversale, ciò dovrebbe essere tenuto in considerazione nella determinazione della torsione interna della membratura.

(2)

La torsione interna totale TSd in ogni sezione trasversale dovrebbe essere generalmente divisa in due parti quali:

T Sd = T v,Sd + T w,Sd

[G.40]

dove:

Tv,Sd

è la torsione del St. Venant;

Tw,Sd

è la torsione di ingobbamento.

(3)

I valori di Tv,Sd e Tw,Sd in ogni sezione trasversale potrebbero essere determinati dal Tsd attraverso un'analisi elastica, tenendo conto delle proprietà della sezione della membratura, delle condizioni di vincolo agli appoggi e della distribuzione delle azioni lungo la membratura.

(4)

Come approccio conservativo, nel caso di una membratura a sezione aperta, a I, H o a C, si può assumere che:

T Sd = T w,Sd (5)

[G.41]

Come semplificazione, nel caso di una membratura a sezione trasversale cava chiusa, cioè una sezione strutturale cava, si può assumere che:

T Sd = T v,Sd

G.5

[G.42]

(6)

L'angolo di torsione φser,Ed dovuto alla rotazione torsionale agli stati limite di servizio, dovrebbe essere determinato e la sua accettabilità in relazione alla funzione della membratura dovrebbe essere verificata.

(7)

Agli stati limite ultimi dovrebbero essere considerate le seguenti tensioni dovute alla torsione: -

le tensioni tangenziali τv,Ed dovute alla torsione del St. Venant Tv,Sd;

-

le tensioni normali σw,Ed e le tensioni tangenziali τw,Ed dovute alla torsione d'ingobbamento Tw,Sd.

Torsione combinata con altre forze interne e momenti (1)

Nel caso della sollecitazione combinata di flessione e torsione, si dovrebbero considerare i momenti flettenti interni Mσy,Sd e Mφz,Sd rispetto agli assi maggiore e minore della sezione trasversale modificati per effetto della rotazione torsionale della sezione trasversale attraverso un angolo di torsione φult,Ed rispetto alla configura-

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zione indeformata, vedere figura G.7. Si dovrebbe tenere conto anche della torsione interna Tφ,Sd modificata per effetto delle deformazioni flessionali δy,Ed e δz,Ed della membratura rispetto alle configurazioni indeformate dei suoi assi maggiore e minore.

figura

G.7

(2)

Nel caso della sollecitazione combinata di flessione e torsione in una membratura suscettibile all'instabilità lateral-torsionale, si dovrebbe considerare la possibile interazione tra i due effetti.

(3)

L'interazione tra gli effetti della torsione e della flessione potrebbe essere riguardata come analoga al comportamento di una membratura soggetta a flessione e a compressione assiale, dove la forza assiale amplifica le deformazioni laterali associate ai momenti flettenti, inducendo così momenti flettenti addizionali. Nel caso di flessione e torsione, il momento flettente amplifica le deformazioni rotazionali e d'ingobbamento associate al momento torcente, cosicchè si dovrebbe tenere conto dei momenti torcenti aggiuntivi indotti nella membratura.

(4)

Nel caso della sollecitazione combinata di compressione assiale e torsione in una membratura suscettibile all'instabilità torsionale o flesso-torsionale dovuta alla compressione assiale, si dovrebbe considerare anche la possibile interazione tra questi effetti.

Momenti aggiuntivi dovuti alla torsione

Legenda 1 Punto della sezione trasversale in cui la sezione è massima F 1

δz

F

φ

ult

δy

(5)

La resistenza di una membratura soggetta ad un momento torcente interno combinato con altri momenti o forze interni, potrebbe essere verificata come segue. I momenti e le forze interni aggiuntivi dovuti agli effetti del secondo ordine dovrebbero essere determinati, prendendo in dovuta considerazione le imperfezioni iniziali della membratura e le interazioni descritte in (2) e (4). Le forze ed i momenti interni amplificati nella membratura dovrebbero essere ottenuti combinando questi momenti e forze del secondo ordine con i momenti e le forze interni primari (del primo ordine), modificati dalla rotazione torsionale e dalle deformazioni degli assi come descritto in (1).

(6)

La resistenza della membratura ai momenti e forze interni amplificati risultanti dal (5) potrebbe essere presa uguale alla sua resistenza plastica se le seguenti condizioni sono soddisfatte: a) La sezione trasversale della membratura è di Classe 1 o di Classe 2. b) Il comportamento elasto-plastico della membratura è determinato prendendo in dovuta considerazione gli effetti di: -

imperfezioni geometriche iniziali;

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-

tensioni residue;

-

l'estensione delle zone plastiche lungo la membratura.

c) Gli effetti del comportamento elasto-plastico sono tenuti in considerazione determinando: -

i valori relativi di Tv,Sd e Tw,Sd;

-

lo spostamento del centro di taglio;

-

lo spostamento dell'asse neutro;

-

gli effetti dell'incremento di deformazione dovuto alla flessione, alla rotazione e all'ingobbamento;

-

l'eventuale incremento dell'angolo di torsione dovuto alla plasticità agli stati limite di servizio.

(7)

Alternativamente al (5) e al (6), la parziale plasticizzazione potrebbe essere considerata in un'analisi elastica del secondo ordine della membratura, tenendo conto delle imperfezioni iniziali. Le imperfezioni geometriche iniziali e le tensioni residue possono essere rappresentate da un'imperfezione geometrica equivalente nella direzione dell'asse minore della sezione trasversale, con il valore dato nella figura 5.5.1 per la curva d'instabilità pertinente (curva a per una sezione laminata o curva c per una sezione saldata).

(8)

La resistenza della sezione trasversale ai momenti e alle forze interne amplificati dalla (7), tenendo conto della parziale plasticizzazione, dovrebbe essere verificata come segue: a) Per una membratura con una sezione trasversale di Classe 1 o di Classe 2: σ φw,Ed N Sd M φy,Sd M φz,Sd --------------------- + ------------------------------- + -------------------------------------------- + ------------------------ ≤ 1 Af y ⁄ γ M1 W pl,y f y ⁄ γ M1 α T W el,z,Rd f y ⁄ γ M1 α T f y ⁄ γ M1

[G.43]

in cui il fattore αT si ottiene come segue: -

per una sezione a I o H o una sezione cava strutturale:

W pl,z α T = ------------W el,z -

ma α T ≤ 1,25

[G.44a]

per una sezione a C: α T = 1,0

[G.44b]

b) Per una membratura con una sezione trasversale di Classe 3: σ φw,Ed N Sd M φy,Sd M φz,Sd --------------------- + ------------------------------- + ------------------------------------- + ----------------- ≤ 1 Af y ⁄ γ M1 W el,y f y ⁄ γ M1 W el,z,Rd f y ⁄ γ M1 f y ⁄ γ M1 (9)

[G.45]

Inoltre, la deformazione plastica a taglio dovrebbe essere limitata verificando la resistenza della sezione trasversale all'azione combinata di sforzo di taglio e momento torcente usando: βv ≤ 1

[G.46a]

in cui βv è dato da: -

per una sezione a I o H:   τ v,Ed V Sd ⁄ A v β v = --------------------------------- +  ---------------------------------------------- ( f y ⁄ 3 ) ⁄ γ M0  1,25 ( f y ⁄ 3 ) ⁄ γ M0

-

2

[G.46b]

per una sezione a C: 2

  τ v,Ed V Sd ⁄ A v τ w,Ed β v = --------------------------------- +  ---------------------------------------------- + --------------------------------( f y ⁄ 3 ) ⁄ γ M0  1,25 ( f y ⁄ 3 ) ⁄ γ M0 ( f y ⁄ 3 ) ⁄ γ M0 -

[G.46c]

per una sezione cava strutturale:

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V Sd ⁄ A v τ v,Ed - + --------------------------------β v = --------------------------------( f y ⁄ 3 ) ⁄ γ M0 ( f y ⁄ 3 ) ⁄ γ M0

[G.46d]

(10) Se il valore di βv è maggiore di 0,5 allora il momento resistente della sezione trasversale dovrebbe essere ridotto come specificato in 5.4.7 usando il valore di ρ dato da: ρ = ( 2β v – 1 )

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2

[G.47]

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APPENDICE (informativa)

H MODELLAZIONE DELLE STRUTTURE PER EDIFICI PER L’ANALISI

H.1

Generalità

H.1.1

Scopo e campo di applicazione

H.1.2

(1)

La presente appendice fornisce una guida per una modellazione semplificata affidabile delle strutture per edifici soggetti prevalentemente a condizioni di carico statiche. Questi modelli possono essere adottati in alternativa a modelli più sofisticati.

(2)

È concepita ad essere utilizzata insieme con 5.2 per la determinazione delle forze e dei momenti interni dovuti ai carichi di progetto per le verifiche allo stato limite ultimo.

(3)

I metodi illustrati nella presente appendice possono anche essere usati insieme alla sezione 4 per le verifiche agli stati limite di servizio.

(4)

L’azione composta con muri, lastre, ecc. non sono considerate nella presente appendice.

(5)

La presente appendice non comprende i metodi relativi all'analisi sismica, che è contenuta nella ENV 1998, nè quelli per il progetto delle membrane, che è contenuto nella ENV 1993-1-3.

Termini e definizioni (1)

I seguenti termini usati nella presente appendice sono definiti in 1.4.2: -

telaio;

-

telaio semi-continuo;

-

telaio continuo;

-

telaio semplice;

-

analisi globale;

-

lunghezza di sistema;

-

lunghezza di libera inflessione.

(2)

Il termine "sistema controventato" è definito in 5.2.5.1 (1).

(3)

I termini "collegamento" e "nodo" sono definiti nell'appendice J.

H.2

Analisi preliminare

H.2.1

Concetto strutturale (1)

(2)

La disposizione degli elementi strutturali dovrebbe essere basata sui requisiti per l'uso designato degli edifici, inclusa la resistenza alle azioni che probabilmente si presentano, vedere 2.1. Le seguenti categorie di elementi strutturali dovrebbero essere identificate: a) elementi strutturali principali: inclusi i telai principali, i loro nodi e collegamenti e le loro fondazioni, che insieme formano i percorsi attraverso cui le forze verticali ed orizzontali agenti sull'edificio sono trasmesse al terreno; b) elementi strutturali secondari: come le travi secondarie o arcarecci, che trasferiscono i carichi agli elementi strutturali principali; c) altri elementi: elementi che trasferiscono soltanto i carichi agli elementi strutturali principali e secondari. Esempi di tali altri elementi strutturali includono lamiere, coperture e partizioni.

Nota

(3)

Nei casi in cui queste tre categorie di elementi sono soggette a differenti requisiti di sicurezza, essi dovrebbero essere modellati separatamente, se necessario.

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H.2.2

Comportamento spaziale (1)

figura

H.1

In alternativa all'analisi della struttura principale come un'unica struttura intelaiata tridimensionale, essa può essere analizzata come due serie di telai piani paralleli indipendenti disposti nelle due direzioni orizzontali approssimativamente ortogonali tra di loro, vedere figura H.1, purché ognuno di tali telai piani sia vincolato fuori del piano sufficientemente da assicurare la sua stabilità laterale.

Riduzione di una struttura intelaiata tridimensionale in telai piani

=

+

Piano B Piano A

figura

H.2

Piano A

Piano B

(2)

Il progetto di una colonna non dovrebbe essere basato sull'analisi plastica applicata rispetto ad entrambi gli assi per la stessa condizione di carico, a meno che non sia data particolare attenzione alla verifica di stabilità della membratura.

(3)

A condizione che le disposizioni pertinenti di cui in 5.2 e 5.3 siano soddisfatte, l'analisi può essere effettuata usando sia i metodi elastici che quelli plastici, in funzione della classificazione delle membrature e del comportamento previsto dei nodi.

(4)

Nel controllare la resistenza delle membrature, le azioni in ognuno dei piani dovrebbero essere considerate in combinazioni realistiche.

(5)

La verifica di una singola membratura di un telaio può essere effettuata considerandola isolata dal telaio, e applicando sia gli appropriati carichi esterni che i momenti e le forze interni trasmessi dalle membrature adiacenti, vedere figura H.2.

(6)

La verifica della membratura dovrebbe tenere conto dei possibili effetti dei vincoli applicati alla membratura dalle membrature adiacenti. Si dovrebbe considerare la possibile instabilità flessionale in entrambi i piani, e la possibilità dell'instabilità laterale-torsionale.

Isolamento di una membratura di un telaio per la verifica fuori del piano della membratura stessa

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H.2.3

H.2.4

Resistenza alle azioni orizzontali (1)

La resistenza alle azioni orizzontali e alla deformabilità laterale, inclusi gli effetti delle imperfezioni del telaio, può essere fornita in uno dei modi elencati in 5.2.5.1 (1).

(2)

Per tutti i telai controventati come definiti in 5.2.5.3, le forze ed i momenti interni dovuti ai carichi verticali possono essere determinati senza considerare alcun carico orizzontale, incluse le forze orizzontali equivalenti, purché tutti i carichi orizzontali ed altre forze orizzontali siano poi applicate al sistema di controvento.

(3)

Se le forze orizzontali si considerano ripartite tra un numero di telai o altri elementi strutturali attraverso diaframmi orizzontali rigidi (cioè controventi triangolari orizzontali o impalcati), la risultante delle forze orizzontali, e il baricentro delle rigidezze di tutti gli elementi che forniscono resistenza alle forze orizzontali, dovrebbero essere determinati.

(4)

Ad ogni livello la risultante delle forze orizzontali dovrebbe essere ripartita tra gli elementi resistenti in proporzione alle loro rigidezze. Se la risultante delle forze orizzontali è eccentrica rispetto al centro di taglio degli elementi resistenti gli effetti torsionali risultanti dovrebbero essere presi in considerazione.

(5)

Gli elementi (telai o membrature isolate) con una bassa rigidezza orizzontale possono essere trattati come controventati dagli altri elementi e omessi dal calcolo del centro di rigidezza e dalla ripartizione delle forze orizzontali, purché essi soddisfino il criterio per i "telai controventati" dato in 5.2.5.3.

(6)

Se la configurazione della struttura è tale che l'edificio è sensibile all'eventuale eccentricità del carico orizzontale, relativa al centro di resistenza alla torsione della struttura, anche gli effetti dell'applicazione di una sola parte del carico orizzontale dovrebbero essere presi in considerazione.

Interazione suolo-struttura (1)

Come primo passo, la struttura può essere analizzata assumendo che il terreno sia rigido. Da questa analisi, dovrebbe essere determinato il carico sul terreno e dovrebbero essere calcolati i cedimenti risultanti.

(2)

Se la distribuzione delle forze e dei momenti interni nella struttura non è significativamente alterata quando i cedimenti differenziali del terreno determinati in (1) sono applicati alla struttura sotto forma di deformazioni imposte, allora gli effetti dell'interazione suolo-struttura sulla struttura possono essere trascurati.

(3)

Altrimenti l'interazione suolo-struttura dovrebbe essere considerata nell'analisi. Ciò può essere fatto usando delle molle equivalenti per modellare il comportamento del suolo.

H.3

Modellazione dei telai

H.3.1

Istruzioni generali per l'analisi globale (1)

Le membrature e i nodi dei telai dovrebbero essere modellati per l'analisi globale in maniera da riflettere appropriatamente il loro comportamento previsto sotto l'azione dei carichi pertinenti.

(2)

La geometria di base di un telaio dovrebbe essere rappresentata dalle linee baricentriche delle membrature.

(3)

Generalmente è sufficiente rappresentare le membrature con elementi strutturali lineari posti in corrispondenza delle loro linee baricentriche, trascurando la sovrapposizione delle reali larghezze delle membrature.

(4)

In alternativa, bisogna tenere conto delle effettive larghezze di tutte o di alcune delle membrature. Uno dei seguenti metodi, o un altro equivalente, può essere utilizzato: -

rigidezza della membratura incrementata localmente;

-

elementi nodali speciali non deformabili;

-

elementi nodali speciali deformabili.

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H.3.2

Telai semplici, semi-continui e continui (1)

In generale, a causa delle deformazioni dei nodi, le deformate delle membrature saranno discontinue in corrispondenza dei nodi. In funzione degli effetti di queste discontinuità, può essere fatta una distinzione tra i seguenti casi (vedere anche appendice J): a) La discontinuità può essere trascurata ed il telaio analizzato come continuo (telaio continuo); b) La discontinuità può essere presa in considerazione assumendo uno dei seguenti modelli di nodo:

(2)

H.3.3

-

cerniera per trarre profitto dalle possibili rotazioni senza considerare le resistenze (telaio semplice);

-

semi-continuo, in cui il comportamento momento-rotazione è tenuto in considerazione con maggior precisione (telaio semi-continuo).

I telai semplici possono essere anche usati come approccio conservativo per evitare la necessità di eseguire l'analisi di una struttura indeterminata, assumendo posizioni delle cerniere che siano compatibili con le possibili rotazioni in quelle posizioni (quali le rotazioni plastiche). In questo caso, tutte le conseguenze per l'equilibrio dovrebbero essere considerate nel progetto delle membrature e dei nodi.

Modellazione delle strutture semplici del tipo trave-colonna (1)

Nel caso di un telaio semplice per strutture tipo trave-colonna, i collegamenti travecolonna dovrebbero essere modellati come nodi nominalmente a cerniera senza rigidezza rotazionale. Il progetto dei componenti dei collegamenti dovrebbe essere coerente con le assunzioni fatte nella modellazione delle travi e delle colonne.

(2)

Le travi dovrebbero essere modellate come semplicemente appoggiate alle colonne. Generalmente, le travi dei telai semplici possono essere considerate come singole campate. In ogni caso, se la membratura è fisicamente continua in corrispondenza di un appoggio intermedio, essa può essere modellata come una trave continua.

(3)

Le luci delle travi dovrebbero essere determinate sulla base delle posizioni degli appoggi coerenti con le assunzioni fatte nella modellazione delle colonne e dei nodi.

(4)

Gli appoggi delle travi possono essere modellati generalmente come collegamenti nominalmente a cerniera, posti in una delle seguenti posizioni: a) sulla linea d'asse della colonna, purché il collegamento della trave sia progettato per resistere al momento dovuto all'eccentricità del collegamento dalla linea d'asse della colonna; b) all'interfaccia trave-colonna, purché il collegamento alla trave sia progettato per resistere al momento dovuto all'eccentricità del collegamento dall'interfaccia trave-colonna, e la colonna sia progettata per i possibili effetti dei momenti dovuti all'eccentricità del punto dell'appoggio dalla linea d'asse della colonna; c) in corrispondenza del baricentro del gruppo di bulloni o delle saldature che collegano gli angolari o squadrette di appoggio all'anima della trave, purché la colonna sia progettata per i possibili effetti dei momenti dovuti all'eccentricità del punto d'appoggio dalla linea d'asse della colonna; d) in corrispondenza della linea d'asse delle squadrette di appoggio sotto la trave, purché la colonna sia progettata per i possibili effetti dei momenti dovuti all'eccentricità del punto d'appoggio dalla linea d'asse della colonna.

(5)

Gli appoggi delle travi sui piatti di copertura delle colonne dovrebbero essere modellati come posizionati all'interfaccia trave-colonna, a meno che non sia specificato appositamente che la reazione agisca altrove.

(6)

Generalmente, le colonne dei telai semplici sono fisicamente continue a livello dei collegamenti delle travi. In tali casi, esse possono essere modellate come membrature continue.

(7)

Alternativamente, le colonne possono essere modellate come semplici puntoni anche se esse sono fisicamente continue, purché i possibili momenti dovuti alle eccentricità degli appoggi della trave siano presi in considerazione.

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(8)

Se gli appoggi della trave sono modellati come posizionati eccentricamente rispetto alla linea d'asse della colonna, le verifiche dovrebbero essere fatte considerando gli effetti degli schemi di carico in aggiunta alla verifica per gli effetti dei massimi carichi.

(9)

Negli edifici multi-piano dove le colonne sono effettivamente continue ad ogni piano, il momento utile applicato ad ogni piano o in copertura dovuto all'eccentricità degli appoggi della trave dovrebbe essere distribuito tra i tratti di colonna al di sopra e al di sotto di quel livello, proporzionalmente ai coefficienti di rigidezza I/L di tali tratti di colonna. Si dovrebbe assumere che i momenti ad ogni piano o in copertura non abbiano effetti sui momenti ai livelli superiore ed inferiore al livello a cui essi sono applicati.

(10) In aggiunta allo sforzo normale e ad ogni momento che nasca per l'eccentricità degli appoggi della trave, vedere (4) e (5), il progetto delle colonne dovrebbe tenere conto di entrambi i seguenti effetti: a) i momenti indotti nelle colonne dovuti alla rigidezza dei collegamenti trave-colonna; b) l'effetto benefico della rigidezza efficace delle travi e dei collegamenti trave-colonna, che provoca l'incremento della resistenza all'instabilità flessionale della colonna. (11) Si può assumere che il beneficio dell'effetto (b) dato in (10) tenga sufficientemente in conto l'effetto (a) nel caso delle colonne dei telai semplici, se le lunghezze libere d'inflessione delle colonne sono: -

tutte assunte uguali alle lunghezze d'inter-piano corrispondenti;

-

determinate tenendo conto delle rigidezze e delle forze interne nei tratti di colonna adiacenti, ma trattando le travi come incernierate e quindi capaci di fornire solo un vincolo di posizione.

(12) Se i collegamenti trave-colonna sono più rigidi dei collegamenti nominalmente incernierati (classificati come in 6.4 e 6.9.6), le lunghezze libere d'inflessione delle colonne possono conservativamente essere determinate come dati in (11). In alternativa, possono essere usate lunghezze libere d'inflessione più piccole se giustificate da analisi numeriche o da prove in accordo con la sezione 8.

H.4

Strutture triangolari

H.4.1

Sistemi con controventi triangolari (1)

I sistemi con controventi triangolari dovrebbero generalmente essere modellati come incernierati, vedere figura H.3 (a), anche se le membrature esterne sono fisicamente continue, tranne per casi simili a quelli definiti in 5.9.2.2 (5).

(2)

In alternativa, la continuità delle membrature esterne può essere considerata, modellando le membrature interne come incernierate ad esse, vedere figura H.3 (b).

(3)

Generalmente le linee d'asse delle aste di controvento dovrebbero intersecarsi in corrispondenza di un nodo. Comunque, nel caso di una estesa membratura di confine, le intersezioni delle membrature interne possono essere riseghe eccentriche rispetto alla sua linea d'asse.

(4)

Indipendentemente dal fatto che le membrature di controvento interne siano collegate eccentricamente alla membratura di confine, è possibile che il particolare dei collegamenti possa introdurre delle eccentricità nelle membrature. In questi casi, il nodo dovrebbe essere modellato in uno dei seguenti modi: -

una mensola corta che induca un momento all'estremità della membratura collegata;

-

una mensola corta che induca un momento all'estremità della membratura di confine;

-

mensole corte che inducano momenti all'estremità sia della membratura collegata che della membratura di confine.

(5)

I nodi dovrebbero essere modellati in modo che siano coerenti con i modelli adottati per le membrature.

(6)

Nel caso di sistemi di controventi con diagonali a croci di sant'Andrea resistenti al vento, gli sforzi nelle diagonali potrebbero essere determinati in uno dei seguenti modi: -

analisi elastica lineare;

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H.4.2

-

assumendo sforzi uguali nelle due diagonali, una in tensione ed una in compressione;

-

determinando lo sforzo nella diagonale tesa assumendo che lo sforzo assiale interno nella diagonale compressa sia nullo, quindi progettando entrambe le diagonali per questo sforzo di trazione.

Travature reticolari di copertura (1)

Le travature reticolari triangolari di copertura dovrebbero generalmente essere modellate come incernierate, anche se il corrente teso o quello compresso sono fisicamente continui.

(2)

In alternativa, la continuità dei correnti tesi o compressi può essere presa in conto, considerando le membrature interne modellate come incernierate ad essi.

(3)

In generale le linee d'asse delle membrature dovrebbero intersecarsi in un punto. In accordo con 6.2.(3), nelle membrature bullonate con sezioni ad L o a T le eccentricità dovute alla differenza tra l'asse della bullonatura e la linea d'asse dell'asta può essere trascurata. Ciò dovrebbe essere applicato in modo tale che o gli assi della bullonatura o le linee d'asse dell'asta si intersechino in un punto. A questo scopo, l'asse della bullonatura dovrebbe essere una linea rettilinea vicina alla linea d'asse dell'asta e parallela ad essa, opportunamente posizionata per soddisfare i limiti di distanza dal bordo per i bulloni e per prevenire l'interferenza tra i bulloni o le loro rondelle ed il profilo della sezione trasversale dell'asta collegata.

(4)

Gli effetti delle piccole eccentricità nei nodi dovrebbero essere considerati modellando il nodo come una mensola corta: -

inducendo momenti interni nei correnti tesi o compressi;

oppure -

inducendo momenti interni distribuiti tra tutte le aste concorrenti nel nodo.

(5)

Per le travature reticolari con aste a sezione chiusa, si dovrebbe fare riferimento all'appendice K.

(6)

Quando le eccentricità menzionate in (3) o (4) sono presenti, una delle seguenti opzioni dovrebbe essere applicata: a) Gli sforzi assiali nelle aste dovrebbero essere determinati come in (1). I momenti e le forze di taglio risultanti dovuti alle eccentricità dovrebbero quindi essere tenuti in conto nel progetto delle aste e nel progetto dei nodi. b) Gli sforzi assiali nelle aste e gli effetti delle eccentricità dovrebbero essere determinati usando un modello numerico che tenga conto delle aste, dei tratti rigidi di estremità e delle cerniere poste nel nodo.

(7) figura

H.3

L'assunzione di nodi cerniera nelle analisi dovrebbe essere fatta in modo che non condizioni i valori appropriati delle lunghezze libere d'inflessione l delle aste.

Modelli di sistemi controventati

a) Modello con tutte le aste incernierate

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b) Modello con aste esterne continue

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APPENDICE (normativa)

J NODI NEGLI EDIFICI A TELAIO

J.1

Generalità

J.1.1

Scopo e campo di applicazione (1)

La presente appendice contiene i metodi di progettazione dei nodi negli edifici a telaio soggetti prevalentemente a condizioni di carico statiche. Essa fornisce le regole applicative per i nodi trave-colonna seguendo i principi dati in 6.4 e 6.9. Essa fornisce anche le regole applicative per i giunti trave-trave.

(2)

La presente appendice si applica agli acciai di classe S 235, S 275, S 355, S 420 e S 460. Ciononostante, alcune regole applicative per la capacità rotazionale date in J.5 non si possono applicare agli acciai di classe S 420 e S 460, vedere J.5(3).

(3)

Sono trattate le seguenti tipologie di nodo:

(4)

(5)

-

nodi nominalmente incernierati;

-

nodi rigidi;

-

nodi semi-rigidi;

-

nodi a completo ripristino di resistenza;

-

nodi a parziale ripristino di resistenza.

Sono trattati i seguenti tipi di collegamento: -

collegamenti bullonati con flange d'estremità a filo dell'ala della trave;

-

collegamenti bullonati con flange d'estremità estese oltre l'ala della trave;

-

collegamenti bullonati con angolari;

-

collegamenti saldati.

Si suppone che le membrature collegate siano laminate a caldo con sezioni a I o H o saldate con sezioni a I o H con dimensioni simili. I metodi di progettazione non sono validi a meno che le membrature non abbiano anime di spessore sufficiente ad assicurare che l'instabilità a taglio non sia un criterio di progetto, cioè d/tw ≤ 69 ε, vedere 5.6.1. I nodi delle travature reticolari realizzate con aste a sezione cava sono trattati nell'appendice K.

Nota

(6)

I metodi di progettazione per i componenti di base dei nodi forniti nella presente appendice sono di applicazione generale e possono essere applicati a componenti simili in altre configurazioni di nodi. Ciononostante specifici metodi di progettazione dati per determinare la resistenza a flessione, la rigidezza rotazionale e la capacità rotazionale di un nodo sono basati su una distribuzione ipotizzata di sforzi interni e così essi non sono validi a meno che lo sforzo assiale nella membratura collegata non sia limitato al 10% della resistenza della sezione trasversale.

(7)

I metodi di progettazione per i nodi trave-colonna forniti nella presente appendice sono principalmente per i nodi resistenti al momento flettente tra sezioni a I o H in cui le travi sono collegate alle flange delle colonne. Essi possono anche essere applicati ai nodi trave-colonna in cui le travi sono collegate alle anime delle colonne, ma per i quali non si considera nell'analisi la trasmissione dei momenti flettenti alla colonna. Essi non includono i nodi in cui la trave è appoggiata all'estremità superiore della colonna.

(8)

Nelle configurazioni dei nodi trave-colonna a due vie senza irrigidimenti diagonali sulle anime della colonna, si suppone che le due travi abbiano altezza simile.

(9)

I metodi di progettazione dei giunti trave-trave forniti nella presente appendice possono anche essere applicati a collegamenti trave-trave per i quali non si considera nell'analisi la trasmissione dei momenti flettenti nelle travi di appoggio.

(10) Sono trattati i collegamenti bullonati con bulloni pretesi o non pretesi, ma i metodi per determinare le proprietà strutturali di un nodo assumono che i bulloni non siano pretesi.

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J.1.2

Termini e definizioni Ai fini della presente appendice, oltre ai termini definiti in 1.4 si adottano le seguenti definizioni:

J.1.2.1

componente di base (di un nodo): Specifica parte di un nodo che fornisce un contributo all'identificazione di una o più delle sue proprietà strutturali.

J.1.2.2

membratura collegata: Membratura sostenuta alla membratura cui è collegata.

J.1.2.3

collegamento: Posizione in cui due membrature sono collegate tra loro, e sistemi di collegamento.

J.1.2.4

nodo: Assemblaggio dei componenti di base che permettono il collegamento delle membrature in modo che le forze ed i momenti interni appropriati possano essere trasmessi tra loro.

J.1.2.5

configurazione del nodo: Tipologia o disposizione del nodo o dei nodi in una zona in cui gli assi di due o più membrature collegate tra loro s'intersecano.

J.1.2.6

proprietà strutturali (di un nodo): Sua resistenza agli sforzi e ai momenti interni nelle membrature collegate, sua rigidezza rotazionale e sua capacità rotazionale. Nota

J.1.3

I termini collegamento e nodo sono usati più precisamente nella presente appendice che altrove.

Simboli Nella presente appendice, oltre ai simboli definiti in 1.6, si utilizzano i seguenti simboli:

FT,Rd

è la resistenza a trazione della flangia di un elemento a T equivalente;

Sj,ini

è la rigidezza rotazionale iniziale di un nodo;

Vwp,Rd è la resistenza plastica a taglio del pannello d'anima di una colonna; z

J.1.4

è il braccio.

Terminologia (1)

Nella presente appendice, la caratteristica momento-rotazione che descrive la relazione tra il momento flettente Mj,Sd applicato a un nodo dalla trave collegata e la corrispondente rotazione φEd tra le membrature collegate, è descritta nella figura J.1.

(2)

La resistenza a flessione Mj,Rd di un nodo è descritta in 6.9.3.

(3)

La capacità rotazionale φCd di un nodo è descritta in 6.9.5.

(4)

La rigidezza rotazionale Sj di un nodo è descritta in 6.9.4. Per una caratteristica momento-rotazione di progetto questa definizione di Sj si applica alla rotazione φXd per la quale Mj,Sd per primo raggiunge il valore Mj,Rd, ma non per rotazioni maggiori, vedere figura J.1(c). La rigidezza rotazionale iniziale Sj,ini utilizzata nella presente appendice è la pendenza del tratto elastico della caratteristica momento-rotazione di progetto.

(5)

Per la classificazione in base alla rigidezza, i termini nominalmente incernierato, rigido e semi-rigido sono descritti in 6.4.2.

(6)

Per la classificazione in base alla resistenza, i termini nominalmente incernierato, a completo ripristino di resistenza e a parziale ripristino di resistenza sono introdotti in 6.4.3. In un nodo a parziale ripristino di resistenza, il trasferimento dei momenti flettenti tra le membrature collegate è limitato dalla resistenza a flessione del nodo, mentre in un nodo a completo ripristino di resistenza esso è limitato dalle resistenze a flessione delle membrature.

(7)

Un nodo trave-colonna consiste in un pannello d'anima e un collegamento (configurazione di nodo ad una via) o due collegamenti (configurazione di nodo a due vie), vedere la figura J.2.

(8)

Alcune altre configurazioni di nodi sono indicate in figura J.3.

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figura

J.1

Caratteristica momento-rotazione per un nodo

Legenda X Rotazione Y Momento

90°

φ Ed

a) Nodo

Mj,Sd

b) Modello

S j, in

Y

i

M j,Rd M j,Sd

Limite per S j

Sj φ Ed

φ Xd

φ Cd

X

c) Caratteristica momento-rotazione di progetto

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figura

J.2

Parti di una configurazione di nodo trave-colonna

Legenda 1 Pannello d'anima 2 Collegamento 3 Componenti (per esempio, bullone, flangia d'estremità) 1

2

3

Nodo = pannello d'anima + collegamento

a) Configurazione di nodo ad una via

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2

1

2

3

Nodo sinistro = pannello d'anima + collegamento sinistro Nodo destro = pannello d'anima + collegamento destro b) Configurazione di nodo a due vie

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figura

J.3

Configurazioni di nodo

A

C

C

A

B

B

A Configurazione di nodo trave-colonna ad una via, vedere la figura J.2 (a) B Configurazione di nodo trave-colonna a due vie, vedere la figura J.2 (b) C Giunto trave-trave, vedere la figura J.4 (e) e (f) a) Configurazioni del nodo rispetto all'asse maggiore

M b1,Sd

M b2,Sd

D Configurazione di nodo trave-colonna a due vie

M b1,Sd

M b2,Sd

E Configurazione di nodo trave-colonna a due vie

b) Configurazioni del nodo rispetto all'asse minore (da usare solo per i momenti bilanciati Mb1,Sd = Mb2,Sd)

(9)

Nel metodo di modellazione semplificata del nodo utilizzato nella presente appendice, una configurazione di nodo trave-colonna a due vie ha due caratteristiche momento-rotazione, una per il collegamento a destra e un'altra per il collegamento a sinistra. In questo metodo una configurazione di nodo trave-colonna a due vie è trattata come due nodi separati (ma interagenti), vedere la figura J.2.3.3.

(10) In un collegamento bullonato con più di una riga di bulloni tesi, le righe di bulloni sono numerate dalla riga più lontana dal centro di compressione, vedere J.3.6.2.

J.1.5

Componenti di base di un nodo (1)

La caratteristica momento-rotazione di progetto di un nodo dipende dalle proprietà dei suoi componenti di base.

(2)

Nella presente appendice sono identificati i seguenti componenti di base del nodo: -

pannello d'anima della colonna soggetto a taglio;

-

anima della colonna soggetta a compressione;

-

anima della colonna soggetta a trazione;

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-

ala della colonna soggetta a flessione;

-

flangia d'estremità soggetta a flessione;

-

angolare soggetto a flessione;

-

ala e anima della trave soggette a compressione;

-

anima della trave soggetta a trazione;

-

piatto di rinforzo soggetto a trazione o compressione;

-

bulloni soggetti a trazione;

-

bulloni soggetti a taglio;

-

bulloni portanti.

(3)

Le norme applicative inerenti ognuno di questi tipi di componenti di base del nodo sono elencate nel prospetto J.1.

(4)

Un collegamento trave-colonna rispetto all'asse maggiore consiste in una combinazione di alcuni dei componenti di base elencati in (2), escludendo il pannello d'anima della colonna soggetto a taglio. In particolare esso comprende sempre i seguenti:

(5)

(6)

-

anima della colonna in compressione;

-

anima della colonna in trazione;

-

ala della colonna in flessione.

I metodi per determinare le proprietà dei componenti di base di un nodo sono dati: -

per la resistenza in J.3.5;

-

per la rigidezza elastica in J.4.2.

Le relazioni tra le proprietà dei componenti di base di un nodo e le proprietà strutturali del nodo sono date: -

per la resistenza a flessione in J.3.6;

-

per la rigidezza rotazionale in J.4.1;

-

per la capacità rotazionale in J.5.

(7)

Alcuni esempi di differenti tipi di nodo costruiti con i componenti di base sono dati in figura J.4.

(8)

Alcuni componenti del nodo devono essere irrigiditi o rinforzati. I dettagli sono dati: -

per il rinforzo con contropiastre, delle ali della colonna soggette a flessione, in J.3.2.3;

-

per l'irrigidimento delle anime delle colonne, in J.3.3;

-

per il rinforzo delle anime delle colonne attraverso piatti d'anima supplementari, in J.3.4.

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prospetto

J.1

Componenti di base di un nodo Componente

1

Riferimento alle regole di applicazione Resistenza

Coefficiente di rigidezza

Capacità rotazionale

J.3.5.1

J.4.2(1)

J.5(4)

J.3.5.2

J.4.2(2)

J.5(5) e J.5(6)

J.3.5.3

J.4.2(3)

J.5(5)

J.3.5.4

J.4.2(4)

J.5(7)

Pannello d’anima della colonna soggetto a taglio V Sd

V Sd 2

Anima della colonna soggetta a compressione

F c,Sd

3

Anima della colonna soggetta a trazione F t,Sd

4

Ala della colonna soggetta a flessione F t,Sd

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prospetto

J.1

Componenti di base di un nodo (Continua) Componente

5

Riferimento alle regole di applicazione Capacità rotazionale

J.3.5.5

J.4.2(5)

J.5(7)

J.3.5.6

J.4.2(6)

J.5(7)

J.3.5.7

J.4.2(7)

*)

J.3.5.8

J.4.2(8)

*)

d

Angolare soggetto a flessione

F t,Sd

7

Coefficiente di rigidezza

Piatto d’estremità soggetto a flessione

F t,S

6

Resistenza

Ala e anima della trave soggette a compressione

F c,Sd

8

Anima della trave soggetta a trazione

F t,Sd

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prospetto

J.1

Componenti di base di un nodo (Continua) Componente

Riferimento alle regole di applicazione Resistenza

9

Piatto soggetto a trazione o compressione

Capacità rotazionale

J.4.2(9)

*)

J.4.2(10)

*)

6.5.5

J.4.2(11)

*)

6.5.5

J.4.2(12)

*)

a trazione - 5.4.3 F t,Sd

F t,Sd

F c,Sd

10

Coefficiente di rigidezza

F c,Sd

a compressione - 5.4.4

Bulloni soggetti a trazione

con l’ala della colonna - J.3.5.4

F t,Sd

con il piatto d’estremità - J.3.5.5 con l’angolare - J.3.5.6 11

Bulloni soggetti a taglio

F v,Sd 12

Bulloni portanti (sull’ala della trave, sull’ala della colonna, sulle flange d’estremità o sugli angolari)

F b,Sd

F b,Sd

*)

Questo componente non dovrebbe essere incluso quando si calcola la capacità rotazionale.

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figura

J.4

Esempi di tipologie di nodo

a) Nodo saldato

b) Nodo bullonato con flangia di estremità estesi oltre l'ala della trave

c) Due nodi con flangia di estremità a filo dell'ala della trave (configurazione di nodo a due vie)

e) Giunto trave-trave con flangia di estremità

g) Nodo bullonato con angolari

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d) Nodo ad una via con flangia di estremità a filo dell'ala della trave

f) Giunto trave-trave

h) Due giunti trave-trave (configurazione di nodo a due vie)

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J.2

Analisi e progetto

J.2.1

Analisi globale

J.2.1.1

Generalità (1)

Gli effetti del comportamento dei nodi sulla distribuzione delle forze e dei momenti interni in una struttura, e sulle deformazioni globali della struttura, dovrebbero in generale essere tenuti in considerazione, ma se questi effetti sono sufficientemente piccoli essi possono essere trascurati.

(2)

Per riconoscere se bisogna tenere in considerazione gli effetti del comportamento del nodo sull'analisi globale, può essere fatta una distinzione tra tre modelli semplificati di nodo, vedere la figura J.5, come segue:

(3)

figura

Tipologia di modello

J.5

-

semplice, in cui si può assumere che il nodo non trasmetta momenti flettenti;

-

continuo, in cui si può assumere che il comportamento del nodo non abbia effetti sull'analisi;

-

semi-continuo, in cui il comportamento del nodo necessita di essere tenuto in considerazione nell'analisi.

La tipologia appropriata di modello di nodo dovrebbe essere determinata secondo il prospetto J.2, in funzione della classificazione del nodo e del metodo scelto per l'analisi globale.

Modellazione semplificata dei nodi Nodo ad una via

Nodo a due vie

Giunto trave-trave

Semplice

Continuo

Semi-continuo

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prospetto

J.2

Tipologia di modello di nodo Metodo di analisi globale

Classificazione del nodo

Elastica

Nominalmente incernierato

Rigido

Semi-rigido

Rigido-plastica

Nominalmente incernierato

A completo ripristino di resistenza

A parziale ripristino di resistenza

Elasto-plastica

Nominalmente incernierato

Rigido e a completo ripristino di resistenza

Semi-rigido e a parziale ripristino di resistenza Semi-rigido e a completo ripristino di resistenza Rigido e a parziale ripristino di resistenza

Tipo di modello di nodo

J.2.1.2

Semplice

Continuo

Semi-continuo

Analisi elastica globale (1)

Quando si utilizza l'analisi elastica globale, i nodi dovrebbero essere classificati secondo la loro rigidezza.

(2)

Nel caso di un nodo semi-rigido, la sua rigidezza rotazionale Sj da utilizzare nell'analisi globale dovrebbe generalmente essere posta uguale al valore di Sj di cui in J.4.1, corrispondente al momento flettente Mj,Sd.

(3)

Come semplificazione, la procedura illustrata nella figura J.6 a) può essere adottata, come segue: a) A condizione che il momento Mj,Sd non ecceda i 2/3 di Mj,Rd, la rigidezza rotazionale iniziale del nodo Sj,ini può essere utilizzata nell'analisi globale. b) Se il momento Mj,Sd eccede i 2/3 di Mj,Rd, la rigidezza rotazionale dovrebbe essere posta uguale a Sj,ini/η nell'analisi globale, dove η è il coefficiente correttivo della rigidezza del prospetto J.3.

(4)

J.2.1.3

Come ulteriore semplificazione, la rigidezza rotazionale può essere posta uguale a Sj,ini/η nell'analisi globale, per tutti i valori del momento Mj,Sd, come mostrato in figura J.6 b).

Analisi globale rigido-plastica

prospetto

J.3

(1)

Quando si utilizza l'analisi globale rigido-plastica, i nodi dovrebbero essere classificati secondo la loro resistenza.

(2)

Per i nodi a completo ripristino di resistenza, si dovrebbe fare riferimento a 6.4.3.2 e J.5.

(3)

Per i nodi a parziale ripristino di resistenza, si dovrebbe fare riferimento a 6.4.3.3 e J.5.

Coefficiente correttivo della rigidezza η Tipo di collegamento

Nodi di trave-colonna

Altri tipi di nodi

Saldato

2

3

Flangia d’estremità bullonata

2

3

Angolari bullonati

2

3,5

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figura

J.6

Rigidezza rotazionale da utilizzare nell'analisi elastica globale

Mj

Mj

Mj

M j,Rd

M j,Rd

M j,Rd

2/3M j,Rd 2/3M j,Rd

M j,Sd

M j,Sd

M j,Sd

S j,in

ni

S j,in

S j,i

i/

i/

η

η

φ

φ 2/3M j,Rd ≤ M j,Sd ≤ M j,Rd

M j,Sd ≤ 2/3M j,Rd

φ

a) Procedura data in J.2.1.2 (3)

J.2.1.4

b) Procedura data in J.2.1.2 (4)

Analisi globale elasto-plastica (1)

Quando si utilizza l'analisi globale elasto-plastica, i nodi dovrebbero essere classificati sia secondo rigidezza che resistenza.

(2)

Per i nodi a completo ripristino di resistenza, si dovrebbe fare riferimento a 6.4.3.2 e J.5.

(3)

Per i nodi a parziale ripristino di resistenza, si dovrebbe fare riferimento a 6.4.3.3 e J.5.

(4)

Nel caso di nodi semi-rigidi, può essere adottata la caratteristica momento-rotazione di progetto bilineare semplificata mostrata in figura J.7. Il coefficiente correttivo della rigidezza η dovrebbe essere ottenuto dal prospetto J.3.

J.2.2

Classificazione dei nodi trave-colonna

J.2.2.1

Classificazione secondo la rigidezza (1)

figura

J.7

Un nodo trave-colonna può essere classificato come rigido, nominalmente incernierato o semi-rigido secondo la sua rigidezza, determinando la sua rigidezza rotazionale iniziale Sj,ini secondo J.4.1 e confrontando questa con i limiti della classificazione dati in figura J.8.

Caratteristica momento-rotazione di progetto bilineare semplificata Mj M j,Rd

S j,in i/

η φ Cd

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φ

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figura

J.8

Limiti per la classificazione in base alla rigidezza dei nodi trave-colonna

Legenda 1 Zona 1: rigido, se Sj,ini ≥ 8EIb/Lb, caso a); rigido, se Sj,ini ≥ 25EIb/Lb, caso b) 2 Zona 2: semi-rigido*) 3 Zona 3: nominalmente incernierato, se Sj,ini ≤ 0,5EIb/Lb Kb Valore medio di lb/Lb per tutte le travi al di sopra del piano considerato

Mj

Kc Valore medio di lc/Lc per tutte le colonne del piano considerato lb Momento d'inerzia di una trave lc Momento d'inerzia di una colonna Lb Luce di una trave (interasse tra le colonne) Lc Altezza interpiano di una colonna

1

2

3 φ a) Telai controventati

Mj

1 2

3 φ b) Telai non controventati (a condizione che ad ogni piano Kb/Kc ≥ 0,1) *) Tutti i nodi in zona 2 dovrebbero essere classificati come semirigidi. I nodi nelle zone 1 o 3 possono a scelta anche essere trattati come semi-rigidi.

J.2.2.2

Classificazione secondo la resistenza (1)

Un nodo trave-colonna può essere classificato come a completo ripristino di resistenza, nominalmente incernierato o a parziale ripristino di resistenza confrontando la sua resistenza a flessione con le resistenze a flessione delle membrature che esso collega.

(2)

Un nodo trave-colonna può essere classificato a completo ripristino di resistenza se soddisfa i criteri dati in figura J.9. Questi criteri sono più specifici dei criteri dati in 6.4.3.2(1) e 6.9.6.3(3).

Nota

(3)

Un nodo può essere classificato come nominalmente incernierato se la sua resistenza a flessione M j,Rd non è maggiore di 0,25 volte la resistenza a flessione richiesta per un nodo a completo ripristino di resistenza.

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(4)

figura

J.9

Un nodo in grado di resistere ai momenti flettenti, ma che non soddisfa i criteri di un nodo a completo ripristino di resistenza, dovrebbe essere classificato come a parziale ripristino di resistenza, a meno che non sia classificato come nominalmente incernierato.

Nodi a completo ripristino di resistenza

Legenda Mb,pl,Rd Resistenza plastica a flessione di una trave Mc,pl,Rd Resistenza plastica a flessione di una colonna

Mj,Sd Mj,Sd

M j,Rd ≥ M b,pl,Rd

M j,Rd ≥ M b,pl,Rd

oppure

oppure

M j,Rd ≥ M c,pl,Rd

M j,Rd ≥ 2 M c,pl,Rd

a) Estremità superiore della colonna

b) Lungo l'altezza della colonna

J.2.3

Modellazione dei nodi trave-colonna

J.2.3.1

Generalità (1)

Per modellare il comportamento deformativo del nodo trave-colonna, dovrebbe essere tenuta in considerazione la deformazione a taglio del pannello d'anima e la deformazione rotazionale dei collegamenti.

(2)

Le configurazioni di nodo trave-colonna dovrebbero essere progettate per resistere ai momenti flettenti Mb1,Sd e Mb2,Sd, agli sforzi normali Nb1,Sd e Nb2,Sd e agli sforzi di taglio Vb1,Sd e Vb2,Sd , interni, trasmessi ai collegamenti dalle travi collegate, vedere figura J.10.

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figura

J.10

Sforzi e momenti agenti sul pannello d'anima nei collegamenti N c2,Sd M c2,Sd V c2,Sd

N b2,Sd

N b1,Sd M b1,Sd

M b2,Sd V b2,Sd

V b1,Sd V c1,Sd M c1,Sd

V wp,Sd

V wp,Sd

N c1,Sd

V wp,Sd

z

a) Sforzi e momenti agenti sul nodo, sul perimetro del pannello d'anima

V wp,Sd b) Sforzo di taglio nel pannello d'anima

N b2,Sd

N b1,Sd M b1,Sd

M b2,Sd V b2,Sd

V b1,Sd

c) Collegamenti, con sforzi e momenti nelle travi

(3)

Lo sforzo di taglio risultante Vwp,Sd nel pannello d'anima dovrebbe essere ottenuto utilizzando:

V wp,Sd = ( M b1,Sd – M b2,Sd ) ⁄ z – ( V c1,Sd – V c2,Sd ) ⁄ 2

[J.1]

dove:

z (4)

J.2.3.2

è il braccio, vedere J.2.5

Per l'analisi strutturale globale, le configurazioni di nodo trave-colonna ad una via o a due vie possono essere modellate sia come indicato in J.2.3.2, sia utilizzando il metodo semplificato dato in J.2.3.3.

Modellazione che riflette il comportamento attuale (1)

Per modellare un nodo in modo che riproduca fedelmente il comportamento atteso, il pannello d'anima e ognuno dei collegamenti dovrebbero essere modellati separatamente, prendendo in considerazione i momenti e gli sforzi interni nelle membrature, agenti sul perimetro del pannello d'anima, vedere figura J.10 a).

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(2)

Questa tipologia di modellazione non è considerata in seguito nella presente appendice.

Nota

J.2.3.3

Questo può essere conseguito come mostrato in figura J.11 a), in cui la deformazione a taglio del pannello d'anima è riprodotta da una molla traslazionale diagonale e la deformazione rotazionale di ciascun collegamento è riprodotta da molle flessionali.

Modellazione semplificata

figura

J.11

(1)

Come alternativa semplificata al metodo di modellazione definito in J.2.3.2, una configurazione di nodo ad una via può essere modellata come un nodo singolo, e una configurazione di nodo a due vie può essere modellata come due nodi separati ma interagenti, uno per ogni collegamento.

(2)

Ciasuno di questi nodi dovrebbe essere modellato come una molla rotazionale separata, come mostrato in figura J.11 b), in cui ogni molla ha una caratteristica momento-rotazione che tiene in conto il comportamento del pannello d'anima così come l'influenza del collegamento pertinente.

Modellazione della deformabilità del nodo

Legenda 1 Collegamento della trave 1 2 Collegamento della trave 2 3 Pannello d'anima

z

3

2

1

y = hc - tfc a) Modellazione del pannello d'anima e dei collegamenti attraverso molle separate

Configurazione di nodo ad una via

Configurazione di nodo a due vie

b) Modellazione dei collegamenti come molle rotazionali

(3)

Nella determinazione della resistenza a flessione e della rigidezza rotazionale per ciascuno dei nodi, l'eventuale influenza del pannello d'anima dovrebbe essere presa in considerazione attraverso i parametri di trasformazione β1 e β2, dove: β1 è il valore del parametro di trasformazione β per il lato destro del nodo; β2 è il valore del parametro di trasformazione β per il lato sinistro del nodo.

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I parametri di trasformazione β1 e β2 sono utilizzati direttamente in J.3.6.2(7) e J.4.2(1). Essi sono anche usati in J.3.5.2(4) e J.3.5.3(4) insieme al prospetto J.5 per ottenere il fattore di riduzione ω a taglio.

Nota

(4)

Valori conservativi per β1 e β2, basati sui valori dei momenti nella trave Mb1,Sd e Mb2,Sd sul perimetro del pannello d'anima, vedere figura J.12 a), possono ricavarsi dal prospetto J.4.

(5)

In alternativa, valori più accurati per β1 e β2, basati sui valori dei momenti nella trave Mj,b1,Sd e Mj,b2,Sd all'intersezione degli assi delle membrature, possono essere determinati attraverso il modello semplificato mostrato in figura J.12 b) come segue: β 1 = 1 – M j,b2,Sd ⁄ M j,b1,Sd

[J.2a]

β 2 = 1 – M j,b1,Sd ⁄ M j,b2,Sd

[J.2b]

dove:

Mj,b1,Sd è il momento all'intersezione trasmesso dalla trave a destra; Mj,b2,Sd è il momento all'intersezione trasmesso dalla trave a sinistra. prospetto

J.4

Valori approssimati per il parametro di trasformazione β Tipo di configurazione di nodo

Azione

Valore di β

Mb1, Sd

β≈1

Mb1, Sd = Mb2, Sd

β = 0 *)

Mb1, Sd > 0

β≈1

Mb1,Sd

Mb1,Sd

Mb2, Sd > 0 Mb2,Sd

Mb1,Sd

β≈1

Mb1, Sd < 0 Mb2, Sd < 0

β≈2

Mb1, Sd > 0 Mb2, Sd < 0 Mb2,Sd

Mb1,Sd

β≈2

Mb1, Sd < 0 Mb2, Sd > 0

β≈2

Mb1, Sd + Mb2, Sd = 0 *)

In questo caso il valore di β è il valore esatto piuttosto che un’approssimazione.

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figura

J.12

Sforzi e momenti agenti nel nodo N c2,Sd

N j,c2,Sd

M c2,Sd

M j,c2,Sd

V c2,Sd

V j,c2,Sd

N b2,Sd

N b1,Sd M b1,Sd

M b2,Sd V b2,Sd

V b1,Sd

N j,b2,Sd

N j,b1,Sd M j,b1,Sd

M j,b2,Sd V j,b2,Sd

V c1,Sd M c1,Sd

V j,c1,Sd M j,c1,Sd

N c1,Sd a) Valori sul perimetro del pannello d'anima

J.2.4

V j,b1,Sd

N j,c1,Sd b) Valori all'intersezione degli assi delle membrature

Progettazione dei nodi (1) (2) (3)

(4)

Per un nodo classificato come nominalmente incernierato, solo la resistenza a taglio (vedere J.3.1.2) e la capacità rotazionale (vedere J.5) necessitano di essere controllate. Quando si utilizza l'analisi elastica globale, solo la resistenza a taglio (vedere J.3.1.2) e la resistenza a flessione (vedere J.3.1.3) necessitano di essere controllate. Quando si utilizza l'analisi plastica globale, la resistenza a taglio (vedere J.3.1.2) e la resistenza a flessione (vedere J.3.1.3) dovrebbero essere controllate. Salvo che la resistenza del nodo sia almeno 1,2 volte la resistenza plastica della membratura [vedere 6.4.3.2(2)], anche la capacità rotazionale dovrebbe essere controllata, vedere J.5. Nel caso della configurazione di nodo trave-colonna a due vie in cui l'altezza delle due travi non è simile, modifiche appropriate dovrebbero essere fatte a quei metodi di progettazione che assumono similari le loro altezze, come segue: - il metodo per determinare la resistenza a taglio di un pannello d'anima di una colonna non irrigidita dato in J.3.5.1; - il metodo per determinare il coefficiente di rigidezza di un pannello d'anima soggetto a taglio, dato in J.4.2(1).

J.2.5

Braccio

J.2.5.1

Collegamenti saldati (1) (2)

Per i collegamenti saldati, si dovrebbe assumere che il centro di compressione sia allineato con lo spessore medio dell'ala compressa, vedere figura J.13 a). Per i collegamenti saldati, il braccio z dovrebbe essere posto pari alla distanza dal centro di compressione alla linea media dell'ala tesa, vedere figura J.13 a), data da:

z = ( h – t fb )

[J.3]

dove: h è l'altezza della trave collegata; tfb è lo spessore della flangia della trave collegata.

J.2.5.2

Collegamenti bullonati con angolari (1)

(2)

Per i collegamenti bullonati con angolari, il centro di compressione dovrebbe assumersi allineato con la linea media della parte dell'angolare adiacente l'ala compressa, vedere figura J.13 b). Per i collegamenti bullonati con angolari, il braccio z dovrebbe essere posto pari alla distanza tra il centro di compressione e la riga di bulloni tesi, vedere figura J.13 b).

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Collegamenti bullonati con flange d'estremità

(2)

Per i collegamenti bullonati con flange d'estremità con una sola riga di bulloni attivi in trazione, il braccio z dovrebbe essere posto pari alla distanza tra il centro di compressione e la riga di bulloni tesi, vedere figura J.13 c).

(3)

Per i collegamenti bullonati con flange d'estremità estese con due sole righe di bulloni attivi in trazione (l'una nella parte estesa della flangia d'estremità e l'altra tra le ali della trave), il braccio z può conservativamente essere posto pari alla distanza tra il centro di compressione e un punto medio tra queste due righe di bulloni, vedere figura J.13(d).

(4)

Per altri collegamenti bullonati con flange d'estremità con due o più righe di bulloni tesi, un valore approssimato del braccio z può essere ottenuto prendendo la distanza tra il centro di compressione e un punto medio tra le due righe di bulloni tesi più lontane, vedere figura J.13 e).

(5)

In alternativa, per flange d'estremità bullonate con due o più righe di bulloni tesi, un valore più accurato può essere determinato prendendo il braccio z uguale a zeq ottenuto utilizzando il metodo dato in J.4.3.1.

Determinazione del braccio z

Mj,Sd

a) Collegamento saldato

c) Collegamento bullonato con flange di estremità con una sola riga di bulloni attivi in trazione

Mj,Sd

d) Collegamento bullonato con flange di estremità estese con due sole righe di bulloni attivi in trazione

Mj,Sd

Mj,Sd z

z

Mj,Sd

b) Collegamento bullonato con angolari

Mj,Sd

z

z

J.13

Per i collegamenti bullonati con flange d'estremità, il centro di compressione dovrebbe assumersi allineato con la linea media della parte dell'ala compressa, vedere figure J.13 c), d) e e).

z

figura

(1)

z

J.2.5.3

e) Altri collegamenti bullonati con flange di estremità con due o più righe di bulloni tesi

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J.3

Resistenza

J.3.1

Generalità

J.3.1.1

Sforzi interni (1)

I nodi dovrebbero essere progettati per resistere ai momenti flettenti, agli sforzi di taglio ed agli sforzi normali trasmessi ad essi dalle membrature collegate.

(2)

I momenti e gli sforzi applicati al nodo dovrebbero essere distribuiti localmente nel nodo per determinare gli sforzi interni a cui ogni componente di base del nodo è soggetto.

(3)

La distribuzione degli sforzi interni in un nodo dovrebbe essere in accordo con 6.1.4.

(4)

Lo sforzo interno in un componente di base del nodo non dovrebbe eccedere la sua resistenza come dato in J.3.5.

(5)

Si può assumere che le tensioni dovute agli sforzi interni ed ai momenti nelle membrature non incidano sulle resistenze dei componenti di base di un nodo, a eccezione di quanto specificato in (6) e (7).

(6)

La tensione longitudinale in una colonna dovrebbe essere considerata quando si determina la resistenza dei seguenti componenti di base:

(7)

J.3.1.2

-

anima della colonna soggetta a compressione, vedere J.3.5.2(8);

-

ala della colonna soggetta a flessione, vedere J.3.5.4.2(4);

-

ala della colonna irrigidita, nodo con flange d'estremità bullonate o angolari, vedere J.3.5.4.3(5).

Il taglio nel pannello d'anima di una colonna dovrebbe essere considerato quando si determina la resistenza dei seguenti componenti di base: -

anima della colonna soggetta a compressione, vedere J.3.5.2(4);

-

anima della colonna soggetta a trazione, vedere J.3.5.3(4).

Resistenza agli sforzi di taglio (1)

Nei collegamenti saldati e nei collegamenti bullonati con flange d'estremità, le saldature che collegano l'anima della trave dovrebbero essere progettate per trasferire la forza di taglio al nodo dalla trave collegata, senza alcun aiuto da parte delle saldature che collegano le ali della trave.

(2)

Nei collegamenti bullonati con flange d'estremità, la forza di taglio trasferita attraverso i bulloni dalle flange d'estremità all'ala della colonna non dovrebbe generalmente eccedere la somma di: a) la resistenza a taglio totale di quei bulloni cui non si richiede la resistenza a trazione; b) (0,4/1,4) volte la resistenza a taglio totale di quei bulloni cui è richiesta anche la resistenza a trazione.

(3)

In alternativa, la resistenza di ciascuna riga di bulloni all'azione combinata di taglio e trazione può essere verificata in accordo con 6.5.5, tenendo in conto la forza totale di trazione nella bullonatura, inclusa qualsiasi forza dovuta ad azioni impreviste.

(4)

Nei collegamenti bullonati con angolari, si può assumere che l'angolare che collega l'ala compressa della trave trasferisca la forza di taglio della trave alla colonna, a condizione che:

(5)

-

la distanza g tra l'estremità della trave e la faccia della colonna non ecceda lo spessore ta dell'angolare;

-

la forza non ecceda la resistenza a taglio dei bulloni che collegano l'angolare alla colonna;

-

l'anima della trave soddisfi 5.7.

La resistenza a taglio di un nodo può essere derivata dalla distribuzione degli sforzi interni nel nodo e le resistenze dei suoi componenti di base a queste forze, vedere J.3.5.

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(6)

J.3.1.3

In un nodo trave-colonna, la forza di taglio Vwp,Sd in un pannello d'anima non irrigidito, vedere J.2.3.1(3), non dovrebbe eccedere la resistenza a taglio Vwp,Rd del pannello d'anima, vedere J.3.5.1.

Resistenza ai momenti flettenti (1)

La resistenza a flessione di un qualsiasi nodo può essere derivata dalla distribuzione degli sforzi interni nel nodo e le resistenze dei suoi componenti di base a queste forze, vedere J.3.5.

(2)

A condizione che lo sforzo normale NSd nella membratura collegata non ecceda il 10% della resistenza Npl,Rd della sua sezione trasversale, la resistenza a flessione di un nodo Mj,Rd può essere determinata utilizzando il metodo dato in J.3.6.

(3)

In tutti i nodi, le dimensioni delle saldature dovrebbero essere tali che la resistenza a flessione del nodo Mj,Rd sia sempre limitata dalla resistenza dei suoi componenti di base e non dalla resistenza delle saldature.

(4)

In un nodo in cui si richiede che una cerniera plastica si formi e ruoti sotto una qualsiasi condizione di carico pertinente, le saldature dovrebbero essere progettate per resistere agli effetti di un momento uguale al più piccolo tra:

(5)

-

la resistenza plastica a flessione della membratura collegata Mpl,Rd

-

γ volte la resistenza a flessione del nodo Mj,Rd dove per un telaio controventato:

γ = 1,4

e per un telaio senza controventi:

γ = 1,7

In un collegamento bullonato con più di una riga di bulloni tesi, come semplificazione il contributo di ogni riga di bulloni può essere trascurato, a condizione che i contributi di tutte le altre righe di bulloni vicine al centro di compressione siano anche trascurati. Ciò comporta una sottostima della resistenza a flessione, ma generalmente la riduzione è relativamente piccola. Come indicazione, a condizione che almeno il 50% delle righe di bulloni sia vincolato, se tutte le righe di bulloni che sono trascurate sono più vicine al centro di compressione del 40% della loro distanza dalla riga di bulloni più lontana, la riduzione è usualmente minore del 15%.

Nota

J.3.2

Elemento a T equivalente

J.3.2.1

Generalità

Nota

(1)

Nei nodi bullonati l'ala di un elemento a T equivalente può essere utilizzata come indicato in figura J.14 per modellare la resistenza dei componenti di base elencati in (7).

(2)

Le tre possibili modalità di collasso dell'ala di un elemento a T equivalente possono assumersi simili a quellle che ci si aspetta nel componente di base che esso rappresenta, vedere figura J.15.

(3)

La lunghezza totale efficace Σleff di un elemento a T equivalente, vedere figura J.16, dovrebbe essere tale che la resistenza a trazione della sua flangia sia equivalente a quella del componente di base del nodo che essa rappresenta. La lunghezza efficace di un elemento a T equivalente è una lunghezza teorica e non corrisponde necessariamente alla lunghezza fisica del componente di base del nodo che esso rappresenta.

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figura

J.14

Modellazione delle ali delle colonne e delle flange d'estremità come elementi a T

*)

a) Nodo trave-colonna non irrigidito con una flangia di estremità estesa

b) Nodo trave-colonna irrigidito con una flangia di estremità estesa

c) Giunto trave-trave del tipo flangiato con flange di estremità a filo *) Il presente modello a flange di estremità è utilizzato in un metodo semplificato dato in J.3.6.1(6), vedere figura J.32.

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figura

J.15

Componente reale

Modalità di collasso dei componenti reali e dell'elemento a T equivalente Elemento a T equivalente

Diagramma delle forze

Diagramma dei momenti

Q Q + 0,5F T,Rd F T,Rd

M pl,Rd M pl,Rd M pl,Rd

Q + 0,5F T,Rd Q

Modo 1: Snervamento completo dell'ala

Q 0,5ΣB t,Rd F T,Rd

M pl,Rd 0,5ΣB t,Rd Q

Modo 2: Rottura dei bulloni con snervamento dell'ala

0,5ΣB t,Rd F T,Rd

M Sd 0,5ΣB t,Rd

M Sd ≤ M pl,Rd Modo 3: Rottura dei bulloni

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Dimensioni dell'ala di un elemento a T equivalente m

m

e

e min

m

0,8 a 2

S

eff

e

a

tf

J.16

e min

e min

m

0,8 r

r

tf

figura

e min

(4)

La resistenza a trazione dell'ala di un elemento a T FT,Rd dovrebbe essere presa uguale al più basso dei valori associati alle tre possibili modalità di collasso, determinati come segue: -

Modalità 1: Snervamento completo dell'ala: 4 M pl,Rd F T,Rd = ------------------m

-

[J.4]

Modalità 2: Rottura del bullone con snervamento dell'ala: 2 M p l 2,Rd + n ∑ B t,Rd F T,Rd = -------------------------------------------------m+n

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[J.5]

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-

Modalità 3: Rottura del bullone:

F T,Rd =

∑ B t,Rd

[J.6]

con

M pl,1,Rd = 0,25 ∑ l eff,1 t f f y ⁄ γ M0

[J.7a]

M pl,2,Rd = 0,25 ∑ l eff,2 t f f y ⁄ γ M0

[J.7b]

2

2

n = e min

ma

n ≤ 1,25 m

[J.8]

dove:

Bt,Rd

è la resistenza a trazione di un complesso piastra-bullone, vedere (6);

ΣBt,Rd

è il valore totale di Bt,Rd per tutti i bulloni nell'elemento a T;

Σleff,1

è il valore di Σleff per la modalità 1;

Σleff,2

è il valore di Σleff per la modalità 2;

e emin e m sono le grandezze indicate in figura J.16.

J.3.2.2

(5)

In alternativa la resistenza per la modalità 1 può essere determinata dalla J.3.2.4.

(6)

Nel caso dell'ala di un elemento a T, la resistenza a trazione Bt,Rd di un complesso piastra-bullone determinata come in 6.5.5(4) non è mai governata dalla resistenza a taglio di punzonamento Bp,Rd e quindi Bt,Rd dovrebbe essere presa uguale alla resistenza a trazione del bullone Ft,Rd data nel prospetto 6.5.3.

(7)

I metodi per modellare i componenti di base di un nodo come ali di un elemento a T equivalente, inclusi i valori da utilizzare per emin, leff e m, sono dati in: -

J.3.5.4 per l'ala sottoposta a flessione di una colonna;

-

J.3.5.5 per la flangia d'estremità sottoposta a flessione;

-

J.3.5.6 per l'angolare sottoposta a flessione.

Righe di bulloni singoli, gruppi di bulloni e gruppi di righe di bulloni (1)

Sebbene nell'ala di un elemento a T reale gli sforzi in ogni riga di bulloni sono generalmente uguali, quando l'ala di un elemento a T equivalente è utilizzata per modellare un componente base di un nodo in accordo con J.3.5.4, J.3.5.5 o J.3.5.6, si dovrebbe tenere conto che gli sforzi sono in generale differenti in ogni riga di bulloni.

(2)

Modellando un componente di base di un nodo con le ali di un elemento a T equivalente in accordo con J.3.5, se necessario può essere utilizzato più di un elemento a T equivalente, con le righe di bulloni divise in gruppi di bulloni separati corrispondenti ad ognuna delle ali degli elementi a T equivalenti.

(3)

Le seguenti condizioni dovrebbero essere soddisfatte: a) lo sforzo in ogni riga di bullone non dovrebbe essere maggiore della resistenza determinata considerando solo quella riga di bulloni singoli; b) lo sforzo totale in ogni gruppo di righe di bulloni, comprese due o più righe di bulloni adiacenti nello stesso gruppo di bulloni, non dovrebbe essere maggiore della resistenza di quel gruppo di righe di bulloni.

(4)

Di conseguenza, quando si ottiene la resistenza a trazione del componente di base rappresentato da un elemento a T equivalente, i seguenti parametri dovrebbero essere generalmente determinati: a) la massima resistenza di una riga di bulloni singoli, determinata considerando solo quella riga di bulloni, vedere figura J.17 a); b) il contributo di ogni riga di bulloni alla massima resistenza di due o più righe di bulloni adiacenti in un gruppo di bulloni, determinato considerando solo queste righe di bulloni, vedere figura J.17 b).

Nota

La procedura è illustrata dall'esempio in figura J.34, vedere J.3.6.2(11).

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(6)

Nel caso di un gruppo di righe di bulloni la Σleff dovrebbe essere presa uguale alla somma delle lunghezze efficaci leff classificata in J.3.5 per ogni pertinente riga di bulloni come parte di un gruppo di bulloni.

Righe di bulloni singoli e gruppi di righe di bulloni

Σl eff

J.17

Nel caso di una riga di bulloni singoli la Σleff dovrebbe essere presa uguale alla lunghezza efficace leff classificata in J.3.5 per quella riga di bulloni come una riga di bulloni singoli.

l eff

figura

(5)

a) Righe di bulloni singoli

J.3.2.3

b) Gruppi di righe di bulloni

Contropiastre (1)

Le ali delle colonne sottoposte a flessione possono essere rinforzate con contropiastre come indicato in figura J.18.

(2)

Ogni contropiastra dovrebbe essere estesa almeno fino al bordo dell'ala della colonna ed entro 3 mm dall'estremo del raccordo o del cordone d'angolo della saldatura.

(3)

La lunghezza delle contropiastre non dovrebbe essere minore della lunghezza efficace totale della riga di bulloni o del gruppo di bulloni considerato e dovrebbe essere tale che sia esteso non meno di 2d oltre l'ultima riga di bulloni ad ogni estremo, dove d è il diametro nominale dei bulloni.

(4)

Se si utilizzano le contropiastre, la resistenza a trazione dell'elemento a T FT,Rd dovrebbe essere determinata utilizzando le espressioni date in J.3.2.1 per le modalità 2 e 3, ma la seguente espressione modificata per la modalità 1:

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-

Modalità 1: Snervamento completo dell'ala e delle contropiastre: 4 M pl,Rd + 2 M bp,Rd F T,Rd = ---------------------------------------------m

[J.9]

in cui Mbp,Rd è la resistenza a flessione di una contropiastra data da:

M bp,Rd = 0,25 ∑ l eff,1 t bp f y,bp ⁄ γ M0 2

[J.10]

dove:

(5) figura

J.18

fy,bp

è la tensione di snervamento delle contropiastre;

tbp

è lo spessore delle contropiastre.

In alternativa la resistenza per la modalità 1 può essere determinata da J.3.2.4.

Ala della colonna con contropiastre Legenda 1 Contropiastra

1

b bp

1

J.3.2.4

Metodo alternativo (1)

La resistenza a trazione dell'ala di un elemento a T può essere valutata utilizzando il seguente metodo come un'alternativa ai metodi dati in J.3.2.1 per le ali di elementi a T senza contropiastre e in J.3.2.3 per le ali di elementi a T rinforzati da contropiastre.

(2)

In questo metodo alternativo, la forza applicata all'ala di un elemento a T da un bullone dovrebbe assumersi uniformemente distribuita sotto la rondella, la testa del bullone o il dado, secondo i casi, vedere figura J.19, invece che concentrata in asse al bullone. Queste assunzioni conducono ad un più alto valore della resistenza per la modalità 1, ma lasciano invariati i valori per le modalità 2 e 3.

Nota

(3)

Quando si adotta il metodo alternativo per l'ala di un elemento a T senza contropiastre, la resistenza dovrebbe essere determinata come in J.3.2.1 utilizzando le espressioni date per le modalità 2 e 3 ma un'espressione modificata per la modalità 1 come segue: -

Modalità 1: Snervamento completo dell'ala: ( 8 n – 2 e w ) M pl 1,Rd F T,Rd = ---------------------------------------------2 mn – e w ( m + n )

[J.11]

con:

ew = dw ⁄ 4 dove:

dw è il diametro della rondella, o la larghezza tra le estremità della testa del bullone o del dado, a seconda del caso.

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(4)

Quando si adotta il metodo alternativo per l'ala di un elemento a T rinforzato da contropiastre, la resistenza dovrebbe essere determinata come in J.3.2.1 utilizzando le espressioni date per le modalità 2 e 3 ma un'espressione modificata per la modalità 1 come segue: -

Modalità 1: Snervamento completo dell'ala e delle contropiastre: ( 8 n – 2 e w ) M p l 1,Rd + 4 nM bp,Rd F T,Rd = -----------------------------------------------------------------------------2 mn – e w ( m + n )

[J.12]

dove:

ew

è come in (3);

Mbp,Rd è come in J.3.2.3(4). figura

J.19

Forze agenti sull'ala di un elemento a T in trazione (metodo alternativo) F T,Sd 0,5F T,Sd + Q

0,5F T,Sd + Q

dw

dw

Q n

m

m

J.3.3

Irrigidimenti dell'ala e dell'anima di una colonna

J.3.3.1

Generalità

n

(1)

La resistenza dell'anima di una colonna e la resistenza dell'ala di una colonna possono essere aumentate attraverso l'utilizzo di irrigidimenti, vedere figura J.20.

(2)

Gli irrigidimenti possono anche essere utilizzati per aumentare la rigidezza rotazionale di un nodo aumentando la rigidezza dell'anima della colonna soggetta a taglio, a compressione o a trazione, vedere figura J.4.2(14) e (15).

(3)

Una distinzione dovrebbe essere fatta tra:

(4)

J.3.3.2

Q

-

irrigidimenti trasversali, vedere figura J.3.3.2;

-

irrigidimenti diagonali, vedere figura J.3.3.3.

Gli irrigidimenti dovrebbero essere progettati per resistere alle forze applicate.

Irrigidimenti trasversali (1)

(2)

Gli irrigidimenti trasversali, vedere figura J.20 a), possono essere utilizzati per aumentare la resistenza di: -

il pannello d'anima della colonna soggetta a taglio, vedere J.3.5.1;

-

l'anima della colonna soggetta a compressione, vedere J.3.5.2;

-

l'anima della colonna soggetta a trazione, vedere J.3.5.3;

-

l'ala della colonna soggetta a flessione, vedere J.3.5.4.

I requisiti in J.3.3.1(4) possono assumersi soddisfatti se tutte le seguenti condizioni sono soddisfatte: -

la classe dell'acciaio degli irrigidimenti non sia più bassa di quella delle ali della trave;

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-

lo spessore degli irrigidimenti non sia più piccolo dello spessore dell'ala della trave;

-

la sporgenza degli irrigidimenti non sia minore di (bb - twc)/2 dove:

bb è la larghezza dell'ala della trave; twc è lo spessore dell'anima della colonna.

J.3.3.3

(3)

Nei nodi saldati, gli irrigidimenti trasversali dovrebbero essere allineati con l'ala della trave corrispondente.

(4)

Nei nodi bullonati, l'irrigidimento nella zona compressa dovrebbe essere allineato con il centro di compressione come definito in J.2.5.2 o J.2.5.3 secondo i casi.

Irrigidimenti diagonali (1)

Gli irrigidimenti diagonali, vedere figura J.20 b), possono essere utilizzati in alternativa all'utilizzo dell'anima della colonna per resistere allo sforzo di taglio nel pannello d'anima.

(2)

Una disposizione appropriata degli irrigidimenti diagonali può anche essere usata insieme a, o in alternativa agli irrigidimenti trasversali, al fine di aumentare la resistenza di: -

l'anima della colonna soggetta a compressione, vedere J.3.5.2;

-

l'anima della colonna soggetta a trazione, vedere J.3.5.3;

-

l'ala della colonna soggetta a flessione, vedere J.3.5.4.

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figura

J.20

Irrigidimenti dell'ala e dell'anima di una colonna

a) Irrigidimenti trasversali

b) Irrigidimenti diagonali

J.3.4

Piatti d'anima supplementari (1)

Un piatto d'anima supplementare, vedere figura J.21, può essere utilizzato su uno o su entrambi i lati dell'anima di una sezione laminata a I o H di una colonna, per aumentarne la resistenza: -

a taglio, vedere J.3.5.1;

-

a compressione, vedere J.3.5.2;

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-

a trazione, vedere J.3.5.3.

(2)

La classe dell'acciaio del piatto d'anima supplementare dovrebbe essere simile a quella della colonna.

(3)

La larghezza bs dovrebbe essere tale che le saldature che collegano il piatto d'anima supplementare si estendano fino all'estremità del raccordo, vedere figura J.21.

(4)

La lunghezza ls dovrebbe essere tale che il piatto d'anima supplementare si estenda lungo la larghezza efficace dell'anima a trazione ed a compressione, vedere figura J.21.

(5)

Lo spessore ts non dovrebbe essere minore dello spessore twc dell'anima della colonna.

(6)

Il piatto d'anima supplementare dovrebbe essere saldato su tutto il perimetro, vedere figura J.21. Le saldature dovrebbero avere una sezione di gola a pari a uno dei seguenti valori: a) Se si richiede che il piatto d'anima supplementare aumenti la resistenza dell'anima soggetta a taglio oppure soggetta a compressione:

a ≥ ts ⁄ 2

[J.13a]

b) Se si richiede che il piatto d'anima supplementare aumenti la resistenza dell'anima soggetta a trazione: -

Per saldature longitudinali di testa:

a ≥ ts -

[J.13b]

Per saldature trasversali e saldature longitudinali a cordoni d'angolo:

a ≥ ts ⁄ 2 (7)

[J.13c]

Se la larghezza bs di un piatto d'anima supplementare è maggiore di 40 εts si dovrebbe utilizzare una fila di saldature entro fori o di bulloni per garantire una collaborazione adeguata tra il piatto d'anima supplementare e l'anima della colonna, vedere figura J.22. Si applicano i seguenti requisiti:

e 1 ≤ 40 εt s

[J.14a]

e 2 ≤ 40 εt s

[J.14b]

ρ ≤ 40 εt s

[J.14c]

do ≥ ts

[J.14d]

con:

ε = [ 235 ⁄ f y ]

0,5

dove:

do è il diametro dei fori; e1 è la distanza dei fori dall'estremità; e2 è la distanza dei fori dal bordo; p

è il passo dei fori.

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J.21

Piatto d'anima supplementare

b eff,t

ls

b eff,t

figura

a) Vista laterale bs

r

t wc

ts

a

r + ts

ts t wc

a

b) Sezione trasversale con saldature longitudinali a cordoni d'angolo

c) Sezione trasversale con saldature longitudinali di testa

Spaziatura delle saldature entro fori o dei bulloni per i piatti d'anima supplementari

bs

e1

e1

p2

J.22

e2

figura

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J.3.5

Resistenza dei componenti di base

J.3.5.1

Pannello d'anima di una colonna soggetta a taglio (1)

Per un nodo ad una via, o per un nodo a due vie in cui le altezze delle travi sono simili, la resistenza a taglio Vwp,Rd di un pannello d'anima di una colonna non irrigidito, soggetto ad una forza di taglio Vwp,Sd, vedere J.2.3.1(3), dovrebbe essere determinata attraverso l'espressione: 0,9 f y,wc A vc V wp,Rd = --------------------------3γ M0

[J.15]

dove Avcè l'area di taglio della colonna, vedere 5.4.6. (2)

Se l'anima di una colonna è rinforzata aggiungendo un piatto d'anima supplementare, conformemente a J.3.4, l'area di taglio Avc può essere aumentata di bs twc, dove bs e twc sono come in J.3.4. Se un ulteriore piatto d'anima supplementare è aggiunto sull'altro lato dell'anima, non si dovrebbe operare un ulteriore aumento dell'area di taglio.

(3)

Se si utilizzano irrigidimenti trasversali in entrambe le zone soggette a compressione e trazione, la resistenza a taglio plastica del pannello d'anima della colonna Vwp,Rd dovrebbe essere aumentata di Vwp,add,Rd dato da: 4 M pl,fc,Rd V wp,add,Rd = ----------------------ds

2 M pl,fc,Rd + 2 M pl,st,Rd ma V wp,add,Rd ≤ ------------------------------------------------------ds

[J.16]

dove:

ds

è la distanza tra gli assi degli irrigidimenti;

Mpl,fc,Rd è la resistenza plastica a flessione della flangia della colonna; Mpl,st,Rd è la resistenza plastica a flessione di un irrigidimento. (4)

J.3.5.2

Quando si utilizzano irrigidimenti diagonali d'anima per aumentare la resistenza a taglio dell'anima di una colonna, essi dovrebbero essere progettati per resistere alle forze cui sono soggetti.

Anima di una colonna in compressione (1)

La resistenza di un'anima di una colonna non irrigidita soggetta ad una compressione trasversale dovrebbe essere determinata da: ωρ b eff,c,wc t wc f y,wc ma F c,wc,Rd ≤ --------------------------------------------γ M1

ω b eff,c,wc t wc f y,wc F c,wc,Rd = ----------------------------------------γ M0

[J.17]

dove:

(2)

ρ

è il fattore di riduzione per l'instabilità del piatto;

ω

è il fattore di riduzione che tiene conto dei possibili effetti del taglio sul pannello d'anima della colonna.

Il fattore di riduzione ρ per l'instabilità del piatto dovrebbe essere determinato come segue: -

Se λ p ≤ 0,673 ρ

-

[J.18a]

= 1,0

Se λ p > 0,673 ρ

2

= ( λ p – 0,22 ) ⁄ λ ρ

[J.18b]

in cui λ p è la snellezza del piatto. (3)

La snellezza del piatto λ p si dovrebbe ottenere da:

b eff,c,wc d wc f y,wc λ p = 0,932 -------------------------------------2 E t wc

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[J.18c]

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in cui: -

Per una colonna in profilo laminato con sezione a I o ad H: dwc = hc - 2 (tfc + rc).

-

Per una colonna in profilo saldato con sezione a I o ad H: dwc = hc - 2 (tfc + 2 ac).

(4)

Il fattore di riduzione ω per i possibili effetti del taglio dovrebbe essere determinato dal prospetto J.5, utilizzando la larghezza efficace dell'anima di una colonna soggetta a compressione beff,c,wc data in (5), (6) o (7) a seconda dei casi.

(5)

Per un collegamento saldato, la larghezza efficace beff,c,wc dell'anima di una colonna soggetta a compressione, vedere figura J.23, si dovrebbe ottenere utilizzando:

b eff,c,wc = t fb + 2 2 a b + 5 ( t fc + s )

[J.19]

in cui:

(6)

-

Per una colonna in profilo laminato con sezione a I o ad H: s = rc.

-

Per una colonna in profilo saldato con sezione a I o ad H: s =

2 ac.

Per un collegamento bullonato con flange d'estremità, la larghezza efficace beff,c,wc dell'anima di una colonna soggetta a compressione, vedere figura J.23, si dovrebbe ottenere utilizzando:

b eff,c,wc = t fb + 2 2 a p + 5 ( t fc + s ) + s p

[J.20]

in cui sp è la lunghezza ottenuta dalla dispersione a 45° attraverso la flangia d'estremità (almeno tp e a condizione che la lunghezza della flangia d'estremità al di sotto della flangia stessa sia sufficiente, fino a 2 tp). (7)

Per un collegamento bullonato con angolari, la larghezza efficace beff,c,wc dell'anima di una colonna soggetta a compressione, vedere figura J.23, si dovrebbe ottenere utilizzando:

b eff,c,wc = 2 t a + 0,6 r a + 5 ( t fc + s )

prospetto

J.5

[J.20]

Fattore di riduzione ω per il taglio Parametro di trasformazione β 0 ≤ β ≤ 0,5

ω=1

0,5 < β < 1

ω = ω1 + 2(1 - β) (1 - ω1)

β=1 10

I rapporti geometrici adoperati nella presente appendice sono definiti nel seguente modo: β è il rapporto tra il diametro medio o la larghezza media delle aste di parete e quella corrispondente del corrente:

d 1 d 1 + d 2 b1 b1 + b2 ------ ; ------------------- ; ------ o -----------------d0 b0 2d 0 2b0 βp γ

è il rapporto bi/bp; è il rapporto tra la larghezza o il diametro del corrente ed il doppio dello spessore delle sue pareti:

d b0 b -------0- ; ------- o ------02t 0 2t 0 2t f η

è il rapporto tra l'altezza dell'asta di parete ed il diametro o la larghezza del corrente:

h h ------i o ------i d 0 b0 ηp λov

è il rapporto hi / bp; è il rapporto di sovrapposizione, espresso in percentuale (λov = (q /p) × 100%).

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figura

K.3

Dimensioni ed altri parametri in un giunto

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K.3

Campo di applicazione (1) (2)

(3)

Le regole di applicazione specificate nella presente appendice possono essere utilizzate solo quando sono rispettate tutte le condizioni che seguono. Si consiglia che gli elementi compressi di una membratura soddisfino i requisiti della classe 1 o della classe 2 specificati in 5.3.2 relativamente alla condizione di flessione pura. Si raccomanda che gli angoli θ i tra i correnti e le aste di parete, e tra aste di parete adiacenti, rispettino la condizione:

θ i ≥ 30° (4)

(5)

(6)

(7) (8)

(9)

Si raccomanda che le estremità delle membrature che si incontrano in un giunto siano preparate in modo che non risulti modificata la forma della loro sezione trasversale. La presente appendice non contempla i collegamenti con estremità delle aste sfettate o ritagliate. Nei giunti a membrature distanziate, per assicurare che lo spazio sia sufficiente alla esecuzione di saldature soddisfacenti, la distanza consigliata tra le aste di parete non sia minore di (t1 + t2). Nei giunti a membrature sovrapposte, la sovrapposizione consigliata deve essere sufficiente ad assicurare che l'interconnessione delle aste di parete sia adeguata per il trasferimento dello sforzo di taglio da una membratura all'altra. In ogni caso la sovrapposizione consigliata deve essere almeno pari al 25%. Quando le aste di parete che si sovrappongono hanno differente spessore, si raccomanda che la membratura più sottile si sovrapponga a quella più spessa. Quando le aste di parete che si sovrappongono presentano differente grado di resistenza, si raccomanda che la membratura con resistenza allo snervamento minore si sovrapponga a quella con resistenza allo snervamento maggiore. Quando le aste di parete che si sovrappongono hanno differente larghezza, si raccomanda che la membratura meno larga si sovrapponga a quella più larga.

K.4

Progetto

K.4.1

Generalità (1)

(2)

K.4.2

Sia nelle aste di parete che nei correnti, si raccomanda che i valori di progetto degli sforzi assiali allo stato limite ultimo non eccedano le resistenze di progetto delle membrature determinate come specificato in 5. Nelle aste di parete, si raccomanda che anche i valori di progetto degli sforzi assiali allo stato limite ultimo non eccedano le resistenze di progetto dei giunti specificate in K.6, K.7 o K.8 rispettivamente.

Analisi (1)

(2)

(3)

La distribuzione degli sforzi assiali in una travatura reticolare può essere determinata supponendo che le membrature risultino collegate mediante nodi a cerniera (pinned joints). I momenti secondari nei giunti, procurati dall'effettiva rigidezza flessionale dei giunti, possono essere trascurati sia nel calcolo delle membrature che in quello dei collegamenti, purché entrambe le seguenti condizioni siano rispettate: - la geometria del giunto è tale da rientrare nel campo di validità specificato nei prospetti K.5, K.12, K.13 o K.24 in base alla tipologia del giunto; - il rapporto tra la lunghezza di sistema e l'altezza della membratura nel piano della travatura è non minore di un opportuno valore minimo. Per le strutture edili, tale valore può essere assunto pari a 6. Valori maggiori possono applicarsi in altre parti della ENV 1993. I momenti derivanti dall'azione delle forze trasversali (sia nel piano della travatura che fuori dal piano) applicate sulle aste della travatura, dovrebbero essere considerati ai fini del proporzionamento delle membrature su cui sono applicate tali forze. Nell'ipotesi che le condizioni specificate in (2) siano rispettate:

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-

(4)

le aste di parete possono essere considerate incernierate ai correnti, in modo tale che non occorra distribuire i momenti derivanti dalle forze trasversali applicate ai correnti nelle aste di parete e viceversa; - i correnti possono essere considerati come travi continue, semplicemente appoggiate ai nodi della travatura. I momenti derivanti dalle eccentricità possono essere trascurati nel proporzionamento dei correnti tesi e delle aste di parete. Essi possono anche trascurarsi nel proporzionamento dei collegamenti se le eccentricità sono contenute entro i seguenti limiti: - 0,55 d0 ≤ e ≤ 0,25 d0

[K.1a]

- 0,55 h0 ≤ e ≤ 0,25 h0

[K.1b]

dove: e d0 h0 (5)

(6)

(7)

è l’eccentricità definita in figura K.4; è il diametro del corrente; è l'altezza del corrente, nel piano della travatura reticolare.

Quando le eccentricità sono contenute entro i limiti specificati in (4), si raccomanda di tenere conto dei momenti derivanti dalle eccentricità nel proporzionamento dei correnti compressi. In questo caso si raccomanda che il momento di eccentricità sia distribuito tra i correnti compressi su ciascun lato del giunto, in funzione dei coefficienti di rigidezza relativi I/L, dove L è la lunghezza di sistema della membratura misurata tra i nodi della travatura. Quando le eccentricità non sono contenute entro i limiti specificati in (4), si consiglia di tenere conto dei momenti derivanti dalle eccentricità nel proporzionamento dei collegamenti e dei correnti compressi. In questo caso si consiglia che il momento di eccentricità sia distribuito tra tutte le membrature convergenti nel giunto, in funzione dei coefficienti di rigidezza relativi I/L. Si raccomanda che lo stato tensionale in un corrente, derivante dai momenti considerati per il suo proporzionamento, sia considerato anche per la determinazione dei fattori km, kn e kp da utilizzare nel proporzionamento dei collegamenti, vedere prospetti da K.6 a K.9, K.14 e da K.16 a K.18.

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figura

K.4

Eccentricità dei giunti

(8) prospetto

K.1

I casi in cui si raccomanda di portare in conto i momenti sono indicati nel prospetto K.1.

Casi in cui trascurare o meno i momenti flettenti Tipo di componente

Origine del momento flettente Effetti secondari

Carichi trasversali

Eccentricità

Corrente compresso Corrente teso

K.4.3

SI NO se è rispettato K.4.2(2)

NO

SI

Asta di parete

NO

Collegamento

NO se è rispettato K.4.2(4)

Lunghezze di libera inflessione nelle strutture reticolari con profilati cavi (1)

(2)

(3)

Si raccomanda che la lunghezza di libera inflessione l di un corrente a sezione cava sia assunta pari a 0,9L sia per instabilità nel piano della travatura che per instabilità al di fuori del piano della travatura, dove L è la lunghezza di sistema nel piano corrispondente, a meno che non si possa dimostrare mediante analisi che risulti giustificata l'assunzione di un valore più piccolo della lunghezza di libera inflessione. Si raccomanda che la lunghezza di libera inflessione l di un corrente con sezione I o H sia assunta pari a 0,9L per instabilità nel piano della travatura e pari a 1,0L per instabilità al di fuori del piano della travatura, a meno che non si possa dimostrare mediante analisi che risulti giustificata l'assunzione di un valore più piccolo della lunghezza di libera inflessione. Si raccomanda che la lunghezza di libera inflessione l di un'asta di parete a sezione cava con collegamento bullonato, vedere K.9, sia assunta pari a 1,0L sia per instabilità nel piano della travatura che per instabilità al di fuori del piano della travatura.

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(4)

(5)

K.4.4

La lunghezza di libera inflessione l di un'asta di parete a sezione cava non sfettata né ritagliata, saldata lungo il perimetro alla sezione cava del corrente, può generalmente essere assunta pari a 0,75L sia per instabilità nel piano della travatura che per instabilità al di fuori del piano della travatura. Alternativamente la sua lunghezza di libera inflessione l può essere determinata utilizzando l'espressione specificata nel prospetto K.2. Se le condizioni a ciascuna estremità di un'asta di parete differiscono, si consiglia che la lunghezza di libera inflessione l sia assunta pari alla media aritmetica dei valori corrispondenti alle due condizioni di estremità.

Modi di collasso per i collegamenti di sezioni cave (1)

Nota

Si raccomanda che le resistenze di progetto di un giunto con collegamenti tra sezioni cave o tra sezioni cave e sezioni aperte, siano determinate sulla base del più appropriato tra i seguenti modi di collasso: a) Collasso di una faccia del corrente (collasso plastico di una faccia del corrente) oppure plasticizzazione del corrente (collasso plastico della sezione trasversale del corrente); b) Collasso di una parete laterale del corrente (oppure collasso dell'anima del corrente) per snervamento o instabilità (schiacciamento, imbozzamento o instabilità di una parete laterale del corrente oppure dell'anima del corrente) per effetto dell'asta di parete compressa; c) Collasso a taglio del corrente; d) Collasso per tranciamento di una parete della sezione cava del corrente (inizio di incrinatura che conduce alla separazione delle aste di parete dal corrente); e) Collasso di un'asta di parete con larghezza efficace ridotta (incrinatura nelle saldature oppure nelle aste di parete); f) Collasso per instabilità locale di un'asta di parete oppure di un corrente a sezione cava.

Nella presente lista, le locuzioni stampate con carattere in grassetto sono adoperate per descrivere i vari modi di collasso nei prospetti delle resistenze di progetto riportate da K.6 a K.8. (2) (3) (4) (5)

La figura K.5 illustra i modi di collasso da (a) a (f) per i giunti tra aste di parete tipo CHS e correnti. La figura K.6 illustra i modi di collasso da (a) a (f) per i giunti tra aste di parete tipo RHS e correnti. La figura K.7 illustra i modi di collasso da (a) a (f) per i giunti tra aste di parete tipo CHS o RHS e correnti con sezioni I o H. Sebbene la resistenza di un giunto con saldature eseguite a regola d'arte sia generalmente più alta nel caso di trazione rispetto al caso di compressione, si raccomanda che la resistenza di progetto del giunto sia determinata con riferimento alla sua resistenza a compressione, per evitare le possibili eccessive deformazioni locali o ridotta capacità rotazionale o di deformazione che potrebbero altrimenti verificarsi.

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prospetto

K.2

Fattori di lunghezza di libera inflessione l /L nel piano e fuori dal piano della travatura per aste di parete in sezioni cave saldate a correnti a sezione cava

Corrente

Asta di parete

l/L l / L = 2,20

4

2

d Ld 0

1 -------

ma con l / L ≥ 0,6 e l / L ≤ 0,75

l / L = 2,35

4

d

2

------1Lb 0

ma con l / L ≥ 0,6 e l / L ≤ 0,75

Nel piano della travatura:

l / L = 2,30

4

b

2

------1Lb 0

ma con l / L ≥ 0,6 e l / L ≤ 0,75

Fuori dal piano della travatura:

l / L = 2,30

4

h

2

------1Lb 0

ma con l / L ≥ 0,6 e l / L ≤ 0,75

Interpretazione: b 0 è la larghezza della sezione cava rettangolare di un corrente (fuori dal piano della travatura); b1 è la larghezza della sezione cava rettangolare di un’asta di parete (fuori dal piano della travatura); d0 è il diametro della sezione cava circolare di un corrente; d1 è il diametro della sezione cava circolare di un’asta di parete; h1 è l’altezza della sezione cava rettangolare di un’asta di parete (nel piano della travatura); l è la lunghezza di libera inflessione di un’asta di parete; L è la lunghezza di sistema di un’asta di parete.

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figura

Modo

K.5

Modi di collasso per giunti tra membrature tipo CHS Azione assiale

Momento flettente

a

b

c

d

e

f

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figura

Modo

K.6

Modi di collasso per giunti tra aste di parete tipo RHS e correnti tipo RHS Azione assiale

Momento flettente

a

b

c

d

e

f

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figura

K.7

Modi di collasso per giunti tra aste di parete tipo CHS o RHS e correnti con sezione I o H

Modo

Azione assiale

Momento flettente

a

-

-

-

-

b

c

d

e

f

K.5

Saldature

K.5.1

Resistenza di progetto (1)

Si raccomanda che le saldature che collegano le aste di parete ai correnti siano proporzionate in modo da avere sufficiente resistenza per consentire distribuzioni di tensioni non uniformi ed una sufficiente capacità rotazionale per consentire ridistribuzione dei momenti flettenti.

(2)

Si raccomanda che nei giunti saldati, il collegamento normalmente sia posizionato lungo l'intero perimetro della sezione cava mediante una saldatura di testa, una saldatura a cordoni d'angolo (filled weld), o una combinazione delle due. Comunque, nei giunti a parziale sovrapposizione, non è necessario che la parte nascosta del collegamento sia saldata, purché gli sforzi assiali nelle aste di parete siano tali che le loro componenti normali all'asse del corrente non differiscano più del 20%.

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(3) (4)

(5) (6)

I dettagli di saldature tipiche sono riportati in figura K.8. Si raccomanda che la resistenza di progetto della saldatura, espressa per unità di lunghezza di perimetro di un'asta di parete, normalmente non risulti minore della resistenza di progetto della sezione trasversale della stessa membratura per unità di lunghezza di perimetro. Si raccomanda che lo spessore richiesto per la sezione di gola sia determinato in conformità a 6.6.5. Il criterio specificato in (4) risulterà rispettato se la dimensione a della sezione di gola di una saldatura a cordoni d'angolo soddisfa le seguenti relazioni: - per acciaio conforme alla EN 10025: - per classe S 235: a /t ≥ 0,84 α [K.2a] per classe S 275: a /t ≥ 0,87 α a /t ≥ 1,01 α - per classe S 355: per acciaio conforme alla EN 10113: - per classe S 275: a /t ≥ 0,91 α - per classe S 355: a /t ≥ 1,05 α

[K.2b] [K.2c]

-

-

[K.2d] [K.2e]

Quando γMj = 1,1 e γMw = 1,25 il valore di α è pari a 1,0. Altrimenti si consiglia che α sia determinato dalla relazione:

γ Mw 1, 1 α = --------- × -----------γ Mj 1, 25 (7)

(8)

[K.3]

Il criterio specificato in (4) può essere derogato laddove l'utilizzo di una saldatura con dimensioni minori possa giustificarsi con riferimento alla resistenza e con riferimento alla capacità rotazionale e di deformazione, considerando la possibilità che solo una parte della sua lunghezza risulti efficace. Le lunghezze efficaci delle saldature leff per le aste di parete a sezione cava rettangolare, nei tipi di giunti a membrature distanziate, sono specificate nel prospetto K.3.

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figura

K.8

Dettagli di saldatura raccomandati

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prospetto

K.3

Lunghezza efficace della saldatura leff per aste di parete a sezione cava rettangolare nei tipi di giunti a membrature distanziate

leff

= 2 h i ⁄ sen θ i

per θ i ≥ 60° :

leff

= 2 h i ⁄ sen θ i + b i

per θ i ≤ 50° :

leff

= 2 h i ⁄ sen θ i + 2 b i

Giunti tipo T, Y ed X

Giunti tipo K ed N

per 50° < θ i < 60° utilizzare l’interpolazione lineare

K.5.2

Saldature nelle zone deformate a freddo (1)

prospetto

K.4

Nei profilati cavi rettangolari o quadrati formati a freddo, si raccomanda di non protrarre le saldature nelle zone deformate a freddo o in zone a esse adiacenti per una distanza pari a 5t da ciascun lato, vedere prospetto K.4, a meno che non si rientri in uno dei due casi seguenti: - le zone deformate a freddo sono sottoposte a normalizzazione dopo la formatura a freddo ma prima dell'esecuzione delle saldature; - lo spessore non eccede il relativo valore ottenuto dal prospetto K.4.

Condizioni per le saldature nelle zone deformate a freddo e sul materiale ad esse adiacente r/t

Deformazione causata dalla formatura a freddo

Massimo spessore (mm) Prevalentemente

(%)

≥2 ≥5 ≥ 14 ≥ 20 ≥ 25 ≥ 33

≥ 25 ≥ 10 ≥ 3,0 ≥ 2,0 ≥ 1,5 ≥ 1,0

Con preponderanza di carichi statici

Dove la fatica è predominante

Qualsiasi Qualsiasi 24 12 8 4

Qualsiasi 16 12 10 8 4

K.6

Giunti saldati tra membrature tipo CHS

K.6.1

Generalità (1)

Acciaio completamente calmato Acciaio calmato con alluminio (Al ≥ 0,02%) Qualsiasi Qualsiasi 24 12 10 6

Si raccomanda di determinare le resistenze di progetto dei giunti saldati tra membrature a sezione cava circolare in conformità a K.6.2 e K.6.3, sempre che la geometria del giunto rientri nel campo di validità specificato nel prospetto K.5.

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(2)

(3)

prospetto

K.5

Per i giunti che rientrano nel campo di validità specificato nel prospetto K.5, è necessario considerare soltanto il collasso di una faccia del corrente ed il tranciamento. Si raccomanda di assumere la resistenza di progetto del collegamento pari al valore minimo corrispondente a tali due criteri di progetto. Per i giunti che non rientrano nel campo di validità specificato nel prospetto K.5, si raccomanda di considerare tutti i criteri di progetto specificati in K.4.4. Inoltre, si raccomanda di considerare i momenti secondari nei giunti causati dalla loro rigidezza flessionale.

Campo di validità per giunti saldati tra aste di parete tipo CHS e correnti tipo CHS 0,2 ≤ di / d0 10 ≤ d0 / t0 tranne 10 ≤ d0 / t0 10 ≤ di / ti

≤ 1,0 ≤ 50 in generale ≤ 40 per i giunti tipo X ≤ 50

λ ov ≥ 25% g ≥ t1 + t2

K.6.2

Giunti piani (1)

(2)

Nei collegamenti delle aste di parete soggetti a sole forze assiali, si raccomanda che lo sforzo assiale di progetto Ni,Sd non ecceda la resistenza assiale di progetto del giunto saldato Ni,Rd determinata dai prospetti K.6, K.7 o K.8 in base alla tipologia del giunto. Si raccomanda che i collegamenti tra aste di parete soggetti ad azioni combinate flessionali ed assiali rispettino la condizione:

N i, Sd M ip, i, Sd ------------ + ------------------N i, Rd M ip, i, Rd dove: M ip,i,Rd M ip,i,Sd M op,i,Rd M op,i,Sd

2

M op, i, Sd + --------------------- ≤ 1, 0 M op, i, Rd

[K.4]

è la resistenza di progetto per momento nel piano; è il momento di progetto nel piano; è la resistenza di progetto per momento fuori piano; e è il momento di progetto fuori piano.

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prospetto

Resistenze assiali di progetto di giunti saldati tra aste di parete tipo CHS e correnti tipo CHS

K.6

Collasso di una faccia del corrente - giunti tipo T ed Y

0, 2

2

γ k pf y0t 0 2 1,1 N 1, Rd = ------------------------------- ( 2, 8 + 14, 2β ) ---------sen θ 1 γ Mj

Collasso di una faccia del corrente - giunti tipo X

2

k pf y0t 0 5, 2 1,1 N 1, Rd = -------------------- ---------------------------------- ---------sen θ 1 ( 1 – 0, 81 β ) γ Mj

Collasso di una faccia del corrente - giunti tipo K ed N a membrature distanziate o sovrapposte

2

k gk pf y0t 0 d 1 1,1 N 1, Rd = -------------------------------------  1, 8 + 10, 2 ------ ---------( 1 – β )sen θ 1 d 0 γ Mj sen θ 1 N 2, Rd = ---------------- N 1, Rd sen θ 2

[i = 1, 2 o 3]

Collasso per tranciamento - giunti tipo K, N e KT a membrature distanziate e tutti i giunti tipo T, Y ed X Dove d i ≤ d 0 – 2 t 0 :

f y0 1 + sen θ i 1,1 N i, Rd = -------- t 0 π d i ---------------------------------2 3 2 sen θ i γ Mj

Fattori kg e kp

kg = γ

0, 024 γ  1 + ----------------------------------------------------  1 + exp ( 0, 5 g ⁄ t 0 – 1, 33 ) 1, 2

0,2

Per np > 0 (compressione): Per np ≤ 0 (trazione):

kp = 1 – 0,3 np (1 + np) kp = 1,0

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(vedere figura K.9) ma con kp ≤ 1,0

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prospetto

K.7

Resistenze di progetto di giunti saldati con collegamento di piastre nodali di testa a membrature tipo CHS

Collasso di una faccia del corrente 2

1,1

N i, Rd = k p f y 0 t 20 ( 4 + 20 β ) --------γ Mj N i, Rd = 2 1, 1 2 k p f y 0 t 0 ( 4 + 20 β ) --------γ Mj

M ip, i, Rd = 0 M op, i, Rd = 0, 5 b i N i, Rd 2

5 k p f y 0 t 0 1, 1 N i, Rd = ---------------------------- ---------1 – 0, 81 β γ Mj

M ip, i, Rd = 0 M op, i, Rd = 0, 5 b i N i, Rd

ti / d0 ≤ 0,2 1, 1 2 N i, Rd = 5 k p f y 0 t 0 ( 1 + 0, 25 η ) ----------

γ Mj

M ip, i, Rd = h i N i, Rd M op, i, Rd = 0 ti / d0 ≤ 0,2 1, 1 2 N i, Rd = 5 k p f y 0 t 0 ( 1 + 0, 25 η ) ----------

γ Mj

M ip, i, Rd = h i N i, Rd M op, i, Rd = 0

Collasso per tranciamento 1,1 σ max t i =  N Sd ⁄ A + M Rd ⁄ W e l t i ≤ 2 t 0 ( f y0 ⁄ 3 ) ---------γ Mj Campo di validità

Fattore kp

In aggiunta ai limiti specificati nel prospetto K.5: β ≥ 0,4 η ≤4 e

Per np > 0 (compressione): kp = 1 – 0,3 np (1 + np) ma kp ≤ 1,0 kp = 1,0 Per np ≤ 0 (trazione):

dove:

β = bi / d0

e

η = hi / d0

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prospetto

K.8

Resistenze di progetto di giunti saldati con collegamento di sezioni I, H o RHS a membrature tipo CHS

Collasso di una faccia del corrente

1,1 2 2 N i, Rd = k p f y 0 t 0 ( 4 + 20 β ) ( 1 + 0, 25 η ) ---------γ Mj

M ip, i, Rd = h i N i, Rd ⁄ ( 1 + 0, 25 η ) M op, i, Rd = 0, 5 b i N i, Rd

2

5k pf y0t 0 1, 1 N i, Rd = ---------------------------- ( 1 + 0, 25 η ) ---------1 – 0, 81 β γ Mj

M ip, i, Rd = h i N i, Rd ⁄ ( 1 + 0, 25 η ) M op, i, Rd = 0, 5 b i N i, Rd

1,1 2 2 N i, Rd = k p f y 0 t 0 ( 4 + 20 β ) ( 1 + 0, 25 η ) ---------γ Mj

M ip, i, Rd = h i N i, Rd M op, i, Rd = 0, 5 b i N i, Rd

2

5k pf y0t 0 1, 1 N i, Rd = ---------------------------- ( 1 + 0, 25 η ) ---------1 – 0, 81 β γ Mj

M ip, i, Rd = h i N i, Rd M op, i, Rd = 0, 5 b i N i, Rd

Collasso per tranciamento Per sezioni I o H:

1,1 σ max t i =  N Sd ⁄ A + M Rd ⁄ W e l t i ≤ 2 t 0 ( f y 0 ⁄ 3 ) ---------γ Mj

Per sezioni RHS:

1,1 σ max t i =  N Sd ⁄ A + M Rd ⁄ We l  t i ≤ t 0 ( f y 0 ⁄ 3 ) ---------γ Mj

Campo di validità

Fattore kp

In aggiunta ai limiti specificati nel prospetto K.5: e β ≥ 0,4 η ≤4 dove: β = bi / d0 e η = hi / d0

Per np > 0 (compressione): kp = 1 – 0,3 np (1 + np) ma kp ≤ 1,0 Per np ≤ 0 (trazione): kp = 1,0

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(3)

(4)

(5)

(6)

figura

K.9

Il momento di progetto Mi,Sd può essere assunto come quel valore in corrispondenza del punto in cui la linea d'asse dell'asta di parete interseca la faccia del corrente. Si raccomanda di determinare la resistenza di progetto per momento nel piano e la resistenza di progetto per momento fuori piano Mi,Rd dai prospetti K.7, K.8 o K.9 in base alla tipologia del giunto. Si raccomanda che i tipi speciali di giunti saldati indicati nel prospetto K.10 soddisfino gli appropriati criteri di progetto specificati per ciascun tipo in quello stesso prospetto. I valori del fattore kg, utilizzato nel prospetto K.6 per i giunti tipo K, N e KT, sono riportati in figura K.9. Il fattore kg è utilizzato sia con riferimento ai tipi di giunto a membrature distanziate che ai tipi di giunto a membrature sovrapposte indicando con g sia la distanza tra le membrature che la loro sovrapposizione ed adoperando valori negativi di g per rappresentare la sovrapposizione q come definita in figura K.1(b).

Valori del fattore kg per il suo utilizzo nel prospetto K.6

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prospetto

K.9

Momenti resistenti di progetto di giunti saldati tra aste di parete tipo CHS e correnti tipo CHS [i = 1 o 2]

Collasso di una faccia del corrente - giunti tipo T, X ed Y

2

f y0t 0 d i 1,1 M ip, i, Rd = 4, 85 ----------------------- γ βk p ---------sen θ i γ Mj

[i = 1 o 2]

Collasso di una faccia del corrente - giunti tipo K, N, T, X ed Y

2

f y0t 0 d i 2, 7 1,1 M op, i, Rd = ----------------------- ---------------------------- k p ---------sen θ i 1 – 0,81 β γ Mj

[i = 1 o 2]

Collasso per tranciamento - giunti tipo K, N a membrature distanziate e tutti i giunti tipo T, X e Y 2

Quando d i ≤ d0 – 2t0:

f y 0 t 0 d i 1 + 3 sen θ i 1,1 M ip, i, Rd = -------------------- ---------------------------------------2 3 4 sen θ i γ Mj 2

f y 0 t 0 d i 3 + sen θ i 1,1 M op, i, Rd = -------------------- ---------------------------------3 4 sen 2 θ i γ Mj Fattore kp Per np > 0 (compressione): Per np ≤ 0 (trazione):

kp = 1 – 0,3 np (1 + np) kp = 1,0

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ma kp ≤ 1,0

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prospetto K.10

Criteri di progetto per tipi speciali di giunti saldati tra aste di parete tipo CHS e correnti tipo CHS Tipo di giunto

Criterio di progetto

N1,Sd ≤ N1,Rd in cui N1,Rd è il valore di N1,Rd per un giunto tipo X ricavato dal prospetto K.6.

N1,Sd sen θ 1 + N3,Sd sen θ 3 ≤ N1,Rd sen θ 1 N2,Sd sen θ 2 ≤ N1,Rd sen θ 1 in cui N1,Rd è il valore di N1,Rd per un giunto tipo K ricavato dal prospetto

d1 K.6 ma con ----- sostituito da: d0 d1 + d2 + d3

-------------------------3d 0

N1,Sd sen θ 1 + N2,Sd sen θ 2 ≤ Nx,Rd sen θ x in cui Nx,Rd è il valore di Nx,Rd per un giunto tipo X ricavato dal prospetto K.6, dove Nx,Rd sen θ x è il maggiore tra:

N 1, Rd sen θ 1

e

N 2, Rd sen θ 2

Ni,Sd ≤ Ni,Rd in cui Ni,Rd è il valore di Ni,Rd per un giunto tipo K ricavato dal prospetto K.6, a condizione che, in un giunto a membrature distanziate, in corrispondenza della sezione 1-1, il corrente soddisfi la relazione:

N 0, Sd --------------------------N 0, p l, Rd

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2

V 0, Sd + -------------------------V 0, p l, Rd

2

≤ 1, 0

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K.6.3

Giunti spaziali (1)

(2)

prospetto K.11

In ciascun piano di un giunto spaziale, si raccomanda che siano soddisfatti i criteri di progetto specificati in K.6.2 adoperando le resistenze di progetto ridotte calcolate con riferimento a (2). Si raccomanda che le resistenze di progetto per ciascun piano di un giunto spaziale si determinino applicando alla resistenza del nodo piano corrispondente, calcolata con riferimento a K.6.2, un appropriato fattore di riduzione µ, riportato nel prospetto K.11.

Fattori di riduzione per giunti spaziali Fattore di riduzione µ

Tipo di giunto

60° ≤ φ ≤ 90°

Giunto TT

µ = 1,0

Giunto XX

µ = 1 + 0,33 N2,Sd / N1,Sd tenendo conto del segno di N1,Sd ed N2,Sd: ≤

dove N 2, Sd

N 1, Sd

60° ≤ φ ≤ 90°

Giunto KK

µ = 0,9 a condizione che, in un giunto a membrature distanziate, in corrispondenza della sezione 1-1, il corrente soddisfi la relazione: N 0, Sd ------------------------N p l, 0, Rd

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2

V 0, Sd + -----------------------V p l, 0, Rd

2

≤ 1, 0

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K.7

Giunti saldati tra aste di parete tipo CHS oppure RHS e correnti tipo RHS

K.7.1

Generalità (1)

prospetto K.12

Le resistenze di progetto dei giunti saldati tra aste di parete a sezione cava circolare o rettangolare e correnti a sezione cava rettangolare, possono determinarsi in conformità a K.7.2 e K.7.3, sempre che la geometria del giunto appartenga al campo di validità specificato nel prospetto K.12.

Campo di validità per giunti saldati tra aste di parete tipo CHS oppure RHS e correnti tipo RHS Parametri del giunto [i = 1 o 2, j = asta di parete sovrapposta]

Tipo di giunto

b i / b0 oppure d i / b0

b i / t i e h i / t i oppure d i / t i Compressione

Trazione

h0 / b0 e hi / b i

b 0 / t0 e h 0 / t0

Distanza o sovapposizione bi / b j

≤ 35

-

≤ 35

g / b0 ≥ 0,5 (1 – β ) ma ≤ 1,5 (1 – β )1) e g ≥ t1 + t 2

≤ 40

λov ≥ 25% ma λov ≤ 100%2) e b i / b j ≥ 0,75

b i/ t i b i / b 0 ≥ 0,25

T, Y o X

K a membrature distanziate

b i / b 0 ≥ 0,35 e N a membrature ≥ 0,1 + 0,01 b 0 / t 0 distanziate

E ------f yi

≤ 1,25

e comunque ≤ 35 e h i/ t i

E ------f yi

≤ 1,25

e comunque ≤ 35

b i/ t i K a membrature sovrapposte N a membrature sovrapposte

≤ 1,1

b i / b 0 ≥ 0,25

b i/ t i ≤ 35 e h i/ t i ≤ 35

ma ≤ 2,0

E ------f yi

e h i/ ti ≤ 1,1

≥ 0,5

E ------f yi

d i/ t i Aste di parete circolari

d i / b 0 ≥ 0,4 ma con ≤ 0,8

≤ 1,5

E ------f yi

d i/ t i ≤ 50

Come sopra ma sostituendo b i con d i e b j con d j

1) Quando g / b 0 > 1,5 (1 – β ) considerare il giunto come due giunti separati tipo T o tipo Y. 2) La sovrapposizione può essere incrementata per consentire che le parti terminali dell’asta di parete sovrapposta possa essere saldata al corrente.

(2)

Per i giunti che rientrano nel campo di validità specificato nel prospetto K.12, è necessario considerare soltanto i criteri di progetto contemplati nel relativo prospetto. Si raccomanda che la resistenza di progetto del collegamento sia assunta pari al minimo valore per tutti i criteri di progetto applicabili.

(3)

Per i giunti che non rientrano nel campo di validità specificato nel prospetto K.12, si raccomanda di considerare tutti i criteri di progetto specificati in K.4.4. Inoltre, si raccomanda di considerare i momenti secondari nei giunti causati della loro rigidezza flessionale.

K.7.2

Giunti piani

K.7.2.1

Giunti non rinforzati (1)

Nei collegamenti delle aste di parete soggette a sole azioni assiali, si raccomanda che il valore di progetto dello sforzo assiale N i,Sd non ecceda il valore di progetto della resistenza assiale del giunto saldato N i,Rd, che può essere determinata in conformità a (2) o (4) con riferimento a quello corrispondente.

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(2)

prospetto K.13

Per i soli giunti saldati tra aste di parete a sezione cava quadrata o circolare e i correnti a sezione cava quadrata, laddove la geometria del giunto rientra nel campo di validità riportato nel prospetto K.12 e soddisfa anche i requisiti addizionali specificati nel prospetto K.13, la resistenza assiale di progetto può essere determinata mediante l'espressione specificata nel prospetto K.14.

Requisiti addizionali per l'utilizzo del prospetto K.14 Tipo di asta di parete

Sezione cava quadrata

Sezione cava circolare

(3)

Nota

Tipo di giunto

Parametri del giunto

T, Y o X

b i / b 0 ≤ 0,85

b0 / t0 ≥ 10

K a membrature distanziate o N a membrature distanziate

b1 + b2 0, 6 ≤ ------------------- ≤ 1, 3 2b1

b0 / t0 ≥ 15

T, Y o X

-

d0 / t0 ≥ 10

K a membrature distanziate o N a membrature distanziate

d1 + d2 0, 6 ≤ -------------------- ≤ 1, 3 2d 1

d0 / t0 ≥ 15

Per i giunti che rientrano nel campo di validità specificato nel prospetto K.13, è necessario considerare soltanto il collasso di una faccia del corrente ed il collasso dell'asta di parete con larghezza efficace ridotta. Si raccomanda che la resistenza assiale di progetto sia assunta pari al valore minimo corrispondente a tali due criteri di progetto.

Le resistenze assiali di progetto per i giunti tra aste di parete a sezione cava e correnti a sezione cava quadrata specificate nel prospetto K.14 sono state semplificate omettendo quei criteri di progetto che mai risultano determinanti nel campo di validità del prospetto K.13. (4)

Le resistenze assiali di progetto per ciascun giunto saldato non rinforzato tra aste di parete tipo CHS oppure RHS e correnti tipo RHS, che rientrano nel campo di validità del prospetto K.12, possono determinarsi utilizzando le espressioni specificate nel prospetto K.15, K.16 oppure K.17 in funzione della tipologia del giunto. Per i giunti rinforzati vedere K.7.2.2.

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prospetto K.14

Resistenza assiale di progetto di giunti saldati tra aste di parete di sezione cava quadrata o circolare e correnti a sezione cava quadrata Tipo di giunto

Giunti T, Y e X

Resistenza di progetto [i = 1 o 2, j = asta sovrapposta]

β ≤ 0,85

Collasso di una faccia del corrente

2

k nf y0t 0 N i, Rd = -----------------------------------( 1 – β )sen θ i

Giunti K ed N a membrature distanziate

2β 1,1 0, 5  -------------- + 4 ( 1 – β )  --------- sen θ i  γ Mj

β ≤ 1,0

Collasso di una faccia del corrente

0, 5

2

8,9 γ k n f y 0 t 0 b 1 + b 2 1,1 N i, Rd = ---------------------------------------------  ------------------- --------γ Mj sen θ i 2b0

Giunti K ed N a membrature sovrapposte*)

25% ≤ λov < 50%

Collasso dell’asta di parete

λ ov 1,1 N i, Rd = f yi t i  b eff + b e,ov + --------- ( 2 h i – 4 t i )  --------γ Mj 50 50% ≤ λov < 80%

Collasso dell’asta di parete 1,1 N i, Rd = f yi t i [ b eff + b e, ov + 2 h i – 4 t i ] ---------γ Mj

λov ≥ 80%

Collasso dell’asta di parete 1,1 N i, Rd = f yi t i [ b i + b e, ov + 2 h i – 4 t i ] ---------γ Mj Parametri beff, be,ov e kn 10 f y0 t 0 b eff = ---------------- -------------- b i b 0 ⁄ t 0 f yi t i

b e, ov

10 f yj t j = -------------- ----------- b i b j ⁄ t j f yi t i

ma con beff ≤ b i

Per n > 0 (compressione):

ma con be,ov ≤ b i

Per n ≤ 0 (trazione):

ma con

0, 4 n kn = 1,3 – -------------β kn ≤ 1,0

kn = 1,0

Per le aste di parete circolari, le resistenze sopra riportate vanno moltiplicate per π /4, sostituendo b1 ed h1 con d1 e b2 ed h2 con d2. *)

È necessario verificare soltanto l’asta di parete che si sovrappone. L’efficienza dell’asta di parete (vale a dire il rapporto tra la resistenza di progetto del giunto e la resistenza plastica di progetto dell’asta di parete) relativamente all’asta di parete che viene sovrapposta si raccomanda sia assunta pari a quella dell’asta di parete che si sovrappone.

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prospetto K.15

Resistenze assiali di progetto di giunti saldati T, X ed Y tra aste di parete tipo RHS oppure CHS e correnti tipo RHS Resistenza di progetto [i = 1 o 2]

Tipo di giunto

β ≤ 0,85

Collasso di una faccia del corrente 2

k nf y0t 0 N i, Rd = -----------------------------------( 1 – β )sen θ i

2hi ⁄ b0 1,1  ------------------- + 4 1 – β --------- sen θ i  γ Mj

β = 1,02)

Instabilità della parete laterale del corrente1)

f bt 0 2hi 1,1 N i, Rd = ---------------  --------------- + 10 t 0 --------- γ Mj sen θ i  sen θ i β ≥ 0,85

Collasso dell’asta di parete 1,1 N i, Rd = f yi t i ( 2 h i – 4 t i + 2 b eff ) ---------γ Mj

0,85 ≤ β ≤ (1 – 1/γ )

Tranciamento 2hi f y0t 0 1,1 N i, Rd = ---------------------------  --------------- + 2 b e, p  --------- γ Mj 3 sen θ i  sen θ i

1) Per i giunti tipo X con θ < 90° adoperare il più piccolo tra questo valore e la resistenza a taglio delle pareti laterali del corrente specificata per i giunti tipo K o N a membrature distanziate date nel prospetto K.16. 2) Per 0,85 ≤ β ≤ 1,0 utilizzare l’interpolazione lineare tra il valore corrispondente al collasso di una faccia del corrente in corrispondenza di β = 0,85 ed il valore che governa il collasso delle pareti laterali del corrente in corrispondenza di β = 1,0 (instabilità delle pareti laterali o collasso a taglio del corrente).

Per le aste di parete circolari, le resistenze sopra riportate vanno moltiplicate per π / 4, sostituendo b1 ed h1 con d1 e b2 ed h2 con d2. Per trazione: fb = fy0 10 f y 0 t 0 b eff = ---------------- ------------- b i Per compressione: b 0 ⁄ t 0 f yi t i fb = χ fy0 (giunti T ed Y) fb = 0,8 χ fy0 senθ i (giunti X) 10 b = ---------------- b i dove: χ è il fattore di riduzione per l’instabilità flessionale ottenuto dal pro- e, p b0 ⁄ t 0 spetto 5.5.2 adoperando la curva relativa di instabilità riportata nel prospetto 5.5.3 ed una snellezza adimensionalizzata λ determinata b0 γ = -------mediante la relazione: 2t 0 1  h-----0 – 2 ------------- t0  sen θ-i λ = 3, 46 -------------------------------------------E Per n > 0 (compressione): π -------f y0 ma con Per n ≤ 0 (trazione):

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ma con beff ≤ b i ma con be,p ≤ b i

0, 4 n kn = 1,3 – -------------β kn ≤ 1,0 kn = 1,0

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prospetto K.16

Resistenze assiali di progetto di giunti saldati K ed N tra aste di parete tipo RHS oppure CHS e correnti tipo RHS Resistenza di progetto [i = 1 o 2]

Tipo di giunto Giunti K e N a membrature distanziate

Collasso di una faccia corrente 8, 9 k n f y0 t 0 γ b 1 + b 2 + h 1 + h 2 1,1 = ---------------------------------------------  ---------------------------------------------- --------  γ Mj sen θ i 4b0 2

N i, Rd

Collasso per taglio del corrente

f y0 A v N i, Rd = --------------------------3 sen θ i

1,1 ---------γ Mj

Collasso dell’asta di parete 1,1 N i, Rd = f yi t i ( 2 h i – 4 t i + b i + b eff ) ---------γ Mj

β ≤ (1 – 1/γ )

Tranciamento 2

N i, Rd Giunti K ed N a membrature sovrapposte

f y0 t 0 2hi 1,1 = ---------------------------  --------------- + b i + b e, p --------γ Mj   sen θ i 3 sen θ i

Come nel prospetto K.14

Per le aste di parete circolari, le resistenze sopra riportate vanno moltiplicate per π / 4, sostituendo b1 ed h1 con d1 e b2 ed h2 con d2.

Av = (2h0 + αb0)t0 Per un’asta di parete quadrata o rettangolare: α =

1 --------------------24g 1 + ---------23t 0

dove: g è la distanza tra le membrature, vedere figura K.1(a). Per un’asta di parete circolare: α = 0

10 f y0 t 0 b eff = ---------------- -------------- b i b 0 ⁄ t 0 f yi t i

ma con beff ≤ bi

10 b e, p = ---------------- b i b0 ⁄ t 0

ma con be,p ≤ bi

Per n > 0 (compressione): ma con

b0 γ = -------2t 0

Per n ≤ 0 (trazione):

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0, 4 n kn = 1,3 – -------------β kn ≤ 1,0

kn = 1,0

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prospetto K.17

Resistenze di progetto di giunti saldati con collegamento di piastre nodali di testa oppure sezioni I o H a membrature tipo RHS

Piastra trasversale

Collasso dell’asta di parete 1, 1 N i, Rd = f yi t i b eff ---------γ Mj

*)

Schiacciamento della parete laterale del corrente quando: bi ≥ b0 – 2t0 1, 1 N i, Rd = f y0 t 0 ( 2 t i + 10 t 0 ) ---------γ Mj quando: bi ≤ b0 – 2t0

Tranciamento

f y0 t 0 1, 1 N i, Rd = ---------- ( 2 t i + 2 b e, p ) ---------γ Mj 3 Piastra longitudinale

β ≤ 0,85

Collasso di una faccia del corrente

2

N i, Rd

k m f y0 t 0 1, 1 = ------------------- ( 2 h i ⁄ b 0 + 4 1 – t i ⁄ b 0 ) ---------γ Mj 1 – t i ⁄ b0

M ip, i, Rd = 0, 5 N i, Rd h i

ti /b0 ≤ 0,2 Sezioni I o H

Prudenzialmente, per una sezione I o H, per la determinazione di N i,Rd fare riferimento alla resistenza di progetto di due piastre trasversali simili alle sue flange, determinata nel modo sopra specificato. Mip,i,Rd = Ni,Rd (h i – t i)

Campo di validità In aggiunta ai limiti riportati nel prospetto K.12: 0,5 ≤ β ≤ 1,0 b0/t0 ≤ 30 Parametri beff, be,p e km 10 f y0 t 0 b eff = ---------------- --------------- b i b 0 ⁄ t 0 f yi t i

ma con beff ≤ b i

10 f yj t j b e, ov = -------------- -------- b i b j ⁄ t j f yi t i

ma con be,ov ≤ b i

*)

Per n > 0 (compressione): ma con Per n ≤ 0 (trazione):

km = 1,3 (1 – n ) km ≤ 1,0 km = 1,0

Si raccomanda che i collegamenti con saldature a cordoni d’angolo siano progettati in conformità a 6.6.8.

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(5)

Si raccomanda che i collegamenti tra aste di parete soggetti ad azioni combinate flessionali ed assiali rispettino la condizione:

N i, Sd M ip, i, Sd M op, i, Sd ------------ + -------------------- + --------------------- ≤ 1, 0 N i, Rd M ip, i, Rd M op, i, Rd dove: M ip,i,Rd M ip,i,Sd Mop,i,Rd Mop,i,Sd (6)

(7)

(8)

(9)

[K.5]

è la resistenza di progetto per momento nel piano; è il momento di progetto nel piano; è la resistenza di progetto per momento fuori piano; è il momento di progetto fuori piano.

Il momento di progetto M i,Sd può essere assunto per il valore che si ottiene in corrispondenza del punto in cui la linea d'asse dell'asta di parete interseca la faccia del corrente. Per i giunti non rinforzati, si raccomanda che la resistenza di progetto per momento nel piano e la resistenza di progetto per momento fuori piano M i,Rd siano ottenute dai prospetti K.17, K.18 in funzione della tipologia del giunto. Per i giunti rinforzati vedere K.7.2.2. Si raccomanda che i tipi speciali di giunti saldati indicati nei prospetti K.19 e K.20 soddisfino gli appropriati criteri di progetto specificati per ciascun tipo in quegli stessi prospetti. In un giunto a membrature distanziate, si raccomanda che la resistenza assiale di progetto della sezione trasversale del corrente N0,Rd si determini in modo da consentire il trasferimento delle forze di taglio tra le aste di parete attraverso il corrente, trascurando il momento secondario associato, nel seguente modo: - quando V Sd / V p l, Rd ≤ 0, 5 ;

[K.6a]

N 0, Rd = A 0 f y0 / γ MO

- quando

K.7.2.2

V Sd / V p l, Rd > 0, 5 :

[K.6b]

2

N 0, Rd = A 0 – A v ( 2 V Sd / V p l, Rd – 1 ) f y0 / γ MO

Giunti rinforzati (1)

(2)

(3) (4) (5) (6) (7)

Possono essere utilizzate tre tipologie di giunti rinforzati. La tipologia adatta dipende dal modo di collasso che, in caso di assenza di rinforzo, governa la resistenza di progetto del giunto. Per incrementare la resistenza del giunto nei confronti del collasso di una faccia del corrente, del tranciamento o del collasso dell'asta di parete con larghezza efficace ridotta possono essere adoperate piastre di rinforzo di estremità. Per rinforzare il giunto nei confronti del collasso delle pareti del corrente o del collasso a taglio del corrente può utilizzarsi una coppia di piastre laterali. Con lo scopo di evitare la sovrapposizione parziale delle aste di parete in un giunto tipo K o N, le aste di parete possono essere saldate ad un irrigidimento verticale. Può essere utilizzata anche una qualsiasi combinazione di queste tre tipologie di giunti rinforzati. Si raccomanda che la classe dell'acciaio adoperato per il rinforzo sia non minore di quella dell'acciaio adoperato per il corrente. Si raccomanda che le resistenze di progetto dei giunti rinforzati siano determinate utilizzando i prospetti K.21 e K.22.

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prospetto K.18

Resistenza flessionale di progetto di giunti saldati tra aste di parete tipo RHS e correnti tipo RHS Resistenza di progetto [i = 1 o 2]

Giunti tipo T e X ( θ ≈ 90° )

Momenti nel piano

β ≤ 0,85

Collasso di una faccia del corrente

h i ⁄ b 0 1, 1  1–β 2 2 M ip, i, Rd = k n f y0 t 0 h i  -------------- + ------------------- + ---------------- --------1 – β 1 – β  γ Mj  2hi ⁄ b0 0,85 ≤ β ≤ 1,0

Schiacciamento della parete laterale del corrente

M ip, i, Rd = 0, 5 f yk t 0 ( h i + 5 t 0 )

2

1,1 ---------γ Mj

fyk = fy0 fyk = 0,8 fy0

per giunti a T per giunti a X

0,85 ≤ β ≤ 1,0

Collasso dell’asta di parete 1,1 M ip, i, Rd = f yi  W p l, i – ( 1 – b eff ⁄ b i ) b i h i t i ---------γ Mj

( θ ≈ 90° )

Momenti fuori piano

0,85 ≤ β ≤ 1,0

Schiacciamento della parete laterale del corrente 1,1 M op, i, Rd = f yk t 0 ( b 0 – t 0 ) ( h i + 5 t 0 ) ---------γ Mj

fyk = fy0 fyk = 0,8 fy0

per giunti a T per giunti a X

Collasso per distorsione del corrente (per soli giunti tipo T)*)

M op, i, Rd = 2 f y0 t 0 ( h i t 0 + ( b 0 h 0 t 0 ( b 0 + h 0 ) )

0, 5

1,1 γ Mj

) ----------

0,85 ≤ β ≤ 1,0

Collasso dell’asta di parete

2 2 1,1 M op, i, Rd = f yi  W p l, i – 0, 5 ( 1 – b eff ⁄ b i ) b i t i ---------γ Mj

Parametri beff e kn

b eff

*)

10 f y0 t 0 = ---------------- -------------- b i b 0 ⁄ t 0 f yi t i

Per n > 0 (compressione): ma con beff ≤ b i

ma con Per n ≤ 0 (trazione):

0, 4 n kn = 1,3 – -------------β kn ≤ 1,0 kn = 1,0

Questo criterio non si applica laddove il collasso per distorsione del corrente è impedito a mezzo di altri dispositivi.

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prospetto K.19

Criteri di progetto per tipi speciali di giunti saldati tra aste di parete tipo RHS e correnti tipo RHS Tipo di giunto

Criterio di progetto

N1,Sd ≤ N1,Rd in cui N1,Rd è il valore di N1,Rd per un giunto tipo X ricavato dal prospetto K.15.

N1,Sd senθ1 + N3,Sd senθ3 ≤ N1,Rd senθ1 N2,Sd senθ2 ≤ N1,Rd senθ1 in cui N1,Rd è il valore di N1,Rd per un giunto tipo K ricavato dal prospetto

b1 + b2 + h1 + h2 K.16, ma con ---------------------------------------------4b0 sostituito da: b1 + b2 + b3 + h1 + h2 + h3 -------------------------------------------------------------------------6b0

N1,Sd senθ1 + N2,Sd senθ2 ≤ Nx,Rd senθx in cui Nx,Rd è il valore di Nx,Rd per un giunto tipo X ricavato dal prospetto K.15, dove Nx,Rd senθx è il maggiore tra: N 1, Rd sen θ 1 e N 2, Rd sen θ 2

N1,Sd ≤ N1,Rd in cui N i,Rd è il valore di N i,Rd per un giunto tipo K ricavato dal prospetto K.16, a condizione che, in un giunto a membrature distanziate, in corrispondenza della sezione 1-1, il corrente soddisfi la relazione:

N 0, Sd -----------------------N 0, p l, Rd

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2

V

0, Sd + ------------------------

V 0, p l, Rd

2

≤ 1, 0

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prospetto K.20

Criteri di progetto per giunti a ginocchio saldati e giunti con corrente piegato a gomito tra membrature tipo RHS Tipo di giunto

Criterio

Giunti a ginocchio saldati

La sezione trasversale dovrebbe rispettare i requisiti della classe 1 con riferimento alla flessione pura, vedere 5.3. NSd ≤ 0,2Npl,Rd M Sd N Sd e -------------- + -------------- ≤ k N p l, Rd M p l, Rd 3 b0 ⁄ h0 1 k = ------------------------------ + -------------------------------[ b 0 ⁄ t 0 ] 0,8 1 + 2 b 0 ⁄ h 0

Se θ ≤ 90°:

Se 90° < θ ≤ 180°:

k = 1 – ( 2 cos ( θ ⁄ 2 ) ) ( 1 – k 90 )

dove: k90 è il valore di k per θ = 90°.

tp ≥ 1,5t N N p l, Rd

e

≥ 10 mm

M Sd M p l, Rd

Sd ------------- + -------------- ≤ 1, 0

Corrente piegato a gomito

Ni,Sd ≤ Ni,Rd in cui N i,Rd è il valore di N i,Rd per un giunto tipo K o N a membrature sovrapposte ricavato dal prospetto K.16.

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prospetto K.21

Resistenze di progetto per giunti rinforzati tipo T, Y e X saldati tra aste di parete tipo RHS o CHS e correnti tipo RHS Resistenza di progetto [i = 1 o 2]

Tipo di giunto

Rinforzato con piastre di estremità per evitare il collasso di una faccia del corrente, il collasso dell’asta di parete o il tranciamento.

βp ≤ 0,85

Carico di trazione

h

i lp ≥ --------------+ sen θ i

bp(bp – bi)

e ≥ 1,5 h i / senθi bp ≥ b0 – 2t 0

f yp t p  2hi ⁄ bp  1,1 N i, Rd = -------------------------------------------------- ×  -------------------- + 4 1 – b i ⁄ b p --------γ ( 1 – b i ⁄ b p )sen θ i  sen θ i  Mj 2

βp ≤ 0,85

Carico di compressione

h

i lp ≥ --------------+ sen θ i

bp(bp – bi)

e ≥ 1,5 h i / senθi bp ≥ b0 – 2t0 Assumere N i,Rd pari al valore di N i,Rd per un giunto T, X o Y ricavato dal prospetto K.15, ma con kn = 1,0 e t0 sostituito da tp limitatamente al collasso di una faccia del corrente, dell’asta di parete e per il tranciamento.

Rinforzato con piastre laterali per evitare l’instabilità delle pareti laterali del corrente o il tranciamento delle pareti laterali del corrente.

lp ≥ 1,5 h i / senθi Assumere N i,Rd pari al valore di N i,Rd per un giunto T, X o Y ricavato dal prospetto K.15, ma con t0 sostituito da (t0 + tp) limitatamente al collasso per instabilità delle pareti laterali del corrente e per il collasso a taglio delle pareti lateriali del corrente.

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prospetto K.22

Resistenze di progetto per giunti rinforzati tipo K ed N saldati tra aste di parete tipo RHS o CHS e correnti tipo RHS Resistenza di progetto [i = 1 o 2]

Tipo di giunto

Rinforzato con piastre di estremità per evitare il collasso di una faccia del corrente, il collasso dell’asta di parete o il tranciamento.

h

h

1 2 lp ≥ 1,5  ---------------+ g + ---------------- sen θ sen θ  1

2

bp ≥ b0 – 2t0 tp ≥ 2t1 e 2t2 Assumere N i,Rd pari al valore di N i,Rd per un giunto K o N ricavato dal prospetto K.16, ma con t0 sostituito da tp limitatamente al collasso di una faccia del corrente, dell’asta di parete e per tranciamento.

Rinforzato con una coppia di piastre laterali per evitare il collasso a taglio del corrente.

h

h

1 2 lp ≥ 1,5  ---------------+ g + ---------------- sen θ sen θ  1

2

Assumere N i,Rd pari al valore di N i,Rd per un giunto K o N ricavato dal prospetto K.16, ma con t 0 sostituito da (t 0 + t p) limitatamente al collasso per taglio del corrente.

Rinforzato con una piastra di separazione tra le aste di parete a causa dell’insufficiente sovrapposizione.

tp ≥ 2t1 e 2t2 Assumere N i,Rd pari al valore di N i,Rd per un giunto K o N ricavato dal prospetto K.16 con λov < 80%, e con b j, t j ed fyj sostituiti da bp, tp e fyp nell’espressione relativa a be,ov specificata nel prospetto K.14.

K.7.3

Giunti spaziali (1)

(2)

In ciascun piano di un giunto spaziale, si raccomanda che siano soddisfatti i requisiti di progetto specificati in K.7.2 adoperando le resistenze di progetto ridotte calcolate con riferimento a (2). Si raccomanda che le resistenze di progetto per ciascun piano di un giunto spaziale siano determinate applicando alla resistenza del nodo piano corrispondente, calcolata con riferimento a K.7.2, un appropriato fattore di riduzione µ, specificato nel prospetto K.23.

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prospetto K.23

Fattori di riduzione per giunti spaziali Fattore di riduzione µ

Tipo di giunto

60° ≤ φ ≤ 90°

Giunto TT

µ = 0,9

Giunto XX

µ = 0,9 (1 + 0,33 N2,Sd / N1,Sd) tenendo conto del segno di N1,Sd ed N2,Sd dove:

N 2, Sd ≤ N 1, Sd

60° ≤ φ ≤ 90°

Giunto KK

µ = 0,9 a condizione che, in un giunto a membrature distanziate, in corrispondenza della sezione 1-1, il corrente soddisfi la relazione:

N 0, Sd -----------------------N p l, 0, Rd

K.8

2

V

0, Sd + ------------------------

V p l, 0, Rd

2

≤ 1, 0

Giunti saldati tra aste di parete tipo CHS oppure RHS e correnti con sezione I o H (1)

Si raccomanda che la resistenza di progetto dei giunti sia determinata adoperando le espressioni specificate nel prospetto K.25 o nel prospetto K.26 in funzione della tipologia del giunto, sempre che la geometria del giunto rientri nel campo di validità specificato nel prospetto K.24.

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prospetto K.24

Campo di validità per giunti saldati tra aste di parete tipo CHS o RHS e correnti con sezione I o H Parametri del giunto [i = 1 o 2, j = asta di parete sovrapposta]

Tipo di giunto

d w / tw

X

dw E -------- ≤ 1, 2 -------tw f y0 e dw ≤ 400 mm

T oppure Y K a membrature distanziate N a membrature distanziate

dw E -------- ≤ 1, 5 -------tw f y0 e

K a membrature sovrapposte N a membrature sovrapposte

b i / t i e hi / ti oppure h i / t i Compressione

Trazione

hi E ----- ≤ 1, 1 ------ti f yi

hi ----- ≤ 35 ti

bi E ----- ≤ 1, 1 ------ti f yi

bi ----- ≤ 35 ti

di E ----- ≤ 1, 5 ------ti f yi

di ----- ≤ 50 ti

(3)

(4)

(5)

b0 / t0

b i/ b j

≥ 0,5 ma ≤ 2,0

1,0

-

b0 E ------ ≤ 0, 75 -------t0 f y0

≥ 0,5 ma ≤ 2,0

dw ≤ 400 mm

(2)

h i/ b i

-

≥ 0,75

Per i giunti che rientrano nel campo di validità specificato nel prospetto K.24, è necessario considerare soltanto i criteri di progetto contemplati nel relativo prospetto. Si raccomanda che la resistenza di progetto del collegamento sia assunta pari al valore minimo tra tutti i criteri di progetto applicabili. Per i giunti che non rientrano nel campo di validità specificato nel prospetto K.24, si raccomanda di considerare tutti i criteri di progetto specificati in K.4.4. Inoltre, si raccomanda di considerare i momenti secondari nei giunti causati dalla loro rigidezza flessionale. Nei collegamenti delle aste di parete soggetti a sole forze assiali, si raccomanda che lo sforzo assiale di progetto Ni,Sd non ecceda la resistenza assiale di progetto del giunto saldato Ni,Rd, determinata dal prospetto K.25. Si raccomanda che i collegamenti tra aste di parete soggetti ad azioni combinate flessionali ed assiali rispettino la condizione:

N i, Sd M ip, i, Sd ------------- + -------------------- ≤ 1, 0 N i, Rd M ip, i, Rd

[K.7]

dove: M ip,i,Rd è la resistenza di progetto per momento nel piano; M ip,i,Sd è il momento di progetto nel piano.

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prospetto K.25

Resistenza assiale di progetto di giunti saldati tra aste di parete tipo RHS o CHS e correnti con sezione I o H Tipo di giunto

Giunti T, Y e X

Resistenza di progetto Snervamento dell’anima del corrente

f y0 t w b w 1, 1 N 1, Rd = ----------------- ---------sen θ 1 γ Mj

Collasso dell’asta di parete 1,1 N 1, Rd = 2 f y1 t 1 b eff ---------γ Mj

Giunti K ed N a membrature distanziate [i = 1 o 2]

Stabilità dell’anima del corrente

f y0 t w b w 1, 1 N i, Rd = ----------------- ---------sen θ 1 γ Mj Collasso dell’asta di parete 1,1 N i, Rd = 2 f yi t i b eff ---------γ Mj Collasso a taglio del corrente

f y0 A v 1,1 N i, Rd = --------------------------- ---------3 sen θ γ Mj

Il collasso dell’asta di parete non è necessario verificarlo se:

g / tf ≤ 20 - 28β β ≤ 1,0 - 0,03γ e per aste tipo CHS: 0,75 ≤ d1 / d2 ≤ 1,33 oppure per aste tipo RHS: 0,75 ≤ b1 / b2 ≤ 1,33

i

Giunti K ed N a membrature sovrapposte*)

25% ≤ λov < 50%

Collasso dell’asta di parete

λ ov 1,1 N i, Rd = f yi t i  b eff + b e, ov + --------- ( 2 h i – 4 t i ) ---------50 γ Mj 50% ≤ λov < 80%

Collasso dell’asta di parete 1,1 N i, Rd = f yi t i ( b eff + b e, ov + 2 h i – 4 t i ) ---------γ Mj

λov ≥ 80%

Collasso dell’asta di parete 1,1 N i, Rd = f yi t i ( b i + b e, ov + 2 h i – 4 t i ) ---------γ Mj

Av = A0 – (2 – α) b0 tf + (tw + 2r )tf

beff = tw + 2r + 7fy0 / fyi tf 0, 5

1 Per aste di parete tipo RHS: α = --------------------24g 1 + ---------23t f Per aste di parete tipo CHS:

α=0

ma con beff ≤ bi 10 f yj t j b e, ov = -------------- ----------- b i b j ⁄ t j f yi t i ma con be,ov ≤ b i

hi b w = --------------- + 5 ( t f + r ) sen θ i ma con

bw ≤ 2t i + 10 (tf + r )

Per le aste di parete tipo CHS, le resistenze sopra riportate vanno moltiplicate per π / 4, sostituendo b1 ed h1 con d1 e b2 ed h2 con d2. *)

È necessario verificare soltanto l’asta di parete i che si sovrappone. L’efficienza dell’asta di parete (vale a dire il rapporto tra la resistenza di progetto del giunto e la resistenza plastica di progetto dell’asta di parete) relativamente all’asta di parete j che viene sovrapposta si raccomanda sia assunta pari a quella dell’asta di parete che si sovrappone.

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(6)

(7) (8)

Il momento di progetto M i,Sd può essere assunto pari al valore che si ottiene in corrispondenza del punto in cui la linea d'asse dell'asta di parete interseca la faccia del corrente. Si raccomanda che la resistenza di progetto per momento nel piano M ip,i,Rd sia ottenuta dal prospetto K.26. In un giunto a membrature distanziate, si raccomanda che la resistenza assiale di progetto della sezione trasversale del corrente N0,Rd sia determinata in modo da consentire il trasferimento delle forze di taglio tra le aste di parete attraverso il corrente trascurando il momento secondario associato, nel seguente modo: - quando VSd / V p l, Rd ≤ 0, 5 :

[K.8a]

N 0, Rd = A 0 f y0 /γ M0 - quando

V Sd / V p l, Rd > 0, 5 :

[K.8b] 2

N 0, Rd = A 0 – A v ( 2 VSd / V p l, Rd – 1 ) f y0 /γ M0 prospetto K.26

Momenti resistenti di progetto di giunti saldati tra aste di parete a sezione cava rettangolare e correnti con sezione I o H Resistenza di progetto [i = 1 o 2, j = asta di parete sovrapposta]

Tipo di giunto Giunti T ed Y

Snervamento dell’anima del corrente

1,1 M ip, i, Rd = 0, 5 f y0 t w b w h i ---------γ Mj Collasso dell’asta di parete

1,1 M ip, i, Rd = f yi t i b eff ( h i – t i ) ---------γ Mj

Parametri beff e bw

beff = tw + 2r + 7 (fy0 / fyi) tf ma con beff ≤ bi

hi b w = --------------- + 5 ( t f + r ) sen θ i con

bw ≤ 2 ti + 10 (tf + r )

K.9

Collegamenti bullonati (1) (2)

Si raccomanda che i collegamenti bullonati, per i quali i bulloni lavorano a taglio, siano progettati in conformità a 6.5. In un collegamento di estremità a T o a forchetta, vedere figura K.10, si raccomanda che lo spessore della piastra di estremità tp soddisfi le condizioni:

tp ≥ (b i - t i)/5 UNI ENV 1993-1-1:2004

[K.9a]

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(3)

figura

K.10

tp ≥ (di - t i)/5

[K.9b]

tp ≥ (hi - t i)/5

[K.9c]

Si raccomanda che le regole di applicazione specificate nell’appendice J non siano applicate ai collegamenti di sezioni cave strutturali senza che siano eseguite ulte riori verifiche sperimentali.

Collegamenti di estremità a T o a forchetta

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APPENDICE (normativa) L.1

L PROGETTO DEI GIUNTI DI BASE

Piastre di base (1)

Le colonne devono essere fornite di adeguate piastre di base in acciaio per distribuire le forze di compressione nelle parti compresse della colonna su un'area di contatto sufficiente a che la pressione di contatto non superi la resistenza di progetto fj del giunto (malta e calcestruzzo).

(2)

Il momento resistente mRd per unità di lunghezza di una linea di articolazione plastica nella piastra di base, nella zona di compressione oppure nella zona di trazione, deve essere preso uguale a : 2

m Rd (3)

t f = ------------y6 y M0

[L.1]

Si deve assumere che le forze trasferite alla fondazione dagli elementi in compressione della colonna siano distribuite uniformemente dalla piastra di base, come mostrato nella figura L.1 (a). La pressione risultante sull'area di contatto non deve superare la resistenza di contatto fj del giunto e la larghezza c della zona di contatto addizionale non deve superare : fy c = t --------------3 f j γ M0

0,5

[L.2]

dove: t

è lo spessore della piastra di base in acciaio ;

fy

è la resistenza allo snervamento del materiale della piastra di base in acciaio.

(4)

Quando l'aggetto della piastra è minore di c, si deve prendere l'area di contatto efficace come indicato nella figura L.1 (b).

(5)

Quando l'aggetto della piastra di base è maggiore di c, la parte di aggetto in eccesso a c deve essere trascurata; vedere figura L.1 (c).

(6)

La resistenza di contatto fj del giunto deve essere determinata con la formula : fj = βj kj fcd

[L.3]

dove : βj è il coefficiente di giunto, che può essere preso uguale a 2/3, purché la resistenza caratteristica della malta non sia minore di 0,2 volte la resistenza caratteristica del calcestruzzo della fondazione e lo spessore della malta non sia maggiore di 0,2 volte la larghezza minima della piastra di base in acciaio ; kj

è il coefficiente di concentrazione ;

fcd è il valore di progetto della resistenza cilindrica di compressione del calcestruzzo, data da : fcd = fck / γc dove : fck è la resistenza di compressione caratteristica del calcestruzzo determinata in conformità con ENV 1992-1-1 Eurocodice 2: parte 1-1; γc è il coefficiente parziale di sicurezza per il materiale relativo al calcestruzzo secondo Eurocodice 2: parte 1-1.

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figura

L.1

Area di contatto sotto la piastra di base

(a) Caso generale

(b) Aggetto della piastra inferiore a c (c) Aggetto della piastra superiore a c

(7)

Si può assumere il fattore di concentrazione kj uguale ad 1,0 oppure uguale a: a1 b 1 k j = ----------ab

0,5

[L.4]

dove :

(8)

aeb

sono le dimensioni della piastra di base;

a1 e b1

sono le dimensioni dell'area efficace, come indicato nella figura L.2.

Per a1 si deve prendere il minore fra i seguenti valori: -

a1 = a + 2 ar

[L.5a]

-

a1 = 5 a

[L.5b]

-

a1 = a + h

[L.5c]

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-

(9)

a1 = 5 b1 ma a1 ≥ a

[L.5d]

Per b1 si deve prendere il minore fra i seguenti valori: -

b1 = b + 2 br

[L.6a]

-

b1 = 5 b

[L.6b]

-

b1 = b + h

[L.6c]

-

b1 = 5 a1 ma b1 ≥ b

[L.6d]

(10) Quando la base della colonna è posta su una piastra di fondazione di calcestruzzo, si deve tenere debito conto della resistenza flessionale e della resistenza al punzonamento della piastra di calcestruzzo. figura

L.2

L.2

Giunti di base

Tirafondi (1)

I tirafondi devono essere progettati per resistere agli effetti dei carichi di progetto. Essi devono fornire resistenza alla trazione dovuta alle forze di sollevamento ed ai momenti flettenti, secondo il caso.

(2)

Se non vengono forniti elementi speciali per resistere al taglio, quali elementi tozzi o connettori a barra, si deve dimostrare che la resistenza al taglio dei tirafondi o la resistenza per attrito della piastra di base è sufficiente a trasferire la forza di taglio di progetto.

(3)

Quando si calcolano le forze di trazione nei tirafondi dovute a momenti flettenti, non si deve prendere un braccio interno maggiore della distanza fra il baricentro dell'area di contatto sul lato in compressione ed il baricentro del gruppo di bulloni, tenendo conto delle tolleranze relative alla posizione dei tirafondi.

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figura

L.3

(4)

Si deve determinare la resistenza di progetto dei tirafondi con le indicazioni date in 6.5.5.

(5)

I tirafondi devono essere ancorati alla fondazione mediante : -

piegatura ad uncino [figura L.3 (a)], oppure

-

una piastra di contrasto [figura L.3 (b)], oppure

-

l'impiego di membrature, appropriate a ridistribuire il carico, immersa nel calcestruzzo, oppure

-

con qualche altro dispositivo di ancoraggio che sia stato soggetto a controllo adeguato ed approvato dal progettista, dal cliente e dalla autorità competente.

(6)

L'ancoraggio dei tirafondi deve essere in accordo con le clausole pertinenti della ENV 1992-1-1 (Eurocodice 2: parte 1-1).

(7)

Quando i tirafondi siano forniti di uncino, la lunghezza dell'ancoraggio deve essere tale da impedire la perdita di aderenza prima dello snervamento del tirafondo. Si deve calcolare la lunghezza di ancoraggio in accordo con le clausole relative nell'Eurocodice 2. Questo tipo di ancoraggio non deve essere usato per tirafondi con una resistenza allo snervamento nominale maggiore di 300 N/mm 2.

(8)

Quando i tirafondi siano forniti di una piastra di contrasto o venga impiegata una membratura che ridistribuisca il carico, non si deve tener conto del contributo dell'aderenza. La totalità della forza deve essere trasferita tramite il dispositivo di ridistribuzione del carico.

Ancoraggio di tirafondi

(a) Uncino

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(b) Piastra

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APPENDICE (normativa)

M METODO ALTERNATIVO PER SALDATURE A CORDONI D'ANGOLO (1)

Si può verificare la resistenza di una saldatura a cordoni d'angolo con il seguente metodo, come alternativa al metodo dato in 6.6.5.3.

(2)

In questo metodo, le forze trasmesse nella saldatura per unità di lunghezza vengono suddivise in componenti parallele e trasversali all'asse longitudinale della saldatura e normali e trasversali al piano della sezione di gola.

(3)

Si suppone una distribuzione uniforme di tensione sulla sezione di gola della saldatura, che determini tensioni di taglio e tensioni normali mostrate nella figura M. 1 nel modo seguente: σ⊥ è la tensione normale perpendicolare alla sezione di gola; σ// è la tensione normale parallela all'asse della saldatura; τ⊥ è la tensione di taglio (nel piano della sezione di gola) perpendicolare all'asse della saldatura; τ// è la tensione di taglio (nel piano della sezione di gola) parallela all'asse della saldatura.

(4)

La tensione normale σ//, parallela all'asse, non viene considerata quando si verifica la resistenza della saldatura.

(5)

La resistenza della saldatura a cordoni d'angolo sarà sufficiente se sono soddisfatte entrambe le seguenti condizioni: [σ⊥2 + 3(τ⊥2 + τ//2)]0,5 ≤ fu/γMw

[M.1]

e σ⊥ ≤ fu/γMw

dove fu e βw sono quelli definiti in 6.6.5.3. figura

M.1

Tensioni sulla sezione di gola di una saldatura a cordoni d'angolo

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APPENDICE (informativa)

N APERTURE NELLE ANIME

N.1

Generalità

N.1.1

Scopo e campo di applicazione (1)

N.1.2

La presente appendice fornisce delle prescrizioni supplementari per le travi con aperture d'anima. Si applica alle sezioni sia laminate a caldo che saldate. I seguenti casi sono considerati: -

travi con sezione ad I con aperture d'anima singole, vedere N.2;

-

travi con sezione ad I con aperture d'anima multiple, vedere N.3.

(2)

Nel caso di aperture d'anima singole, sono comprese aperture sia concentriche che eccentriche rispetto all'asse dell'anima, di forma rettangolare o circolare e rinforzate o non rinforzate. Sono inclusi anche i casi con o senza irrigidimenti dell'anima trasversali intermedi.

(3)

Nel caso di aperture d'anima multiple, sono comprese aperture distanziate ad un passo regolare e con posizione concentrica rispetto all'asse dell'anima, realizzate espandendo le sezioni ad I laminate o formando aperture nelle anime delle sezioni ad I saldate. Sono incluse aperture che abbiano forma poligonale o circolare o che abbiano estremità circolari e due lati rettilinei. Non sono comprese aperture d'anima multiple con irrigidimenti trasversali intermedi.

(4)

La presente appendice non comprende sezioni trasversali con ali disuguali.

(5)

La presente appendice non comprende aperture d'anima adiacenti alle posizioni in cui le rotazioni delle cerniere plastiche sono richieste per ridistribuire i momenti flettenti nella struttura.

(6)

La presente appendice non comprende aperture d'anima in travi composte di acciaio e calcestruzzo.

Termini e definizioni Ai fini della presente appendice, in aggiunta ai termini definiti in 1.4 si applicano le seguenti definizioni:

N.1.2.1

rinforzo circolare: Elementi adiacenti ai bordi dell'apertura circolare dell'anima che mitigano la riduzione della resistenza all'instabilità dell'anima causata dalla presenza dell'apertura.

N.1.2.2

rinforzo longitudinale: Elementi adiacenti ai bordi dell'apertura circolare dell'anima, con un adeguato ancoraggio d'estremità oltre l'estremità dell'apertura, aventi i seguenti scopi:

N.1.2.3

-

aumentare la resistenza a flessione degli elementi a T superiore ed inferiore e della sezione trasversale perforata;

-

mitigare la riduzione della resistenza all'instabilità a taglio provocata dalla presenza dell'apertura.

sezione trasversale perforata: Sezione trasversale di una membratura in corrispondenza della mezzeria di un'apertura dell'anima.

N.1.2.4

irrigidimento ad anello: Flangia intorno al bordo di un'apertura circolare dell'anima, disposta per prevenire l'instabilità dei montanti dell'anima o l'instabilità locale dell'anima.

N.1.2.5

rrigidimento: Elemento disposto per prevenire l'instabilità locale o l'instabilità a taglio dell'anima.

N.1.2.6

elemento a T: La parte rimanente dell'anima al di sopra o al di sotto l'apertura dell'anima, più l'ala superiore ed inferiore rispettivamente, inclusi rinforzi o irrigidimenti a seconda dei casi.

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N.1.2.7

rinforzo trasversale: Elementi che si estendono tra le ali, disposti in adiacenza ai bordi verticali di un'apertura dell'anima per compensare la riduzione locale della resistenza dell'ala compressa dovuta all'instabilità nel piano dell'anima causata dalla presenza dell'apertura d'anima.

N.1.2.8

sezione trasversale non perforata: Sezione trasversale di una membratura lontana da un'apertura dell'anima.

N.1.2.9

apertura dell'anima: Foro formato in un'anima che sia di dimensioni significative rispetto all'altezza dell'anima. Nota

N.1.2.10

Aperture d'anima singole sono realizzate per permettere installazioni semplici dei servizi di un edificio attraverso le anime delle travi. Aperture d'anima multiple possono essere realizzate allo stesso scopo, ma sono anche realizzate per incrementare l'altezza totale di una trave per aumentare la sua resistenza a flessione o la sua rigidezza.

montante dell'anima: La parte dell'anima rimanente tra le aperture d'anima adiacenti, che collegano gli elementi a T superiore e inferiore, inclusi il rinforzo trasversale o circolare (anello) o gli irrigidimenti a seconda dei casi.

N.1.3

Lista dei simboli Nella presente appendice, in aggiunta ai simboli definiti in 1.6, sono usati i seguenti simboli:

N.1.4

Ar

area del rinforzo;

ao

larghezza dell'apertura;

ap

lunghezza aggiuntiva della zona d'influenza di un'apertura;

ar

lunghezza tra l'irrigidimento d'estremità e la prima apertura;

as

lunghezza tra un'apertura ed il più vicino irrigidimento intermedio trasversale;

bo

larghezza minima di un'apertura poligonale;

bo,eff

larghezza minima efficace di un'apertura poligonale;

bw

altezza netta dell'anima (netta tra i raccordi o le saldature dell'anima all'ala);

do

diametro di un'apertura circolare;

dw

altezza totale dell'anima;

eo

eccentricità di un'apertura;

fyr

tensione di snervamento degli elementi di rinforzo;

hc

distanza tra i baricentri degli elementi a T superiore e inferiore;

ho

altezza dell'apertura;

hp

altezza dei piatti di estensione dell'anima;

lv

lunghezza di ancoraggio del rinforzo longitudinale;

Mc,Rd

resistenza a flessione della sezione trasversale non perforata;

Mo,Rd

resistenza a flessione della sezione trasversale perforata;

p

passo delle aperture d'anima;

rc

raggio dell'angolo di un'apertura rettangolare;

ro

raggio di un'apertura circolare;

Vc,Rd

resistenza a taglio della sezione trasversale non perforata;

Vo,Rd

resistenza a taglio della sezione trasversale perforata;

w

larghezza del montante d'anima.

Geometria (1)

La presente appendice include le seguenti forme di apertura come mostrato in figura N.1: a) apertura rettangolare definita dalla sua altezza ho e dalla sua larghezza ao; b) apertura circolare definita dal suo diametro do o dal raggio ro; c) apertura esagonale definita dalla sua altezza ho, dalla sua larghezza ao e dalla sua larghezza minima bo;

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d) apertura circolare estesa definita dalla sua altezza ho e dal suo raggio d'estremità ro; e) apertura ottagonale definita dalla sua altezza ho, dalla sua larghezza ao, dalla sua larghezza minima bo e dall'altezza del piatto di estensione dell'anima hp.

figura

N.1

(2)

La geometria di una sezione trasversale perforata è indicata nella figura N.2.

(3)

I particolari degli elementi a T e dei montanti d'anima sono indicati nella figura N.3.

Geometria delle aperture ao bo bo

Aperture singole

N.2

Aperture multiple

Geometria delle sezioni trasversali perforate

h1 h2

d2

h

ho b w2

bw

h UNI ENV 1993-1-1:2004

h2

d2

b w2

Sezione a I laminata a caldo

dw

tw

ho

tw bw

d1

b w1

h1

b w1

d1

tf

b

tf

b

dw

ho

ao

ao

figura

ho

ho

o

ho

o

d

hp

o

r

r

Sezione a I saldata

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figura

N.3

Elementi a T e montanti d'anima Legenda _______ 1 _ Elemento a T 2 _ Montante d'anima

1

2 1

N.1.5

Modi di collasso (1)

figura

N.4

Per tutte le travi con aperture d'anima, i seguenti modi di collasso aggiuntivi (vedere figura N.4) dovrebbero essere controllati: -

collasso per taglio della sezione trasversale perforata;

-

collasso per flessione della sezione trasversale perforata;

-

meccanismo Vierendeel intorno alle aperture d'anima.

Modi di collasso aggiuntivi nelle travi con aperture d'anima Legenda _______ 1 _ Snervamento a taglio 2 _ Snervamento a compressione 3 _ Snervamento a trazione 4 _ Cerniere plastiche

1

a) Collasso per taglio della sezione trasversale perforata

2 3

b) Collasso per flessione della sezione trasversale perforata 4 4

c) Meccanismo Vierendeel intorno alle aperture d'anima

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(2)

N.1.6

Per travi con aperture d'anima multiple, dovrebbero anche essere controllati i seguenti ulteriori modi di collasso aggiuntivi (vedere figura N.5) dovuti al taglio longitudinale nella trave: -

collasso per snervamento o instabilità dovuti ai momenti nel montante d'anima;

-

collasso per taglio del montante d'anima o della saldatura del montante d'anima.

Irrigidimento e rinforzo delle aperture d'anima

figura

N.5

(1)

I bordi delle aperture d'anima possono essere irrigiditi per evitare l'instabilità locale dell'anima, vedere figura N.6. Gli irrigidimenti dovrebbero soddisfare le proporzioni limite per gli elementi di Classe 1 o Classe 2.

(2)

Gli irrigidimenti longitudinali possono essere disposti da un solo lato o da entrambi i lati.

(3)

In corrispondenza delle aperture circolari, possono essere usati irrigidimenti ad anello passanti attraverso l'anima, vedere figura N.6(b).

(4)

I bordi delle aperture d'anima possono essere rinforzati per aumentare la resistenza della trave. Il rinforzo longitudinale, vedere figura N.6(a), dovrebbe avere un ancoraggio completo d'estremità al di là delle estremità delle aperture. Il rinforzo longitudinale con un ancoraggio completo d'estremità può essere incluso nel calcolo della resistenza della sezione trasversale perforata in corrispondenza di un'apertura.

(5)

Gli irrigidimenti longitudinali possono anche essere inclusi nel calcolo della resistenza della sezione trasversale in corrispondenza di un'apertura, purché essi abbiano un ancoraggio completo d'estremità al di là delle estremità delle aperture.

Ulteriori modi di collasso aggiuntivi nelle travi con aperture d'anima multiple Legenda _______ 1 _ Piatto di riempimento 2 _ Possibile collasso per taglio

1

a) Instabilità del montante d'anima dovuta al taglio longitudinale

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2

b) Collasso per taglio del montante d'anima o della saldatura del montante d'anima

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figura

Irrigidimento o rinforzo delle aperture d'anima

N.6

Legenda _______ 1 _ Rinforzo trasversale A

A-A

A

Da un solo lato

Da entrambi i lati

a) Irrigidimenti o rinforzi longitudinali B

B-B

B

C

C-C

C b) Irrigidimento ad anello

c) Rinforzo circolare 1

d) Rinforzo longitudinale combinato con un rinforzo trasversale

(6)

Un rinforzo longitudinale può essere disposto da un solo lato o da entrambi i lati. Se si usa anche un rinforzo trasversale, sia il rinforzo longitudinale che il rinforzo trasversale dovrebbero preferibilmente essere disposti da un solo lato, come mostrato in figura N.6(d). Se si usa un rinforzo longitudinale disposto da entrambi i lati, esso dovrebbe essere passante in corrispondenza del rinforzo trasversale.

(7)

In corrispondenza delle aperture circolari, un rinforzo circolare può essere usato in alternativa al rinforzo longitudinale. Esso può essere disposto sia da un solo lato o da entrambi i lati, oppure può prendere la forma di un irrigidimento ad anello.

(8)

L'elemento a T compresso, formato dall'ala compressa e dalla porzione adiacente di anima al di sopra o al di sotto di un'apertura (incluso il rinforzo a seconda dei casi), dovrebbe essere verificato come una membratura compressa per l'instabilità nel piano dell'anima se la lunghezza libera d'inflessione l dell'elemento a T supera di tre volte la sua minima altezza totale h1 o h2. La lunghezza libera d'inflessione l dovrebbe essere presa uguale a 0,65 ao per un'apertura rettangolare non rinforzata, 0,75 ao per un'apertura rettangolare rinforzata o 0,5 do per un'apertura circolare.

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(9)

Per evitare l'eventualità dell'instabilità dell'ala compressa nel piano dell'anima, dovrebbe essere disposto un rinforzo trasversale con un'area non minore di 0,1dwtw ad ogni lato dell'apertura a meno che: -

per un'apertura rettangolare:

dw/tw ≤ 0,4 (E / fyf) [1 - 0,5ao/dw] [Aw/Afc]0,5 -

[N.1a]

per un'apertura circolare:

dw/tw ≤ 0,4 (E / fyf) [1 - 0,45do/dw] [Aw/Afc]0,5

[N.1b]

dove:

Nota

A fc

è l'area dell'ala compressa;

Aw

è l'area dell'anima non perforata;

ao

è la larghezza dell'apertura;

do

è il diametro di un'apertura circolare;

dw

è l'altezza totale dell'anima;

tw

è lo spessore dell'anima.

La presente appendice tratta solo le ali di Classe 1 o 2, vedere N.1.7.1(1). Qui è stato utilizzato un coefficiente di 0,4 poiché la rotazione totale della cerniera plastica adiacente alle aperture d'anima è esclusa dai suoi scopi.

N.1.7

Classificazione delle sezioni

N.1.7.1

Sezione trasversale non perforata (1)

La sezione trasversale della trave non perforata lontana dalle aperture d'anima dovrebbe avere le ali di Classe 1 o Classe 2 e un'anima di Classe 1, 2 o 3.

(2)

Le sezioni trasversali non perforate con l'anima di Classe 3 e le ali di Classe 1 o Classe 2 possono essere trattate come sezioni di Classe 2 efficaci con un'anima efficace. La porzione dell'anima in compressione dovrebbe essere sostituita da un elemento di 20 εtw adiacente all'ala compressa, con un altro elemento di 20 ε tw adiacente all'asse neutro plastico della sezione trasversale efficace, vedere figura N.7. Questo è il metodo dato nella ENV 1994-1-1 che si riferisce al 5.3.4(5) della ENV 1993-1-1.

Nota

N.1.7.2

Sezione trasversale perforata (1)

Poichè l'entità delle rotazioni delle cerniere plastiche richieste per lo sviluppo del meccanismo Vierendeel sono piccole, si può considerare sufficiente che le anime non irrigidite degli elementi a T al di sopra e al di sotto delle aperture d'anima siano di Classe 1, 2 o 3.

(2)

Le anime degli elementi a T irrigiditi dovrebbero essere di Classe 1, 2 o 3 anche dopo l'irrigidimento. Il rinforzo o gli irrigidimenti che fanno parte della sezione trasversale di un elemento a T irrigidito dovrebbero essere di Classe 1 o 2.

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figura

N.7

Anima di Classe 2 efficace Legenda _______ 1 Trascurata _ 2 Asse neutro plastico _ +fy

Compressione +

1 2

+fy

Compressione +

1 2

+

+

-

-

-fy

Trazione

Trazione

(3)

Trazione Compressione

-fy Trazione

Compressione

Le porzioni dell'anima che formano i gambi degli elementi a T non irrigiditi al di sopra e al di sotto delle aperture d'anima non irrigidite possono essere classificate tenendo conto del vincolo delle porzioni adiacenti dell'anima, come segue: -

per la Classe 2: 10ε t w lo ≤ 32 ε tw o b wc ≤ ------------------------------------32ε t w 2 1 –  ---------------  lo 

-

[N.2a]

per la Classe 3: 14ε t w lo ≤ 36 ε tw o b wc ≤ ------------------------------------36ε t w 2 1 –  ---------------  lo 

[N.2b]

dove:

bwc

è il gambo dell'elemento a T sporgente bw1 o bw2 indicato nella figura N.2;

lo

è la lunghezza definita nella figura N.8.

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N.8

Porzione dell'anima che forma il gambo dell'elemento a T non irrigidito

b wc

figura

o

r

bo

ao

o

=

ao + bo 2

o

= 1,4 r o

b wc

o

b o,eff

o

=

bo

bo

ao

ao

ao + bo 2

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o

=

a o + b o,eff 2

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N.2

Travi con aperture d'anima singole

N.2.1

Resistenza delle travi senza irrigidimenti d'anima intermedi

N.2.1.1

Generalità (1)

Le travi con aperture d'anima dovrebbero anche soddisfare le prescrizioni della sezione 5.

(2)

Tutte le anime con d w/t w> 69 ε dovrebbero essere provviste di irrigidimenti d'anima trasversali agli appoggi.

(3)

Le dimensioni di un'apertura d'anima singola, vedere figura N.9, dovrebbero soddisfare i seguenti limiti:

h o ≤ 0,75 d w per un'apertura poligonale o 0,80 d w per un'apertura circolare d 1 ≥ 0,10 d w d 2 ≥ 0,10 d w ao ≤3ho r c ≥ 2 t w ma r c ≥ 15 mm (4)

L'eccentricità eo di un'apertura, vedere figura N.9, non dovrebbe eccedere 0,125 d w verso l'ala compressa.

(5)

La larghezza netta minima w dell'anima che forma un montante d'anima efficace tra due aperture adiacenti dovrebbe soddisfare quanto segue: -

per aperture rettangolari:

w ≥ a o V Sd ⁄ ( V c,Rd – V Sd ) -

ma w ≥ h o

[N.3a]

ma w ≥ 1,5 d o

[N.3b]

per aperture circolari:

w ≥ d o V Sd ⁄ ( V c,Rd – V Sd )

in cui la resistenza a taglio Vc,Rd dell'anima non perforata è la minore tra la resistenza a taglio plastica Vpl,Rd secondo 5.4.6 o la resistenza d'instabilità a taglio Vba,Rd secondo 5.6.3.

(7)

Affinchè un irrigidimento d'estremità sia pienamente efficace, la lunghezza a r tra l'irrigidimento e la prima apertura d'anima, vedere figura N.9, dovrebbe essere almeno 0,5 dw.

Posizione e dimensioni di un'apertura

eo

d1

ao = ho= do

dw

ho

rc

d2

N.9

Se le aperture differiscono in dimensioni, il valore più grande di ao e il valore più grande di ho dovrebbero essere usati per le aperture rettangolari o il valore più grande di do per le aperture circolari.

eo

figura

(6)

ar

(8)

ao

ar

ao

Se un'apertura è vicina ad un appoggio d'estremità, dovrebbe essere controllata la resistenza al taglio longitudinale nella trave del montante d'anima tra l'apertura e l'estremità della trave. Lo sforzo di taglio a cui deve resistere il montante d'anima dovrebbe essere basato sugli sforzi assiali presenti nelle parti negli elementi a T superiore ed inferiore in corrispondenza della mezzeria dell'apertura. La resistenza

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a taglio dovrebbe essere basata sulla lunghezza minima dall'estremità della trave al più vicino bordo dell'apertura, oppure se del caso, la lunghezza fino all'estremità più vicina del rinforzo longitudinale.

N.2.1.2

Resistenza alle forze trasversali (1)

La resistenza di una trave senza irrigidimenti trasversali intermedi alle forze trasversali applicate attraverso una flangia può essere ottenuta usando 5.7, purché la forza non sia applicata all'anima non irrigidita nella lunghezza az della zona d'influenza di un'apertura d'anima.

(2)

La lunghezza totale az della zona d'influenza di un'apertura, vedere figura N.10, dovrebbe essere presa uguale a:

az = ao + 2 ap (3)

[N.4]

La lunghezza aggiuntiva ap della zona d'influenza dovrebbe essere ottenuta come segue: -

-

se dw/tw ≤ 90 ε: -

per un'apertura rettangolare:

ap = ho

[N.5a]

-

per un'apertura circolare:

ap = 0,9 do

[N.5b]

se dw/tw > 90 ε : -

per un'apertura rettangolare:

d w ⁄ t w - h a p =  --------------90 ε  o -

ma a p ≤ d w

per un'apertura circolare:

d w ⁄ t w - d a p =  --------------100 ε  o

figura

N.10

[N.5c]

ma a p ≤ d w

[N.5d]

(4)

Gli irrigidimenti d'anima trasversali dovrebbero essere previsti dove le reazioni d'appoggio o altre significative forze trasversali concentrate sono applicate nella lunghezza totale az della zona d'influenza di un'apertura d'anima.

(5)

La larghezza dell'anima compresa nell'area efficace di un irrigidimento d'anima trasversale, vedere 5.7.6(1), non dovrebbe superare la distanza as dall'apertura più vicina, vedere figura N.10.

(6)

Se altre forze trasversali sono applicate nella zona d'influenza, l'elemento a T dovrebbe essere analizzato come trave incastrata agli estremi di luce uguale alla lunghezza az della zona d'influenza, oppure alla distanza tra gli irrigidimenti trasversali se questa è minore.

Zona d'influenza di un'apertura ao = ho= do

ap

ao

ap

as

ao

as

az

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N.2.1.3

Resistenza a taglio (1)

La riduzione della resistenza a taglio dovuta ad una singola apertura d'anima può essere trascurata nelle sezioni trasversali poste più lontano dall'apertura rispetto alla lunghezza aggiuntiva ap della sua zona d'influenza, vedere N.2.1.2(5), oppure oltre la distanza as dal successivo irrigidimento trasversale, se questa è minore.

(2)

La resistenza a taglio di una sezione trasversale perforata può eventualmente essere aumentata rinforzando l'apertura, vedere N.2.1.5.

(3)

La resistenza a taglio Vo,Rd di una sezione trasversale perforata può essere determinata usando:

V o,Rd = V o,pl,Rd (4)

ma V o,Rd ≥ V o,ba,Rd

[N.6]

La resistenza a taglio plastica Vo,pl,Rd può essere ottenuta come segue: -

per aperture rettangolari:  h o t w f y η - ------------V o,pl,Rd =  V pl,Rd – ---------------γ M0 3 1 + η 

[N.7a]

con: 2 2

2

(d w – ho) + 4eo η = 0,75 -----------------------------------------ao ( d w – h o ) -

[N.7b]

per aperture circolari:  0,9 d o t w f y η V o,pl,Rd =  V pl,Rd – ------------------------- ------------γ M0 3  1 + η 

[N.7c]

con: 2

2 2

( d w – 0,9 d o ) + 4 e o η = 3,7 --------------------------------------------------d o ( d w – 0,9 d o )

[N.7d]

in cui Vpl,Rd è la resistenza a taglio plastica di una sezione trasversale non perforata, vedere 5.4.6. (5)

La resistenza all'instabilità a taglio Vo,ba,Rd può essere ottenuta come segue: -

per aperture rettangolari:

V o,ba,Rd = V ba,Rd ( 1 – h o ⁄ d w + 0,3 a o ⁄ d w ) -

[N.8a]

per aperture circolari:

V o,ba,Rd = V ba,Rd ( 1 – d o ⁄ d w )

[N.8b]

in cui Vba,Rd è la resistenza all'instabilità a taglio di una sezione trasversale non perforata, vedere 5.6.3.

N.2.1.4

Resistenza a flessione (1)

La riduzione della resistenza a flessione dovuta ad una singola apertura d'anima individuale può essere trascurata nelle sezioni trasversali poste più lontano dall'apertura rispetto alla lunghezza aggiuntiva ap della sua zona d'influenza, vedere N.2.1.2(5).

(2)

La resistenza a flessione di una sezione trasversale perforata può eventualmente essere aumentata rinforzando l'apertura, vedere N.2.1.5.

(3)

La resistenza a flessione Mo,Rd di una trave nella mezzeria di un'apertura d'anima, tenendo conto degli effetti dello sforzo di taglio VSd in questa sezione, può essere determinata usando il seguente metodo approssimato: a) Per aperture rettangolari: -

per sezioni trasversali di Classe 1 e 2:

M o,Rd = M pl,Rd ( 1 – 0,25 t w h o ( h o + 4 e o ) ⁄ W pl – µ 1 V Sd ⁄ V o,Rd )

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[N.9a]

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-

per sezioni trasversali di Classe 3: 3  V Sd  t w(ho + 2eo) M o,Rd = M el,Rd  1 – ---------------------------------- – µ 1 ------------- µ 2 V o,Rd 12 I y 

[N.9b]

con: 2

µ 1 = 0,25 t w d w [ 1 + 3 ( 0,7 – h o ⁄ d w ) a o ⁄ d w ] ⁄ W pl

[N.9c]

µ 2 = 1,125 – 0,001 a o ⁄ t w

per a o ⁄ ( t w > 125 ε )

[N.9d]

µ2 = 1

per a o ⁄ t w ≤ 125 ε

[N.9e]

b) Per aperture circolari: -

-

per sezioni trasversali di Classe 1 e 2:

M o,Rd = M pl,Rd ( 1 – 0,225 t w d o ( 0,9 d o + 4 e o ) ⁄ W pl – µ 1 V Sd ⁄ V o,Rd )

[N.10a]

ma M o,Rd ≤ M pl,Rd ( 1 – 0,25 t w d o ( d o + 4 e o ) ⁄ W pl )

[N.10b]

per sezioni trasversali di Classe 3: 3  V Sd  t w ( 0,9 d o + 2 e o ) M o,Rd = M el,Rd  1 – ------------------------------------------- – µ 1 ------------- µ 2 V 12 I o,Rd y 

[N.10c]

3

 t w(d o + 2eo)  ma M o,Rd ≤ M el,Rd  1 – ---------------------------------- 12 I y  

[N.10d]

con: 2

µ 1 = 0,25 t w d w [ 1 + 1,35 ( 0,7 – 0,9 d o ⁄ d w ) a o ⁄ d w ] ⁄ W pl

[N.10e]

dove:

Iy

è il momento d'inerzia della sezione trasversale non perforata;

Mel,Rd è la resistenza a flessione elastica della sezione trasversale non perforata, secondo 5.4.5.1(2); Mpl,Rd è la resistenza a flessione plastica della sezione trasversale non perforata, secondo 5.4.5.1(1);

N.2.1.5

Vo,Rd

è la resistenza a taglio della sezione trasversale perforata, secondo N.2.1.3;

Wpl

è il modulo plastico della sezione trasversale non perforata.

Aperture d'anima rinforzate (1)

(2)

Questo metodo può essere usato per aperture d'anima rinforzate dove siano soddisfatte le seguenti condizioni: -

il rinforzo è posto in adiacenza dell'apertura, lasciando lo spazio appena sufficiente per le saldature;

-

il rinforzo ha la stessa area A r al di sopra e al di sotto dell'apertura;

-

l'area A r del rinforzo non eccede l'area A f dell'ala;

-

il rinforzo è di Classe 1 o di Classe 2;

-

le ali sono di Classe 1 o di Classe 2;

-

dopo l'irrigidimento, le anime degli elementi a T irrigiditi sono di Classe 1 o di Classe 2.

La resistenza a taglio Vo,Rd di un'apertura rettangolare rinforzata dovrebbe essere presa pari alla minore tra la resistenza all'instabilità a taglio Vo,ba,Rd fornita dall'espressione [N.8a] in N.2.1.3(5) e la resistenza al taglio plastica Vo,pl,Rd data da:

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 h o t w f y V o,pl,Rd =  V pl,Rd – ---------------- µ 3 γ M0 3 

[N.11a]

con:

µ3 = 2 3 Ar ⁄ ( h o t w ) (3)

ma µ 3 ≤ 1,0

[N.11b]

La resistenza a taglio Vo,Rd dell'apertura circolare rinforzata dovrebbe essere presa pari alla minore tra la resistenza all'instabilità a taglio Vo,ba,Rd fornita dall'espressione [N.8b] in N.2.1.3(5) e la resistenza al taglio plastica Vo,pl,Rd data da:  d o t w f y V o,pl,Rd =  V pl,Rd – ---------------- µ 3 γ M0 3  

[N.11c]

con:

µ 3 = 7,7 A r ⁄ ( d o t w ) (4)

ma µ 3 ≤ 1,0

[N.11d]

La resistenza a flessione Mo,Rd nella mezzeria dell'apertura rettangolare o circolare rinforzata, tenendo conto degli effetti dello sforzo di taglio VSd in questa sezione, dovrebbe essere determinata da:

M o,Rd = M 1,Rd – ( V Sd ⁄ V o,Rd ) ( M 1,Rd – M 2,Rd )

[N.12a]

con:

M 2,Rd = ( A f – A r ) d w f y ⁄ γ M0 (5)

[N.12b]

Il valore della resistenza M1,Rd per taglio nullo dovrebbe essere ottenuto come segue: -

se Ar ≤ tw eo: 0,25 t w ( h o – 2 A r ⁄ t w ) ( h o – 2 A r ⁄ t w + 4 e o ) M 1,Rd = M pl,Rd  1 – ------------------------------------------------------------------------------------------------------- W pl

-

se Ar > tw eo: 2 2  t w ( 0,25 h o + h o e o – e o ) – A r h o M 1,Rd = M pl,Rd  1 – ---------------------------------------------------------------------------- W pl  

(6)

[N.13b]

Le saldature longitudinali che collegano il rinforzo all'anima oltre ogni estremità dell'apertura dovrebbero consistere in saldature a cordoni d'angolo su entrambi i lati. Queste saldature dovrebbero essere progettate per trasmettere gli sforzi assiali di progetto Fr,Sd nel rinforzo all'anima della sezione trasversale non perforata. Il valore di Fr,Sd può essere determinato dalla resistenza a flessione di progetto dell'elemento a T rinforzato, o in alternativa per semplicità può essere preso uguale alla resistenza dell'irrigidimento Fr,Rd data da:

F r,Rd = A r f yr ⁄ γ M0 (7)

[N.13a]

[N.14]

La lunghezza d'ancoraggio lv del rinforzo oltre ogni estremità dell'apertura dovrebbe soddisfare i seguenti criteri, vedere figura N.11: a) un quarto della larghezza dell'apertura: l v ≥ 0,25 a o

[N.15a]

b) la resistenza a taglio delle saldature a cordoni d'angolo:

F r,Sd l v ≥ ---------------------2 naf vw,d

[N.15b]

c) la resistenza a taglio del rinforzo:

F r,Sd l v ≥ --------------------------------------nt r f yr ⁄ ( γ M0 3 )

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[N.15c]

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d) la resistenza a taglio dell'anima:

F r,Sd l v ≥ --------------------------------------------2 nt w f yr ⁄ ( γ M0 3 )

[N.15d]

dove:

figura

N.11

a

è l'altezza di gola della saldatura a cordone d'angolo;

fvw,d

è la resistenza a taglio di progetto di una saldatura a cordone d'angolo, vedere 6.6.5.3;

n

è pari a 1 per un rinforzo da un solo lato oppure a 2 per un rinforzo da entrambi i lati.

(8)

Le saldature a cordone d'angolo da un solo lato possono essere usate nella lunghezza dell'apertura d'anima, ma la stessa altezza di gola dovrebbe essere usata per tutte le saldature che collegano il rinforzo all'anima.

(9)

Gli irrigidimenti longitudinali che non soddisfano i criteri per la lunghezza d'ancoraggio lv del rinforzo non dovrebbero essere inclusi quando si determina la resistenza, ma il loro effetto irrigidente sull'anima può essere considerato nella classificazione della sezione, purché gli irrigidimenti stessi abbiano sezioni trasversali di Classe 1 o 2.

Criteri per l'ancoraggio del rinforzo b)

c) d) d)

ao

v

a)

Rinforzo da un solo lato

N.2.2

Resistenza delle travi con irrigidimenti d'anima trasversali intermedi

N.2.2.1

Generalità

Rinforzo da entrambi i lati

(1)

Le travi con aperture d'anima dovrebbero anche soddisfare le prescrizioni della sezione 5.

(2)

La snellezza dell'anima dw/tw non dovrebbe eccedere 390 ε.

(3)

Un'apertura in un pannello di un'anima irrigidita trasversalmente dovrebbe avere una distanza libera di almeno 0,1 dw dalle ali superiore ed inferiore. Essa dovrebbe anche avere una distanza libera di almeno 0,1dw dagli irrigidimenti trasversali dove questi sono necessari per ancorare il campo di tensioni (vedere 5.6.4) in un pannello adiacente, vedere la figura N.12.

(4)

La spaziatura tra gli irrigidimenti a dovrebbe soddisfare 1,0 dw ≤ a ≤ 3,0 dw.

(5)

Nella determinazione della resistenza a taglio del pannello d'anima, la larghezza del campo di tensione dovrebbe essere ridotta da una dimensione D uguale al diametro do di un'apertura circolare. Un'apertura rettangolare può essere trattata come un'apertura circolare, vedere la figura N.13, con un diametro equivalente D dato da:

D =

2

2

a o + h o sin ( φ + θ o )

[N.16a]

con: θ o = arc tan ( h o ⁄ a o ) (6)

[N.16b]

La dimensione dell'apertura dovrebbe essere tale che:

D ≤ d w cosφ – a sinφ

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[N.17]

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Zona dove un'apertura è permessa

Campo di tensione nel pannello adiacente

Zona dove un'apertura è permessa

0,1 d w

a

N.13

Diametro equivalente di un'apertura rettangolare

D

figura

Campo di tensione nel pannello adiacente

dw

0,1 d w

0,1 d w

N.12

0,1 d w

figura

N.2.2.2

Resistenza alle forze trasversali (1)

La resistenza di una trave con irrigidimenti trasversali intermedi alle forze trasversali applicate attraverso una flangia può essere ottenuta usando 5.7, purché la forza non sia applicata ad un pannello con un'apertura d'anima.

(2)

Gli irrigidimenti d'anima trasversali dovrebbero essere previsti dove sono applicate le reazioni d'appoggio o altre significative forze trasversali concentrate.

(3)

La larghezza dell'anima compresa nell'area efficace di un irrigidimento d'anima trasversale, vedere 5.7.6(1), non dovrebbe superare la larghezza disponibile, libera da aperture d'anima.

(4)

Se altre forze trasversali sono applicate ad un pannello con un'apertura d'anima, l'elemento a T dovrebbe essere analizzato come una trave incastrata agli estremi di luce compresa tra gli irrigidimenti d'anima trasversali.

N.2.2.3

Resistenza al taglio

N.2.2.3.1

Generalità (1)

In un'anima irrigidita trasversalmente, la resistenza a taglio Vo,Rd di un pannello d'anima con un'apertura dovrebbe essere determinata usando:

V o,Rd = V o,bb,Rd

N.2.2.3.2

ma V o,Rd ≤ V o,pl,Rd

[N.18]

(2)

La resistenza a taglio plastica Vo,pl,Rd dovrebbe essere ottenuta da N.2.1.3(4).

(3)

La resistenza all'instabilità a taglio Vo,bb,Rd dovrebbe essere determinata da N.2.2.3.2 a N.2.2.3.4.

Pannello d'anima con un'apertura centrale (1)

Gli effetti di un'apertura centrale sul campo di tensione e sulla resistenza all'instabilità critica di un pannello d'anima dovrebbero essere considerati determinando la resistenza all'instabilità a taglio Vo,bb,Rd usando:

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V o,bb,Rd = [ ( d w – D ) t w τ bb + 0,9 ( g – D ) t w σ bb sinφ ] ⁄ γ M1

[N.19]

dove:

g

è la larghezza del campo di tensione data in 5.6.4.1(3);

σbb è la resistenza del campo di tensione data in 5.6.4.1(1); τbb

è la resistenza all'instabilità a taglio iniziale data in 5.6.4.1(2).

(2)

Il valore di τbb e σbb dovrebbe essere determinato dalla resistenza all'instabilità a taglio critica Vcr del pannello perforato. Questo può essere conservativamente assunto come dato da (dw-D) tw τcr in cui τcr è come dato in 5.6.3(3). Alternativamente può essere usata una stima più precisa di Vcr.

(3)

L'inclinazione φ del campo di tensione può anche essere ottenuta mediante un'iterazione al fine di determinare il valore per il quale la resistenza a taglio Vo,bb,Rd raggiunge un massimo, o approssimativamente assumendo: φ = 0,67 ( 1 – D ⁄ d w )θ

[N.20a]

con: θ = arc tan ( d w ⁄ a )

N.2.2.3.3

[N.20b]

Pannello d'anima con un'apertura eccentrica (1)

(2)

L'accresciuta resistenza all'instabilità a taglio Vo,bb,Rd di un pannello d'anima con un'apertura eccentrica, confronto a un pannello simile con un'apertura centrale, può essere considerata se il pannello d'anima soddisfa i criteri seguenti: -

la spaziatura tra gli irrigidimenti a soddisfa 1,0 dw ≤ a ≤ 1,25 dw;

-

la dimensione D non eccede 0.3dw.

Dove i criteri dati in (1) siano soddisfatti, l'eccentricità dell'apertura relativa alla diagonale tesa può essere considerata usando:

V o,bb,Rd = V oc,Rd + ( r e ⁄ r e,max ) ( 0,9 V bb,Rd – V oc,Rd )

ma V o,bb,Rd ≥ V oc,Rd

[N.21]

dove:

re

è la distanza tra il centro dell'apertura e il centro del pannello, misurata parallelamente alla diagonale compressa del pannello, vedere figura N.14;

re,max

è il valore di re per un'apertura simile (teorica) posta nell'angolo estremo del pannello, senza riguardo a N.2.2.1(3), vedere figura N.14;

Vbb,Rd è la resistenza all'instabilità a taglio del campo di tensione del pannello d'anima non perforato, vedere 5.6.4.1(1); Voc,Rd è il valore di Vo,bb,Rd per un pannello simile con un'apertura centrale, vedere N.2.2.3.2(1). (3)

Per tutti gli altri casi, la resistenza all'instabilità a taglio per un pannello d'anima con un'apertura centrale può conservativamente essere usato per un pannello d'anima con un'apertura eccentrica.

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figura

N.14

Apertura d'anima eccentrica Legenda _______ 1 Diagonale tesa _

1

1

r e,m

ax

re

N.2.2.3.4

Pannello d'anima con un'apertura rinforzata (1)

In alternativa a N.2.2.3.2 e N.2.2.3.3 un pannello d'anima può essere rinforzato per compensare gli effetti di un'apertura d'anima sul campo di tensione e sulla resistenza all'instabilità critica del pannello d'anima.

(2)

Purché il rinforzo soddisfi i criteri pertinenti dati da (3) a (8), la resistenza all'instabilità a taglio Vo,bb,Rd della membratura può essere presa uguale alla resistenza all'instabilità a taglio del campo di tensione Vbb,Rd della sezione trasversale non perforata, ottenuta da 5.6.4.1(1). La resistenza a taglio plastica della sezione trasversale non perforata non è incrementata, vedere N.2.2.3.1.

Nota

(3)

Il rinforzo longitudinale o circolare dovrebbe essere progettato per compensare l'effetto dell'apertura sul campo di tensione come indicato in figura N.15. La resistenza a flessione plastica Mpl,r,Rk del rinforzo dovrebbe soddisfare il criterio:

M pl,r,Rk ≥ M r,Sk

[N.22a]

in cui il momento interno Mr,Sk nel rinforzo è dato come segue: -

per un'apertura rettangolare: 2

M r,Sk = ( h o cosφ + a o sinφ ) t w σ bb ⁄ 16 -

[N.22b]

per un'apertura circolare: 2

M r,Sk = d o t w σ bb ⁄ 16

[N.22c]

dove:

(4)

σbb

è la resistenza del campo di tensione di una sezione trasversale non perforata, vedere 5.6.4.1(1);

φ

è la pendenza del campo di tensione per una sezione trasversale non perforata, vedere 5.6.4.2.

La resistenza a flessione plastica Mpl,r,Rk del rinforzo dovrebbe essere ottenuta da: 2

M pl,Rk = 0,25 b r d r f yr

[N.23]

dove:

br è la larghezza totale del rinforzo, incluso, se è il caso, lo spessore dell'anima tra due piatti di rinforzo, vedere figura N.16; dr è l'altezza del rinforzo, vedere figura N.16.

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figura

N.15

Progetto del rinforzo Legenda _______ 1 Posizione della cerniera plastica _ A

A-A

A

1

B B-B

B

Dimensioni del rinforzo

dr

N.16

dr

figura

br

(5)

br

Per compensare l'effetto dell'apertura sulla resistenza all'instabilità critica, le dimensioni del rinforzo, vedere figura N.16, dovrebbero anche soddisfare i seguenti criteri: -

per un'apertura rettangolare:

d b 2 d wa ------r-  -----r ----------- ≥ 2,76 d w  t w h o a o -

[N.24a]

per un'apertura circolare:  6d r br 2 1,5 d o  do  1 – -------------------------- 1 + ---------  ----- -------------------------- ≥ 1,0 dw tw 2 2 2 2  a + dw  a + dw

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[N.24b]

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(6)

Per le aperture rettangolari, il rinforzo dovrebbe essere propriamente ancorato oltre le estremità delle aperture. Oltre ai quattro criteri dati in N.2.1.4(7), la lunghezza d'ancoraggio lv del rinforzo dovrebbe anche soddisfare il criterio: 2

2

l v ≥ 0,5 ( a o + h o – a o )

[N.25]

(7)

Per le aperture rettangolari, le saldature dovrebbero essere progettate per resistere ad uno sforzo assiale Fr,Sd nel rinforzo uguale alla resistenza assiale di progetto del rinforzo Fr,Rd.

(8)

Per le aperture circolari, la resistenza di progetto per unità di lunghezza Fw,Rd, vedere 6.6.5.3(3), delle saldature che collegano il rinforzo all'anima dovrebbe soddisfare il criterio:

F w,Rd ≥ t w σ bb

[N.26]

dove:

N.2.2.4

σbb

è la resistenza del campo di tensione della sezione trasversale non perforata, come dato in 5.6.4.1(1);

tw

è lo spessore dell'anima.

Resistenza a flessione (1)

In una trave con irrigidimenti d'anima trasversali intermedi, la resistenza a flessione Mo,Rd nella mezzeria di un'apertura d'anima considerando gli effetti di uno sforzo di taglio VSd in questa sezione, può essere determinata da:

M o,Rd = M f,Rd + ( M o,pl,Rd – M f,Rd ) ( 1 – V Sd ⁄ V o,Rd )

[N.27]

dove:

Mf,Rd

è la resistenza a flessione plastica della sezione trasversale composta soltanto dalle ali;

Mo,pl,Rd è la resistenza a flessione plastica della sezione trasversale perforata;

N.2.3

Vo,Rd

è la resistenza a taglio della sezione trasversale perforata;

VSd

è lo sforzo di taglio di progetto.

Inflessione (1)

L'inflessione verticale di una trave con un'apertura d'anima singola dovrebbe essere determinata dalla deformazione complessiva a taglio e flessione della trave non perforata, più la deformazione aggiuntiva della trave perforata dovuta alla presenza dell'apertura.

(2)

La deformazione aggiuntiva della trave perforata dovrebbe essere determinata tenendo in conto:

(3)

-

l'effetto della flessione globale sulla deformazione complessiva della sezione trasversale perforata;

-

l'effetto della deformazione a flessione localizzata degli elementi a T superiore e inferiore;

-

l'effetto della deformazione a taglio degli elementi a T superiore e inferiore.

Le deformazioni dovute alla presenza dell'apertura d'anima dovrebbero essere analizzate tenendo conto della compatibilità di pendenza ai bordi dell'apertura.

N.3

Travi con aperture d'anima multiple

N.3.1

Generalità (1)

Le travi con le aperture d'anima dovrebbero anche soddisfare le prescrizioni della sezione 5.

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(3)

La geometria delle travi con aperture d'anima circolari multiple o poligonali multiple dovrebbe essere come date nelle figure N.17 e N.18 rispettivamente.

Aperture d'anima poligonali multiple p = 2 (w + s) w

s

w

c

h

c

s

p = 2 (w + s) ao = w + 2s

hn = 2 (h - c)

c

w

c

bo = w

ao = w + 2s

w

hm = 2 (h - c) + hp

ho

c

bo = w

c

N.17

Nelle travi con aperture d'anima multiple, le aperture d'anima dovrebbero essere distanziate regolarmente lungo la lunghezza della trave e poste simmetricamente entro l'altezza della sezione trasversale.

hp

figura

(2)

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figura

N.18

Aperture d'anima circolari multiple p = w + 2ro

h

f

c

w

c

f

o

r

p = w + 2ro

c

o

r

hn = 2 (ro + c)

ao = 2ro

c

w

p = w + 2ro ao

hm = 2 (ro + c) + hp

c

hp

c

w

f = ro -

(4)

r o 2 - ( w /2) 2

c = ( h - r o - f )/2

Le dimensioni delle aperture d'anima multiple, vedere figura N.19, dovrebbero soddisfare i seguenti limiti:

ho ≤ 0,75 dw per un'apertura poligonale o 0,80 dw per un'apertura circolare d1 ≥ 0,10 dw d2 = d1 ao ≤ ho bo = w 0,25ao≤ w ≤ 0,50 ao (5)

Le aperture d'anima particolari possono essere irrigidite o rinforzate, vedere N.1.6.

(6)

Le aperture d'anima possono essere omesse, o anche riempite o parzialmente riempite saldandovi un piatto di spessore pari almeno a quello dell'anima, se necessario agli appoggi o altri punti dove sono applicate delle forze concentrate.

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(7)

Dimensioni delle aperture d'anima multiple d1

w

d1

bo

ao

ho dw

w

N.3.2

d1

ao

d1

N.19

ho dw

figura

Le aperture d'anima dovrebbero anche essere riempite o omesse dove sono previsti degli irrigidimenti trasversali, cosicché non ci sia alcuna apertura dove sia posizionato l'irrigidimento trasversale.

Metodi di analisi (1)

Una trave con aperture d'anima multiple dovrebbe essere analizzata come una trave Vierendeel equivalente, come indicato in figura N.20(a). I momenti nei montanti d'anima e negli elementi a T superiore ed inferiore dovuti allo sforzo di taglio nella trave dovrebbero essere determinati, così come gli sforzi assiali negli elementi a T superiore ed inferiore dovuti al momento flettente nella trave.

(2)

L'analisi può essere eventualmente semplificata assumendo punti di flesso nella mezzeria di ogni apertura e nella mezzeria di ogni montante d'anima, vedere figura N.20b).

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figura

N.20

Modelli di analisi Vierendeel A

hc

A-A

p

A

B

hc

B-B

B

L

hc

p

a) Trave Vierendeel equivalente

hc

p

b) Modello semplificato

N.3.3

Resistenza

N.3.3.1

Modi di collasso (1)

Per una trave con aperture d'anima multiple, i seguenti modi di collasso (vedere N.1.5) dovrebbero essere controllati: a) collasso degli elementi a T superiore e inferiore in corrispondenza di un'apertura, vedere N.3.3.2, dovuto alle combinazioni di: -

lo sforzo di taglio VSd della trave,

-

i momenti Vierendeel Mv,Sd dovuti al taglio VSd nella trave,

-

gli sforzi assiali NM,Sd dovuti al momento MSd nella trave;

b) collasso di un montante d'anima, vedere N.3.3.3, dovuto alle combinazioni di: -

i momenti Vierendeel Mv,Sd dovuti al taglio VSd nella trave,

-

il taglio Vierendeel Vv,Sd dovuto al taglio nella trave VSd,

-

gli sforzi assiali NF,Sd dovuti alle forze esterne FSd;

c) collasso della trave dovuto all'instabilità lateral-torsionale, vedere N.3.3.4; d) collasso locale dovuto alle forze trasversali, vedere N.3.3.5.

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N.3.3.2

Aperture d'anima

N.3.3.2.1

Generalità (1)

La resistenza di una trave con aperture d'anima multiple dovrebbe essere controllata usando i valori del momento MSd e del taglio VSd interni coesistenti nella trave nella mezzeria di ogni apertura d'anima.

(2)

Gli sforzi assiali NM,Sd negli elementi a T dovuti al momento MSd nella trave possono essere ottenuti da:

N M,Sd = M Sd ⁄ h c

[N.28]

dove:

hc è la distanza tra il baricentro degli elementi a T nella mezzeria dell'apertura d'anima.

N.3.3.2.2

Aperture poligonali (1)

Per ogni apertura d'anima poligonale, il momento Vierendeel totale ΣMV,Sd dovrebbe soddisfare il criterio:

∑ M V,Sd ≤ ∑ M V,Rd

[N.29a]

con:

∑ M V,Sd

= L T V Sd

[N.29b]

dove: ΣMV,Rd è la resistenza totale ai momenti Vierendeel nell'apertura. (2)

La luce efficace LT degli elementi a T nell'apertura dovrebbe essere presa uguale alla larghezza minima bo dell'apertura, vedere figura N.19.

(3)

La resistenza totale ai momenti Vierendeel ΣMV,Rd nell'apertura dovrebbe essere ottenuta da:

∑ M V,Rd

= M 1c,Rd + M 1t,Rd + M 2c,Rd + M 2t,Rd

[N.30]

dove:

(4)

M1c,Rd

è la resistenza a flessione dell'elemento a T superiore con l'estremità dell'anima in compressione;

M1t,Rd

è la resistenza a flessione dell'elemento a T superiore con l'estremità dell'anima in tensione;

M2c,Rd

è la resistenza a flessione dell'elemento a T inferiore con l'estremità dell'anima in compressione;

M2t,Rd

è la resistenza a flessione dell'elemento a T inferiore con l'estremità dell'anima in tensione;

I quattro valori della resistenza a flessione per gli elementi a T dovrebbero essere determinati considerando: -

lo sforzo assiale NM,Sd coesistente dovuto al momento MSd nella trave;

-

lo sforzo di taglio VT,Sd coesistente dovuto al taglio VSd nella trave.

(5)

Il rinforzo longitudinale può essere incluso nelle sezioni trasversali degli elementi a T superiore ed inferiore, purché esso sia completamente ancorato oltre le estremità dell'apertura, vedere N.1.6.

(6)

La resistenza a taglio VT,Rd dell'elemento a T dovrebbe essere ottenuta usando 5.4.6.

(7)

A meno che lo sforzo di taglio VT,Sd non ecceda 0,5 VT,Rd non è necessario fare alcuna riduzione della resistenza a flessione dell'elemento a T per il taglio coesistente. In questo caso la resistenza a flessione dell'elemento a T MN,Rd che tenga conto dello sforzo assiale coesistente dovrebbe essere ottenuta usando 5.4.8.

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(8)

Se VT,Sd eccede 0,5 VT,Rd la resistenza a flessione dell'elemento a T MNV,Rd che tenga conto delle combinazione dello sforzo assiale e dello sforzo di taglio coesistenti può essere ottenuta usando 5.4.9.

(9)

In alternativa a (8), come semplificazione la resistenza a flessione dell'elemento a T MNV,Rd che tenga conto delle combinazione dello sforzo assiale e dello sforzo di taglio coesistenti può essere determinata usando le seguenti approssimazioni: -

per un elemento a T senza rinforzo aggiuntivo: 2

M NV,Rd = M V,Rd ( 1 – ( N Sd ⁄ N Rd ) ) -

[N.31a]

per un elemento a T con rinforzo aggiuntivo:

M NV,Rd = M V,Rd ( 1 – ( N Sd ⁄ N Rd ) )

[N.31b]

dove:

MV,Rd

N.3.3.2.3

è la resistenza a flessione dell'elemento a T che tiene conto del taglio, vedere 5.4.6.

Aperture circolari

figura

(1)

La resistenza totale di una trave con aperture d'anima circolari multiple dovrebbe essere controllata nella mezzeria delle aperture, vedere la sezione a-a in figura N.21. Un rinforzo longitudinale può essere incluso nelle sezioni trasversali degli elementi a T, purché esso sia completamente ancorato oltre le estremità dell'apertura, vedere N.1.6, ma un rinforzo circolare intorno all'apertura non dovrebbe essere incluso in questo controllo. Le resistenze degli elementi a T superiore ed inferiore devono essere determinate come riportato in dettaglio per le aperture poligonali da (6) a (9) di N.3.3.2.2.

(2)

Inoltre, gli effetti dei momenti Vierendeel dovrebbero essere controllati nella sezione trasversale critica di ogni apertura, vedere la sezione b-b in figura N.21. Un rinforzo longitudinale può essere incluso nelle sezioni trasversali degli elementi a T, purché esso sia completamente ancorato oltre le estremità dell'apertura, vedere N.1.6. In questo controllo un rinforzo circolare intorno all'apertura può anche essere incluso nelle sezioni trasversali degli elementi a T. L'angolo critico φ che corrisponde alla sezione critica b-b, vedere figura N.21, dovrebbe essere determinato iterativamente.

Momenti e sforzi interni nella sezione critica

N.21

p a

a

b

b

N M,Sd

a

0,5 V Sd

b

a

hc

b

(3)

Per convenienza, l'iterazione può essere iniziata al 25° con incrementi pari a 5° di entrambi i segni e l'interpolazione eseguita usando un rilievo dei risultati per trovare il caso peggiore. In alternativa la resistenza dovrebbe essere controllata ad incrementi non superiori ad 1°.

(4)

All'angolo critico φ per gli effetti dei momenti Vierendeel, i momenti e gli sforzi interni sulla sezione b-b, vedere figura N.21, dovrebbero soddisfare il criterio seguente:

N φ,Sd M φ,Sd ------------- + -------------- ≤ 1 N φ,Rd M φ,Rd

[N.32]

dove:

Mφ,Rd

è la resistenza a flessione (ridotta per il taglio, vedere (7)) della sezione b-b;

Mφ,Sd

è il momento interno sulla sezione b-b;

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(5)

è la resistenza allo sforzo normale (ridotto per il taglio, vedere (7)) della sezione b-b;

Nφ,Sd

è lo sforzo normale perpendicolare alla sezione b-b;

Vφ,Sd

è lo sforzo di taglio parallelo alla sezione b-b.

I momenti e gli sforzi interni sulla sezione b-b dovrebbero essere determinati considerando l'equilibrio con quelli nella mezzeria dell'apertura, sezione a-a. Se l'analisi è stata eseguita assumendo dei punti di flesso, vedere 3.3.(2), i momenti e gli sforzi interni sulla sezione a-a saranno come in figura N.21.

Nota

N.3.3.3

Nφ,Rd

(6)

La resistenza a flessione Mφ,Rd dovrebbe essere determinata tenendo conto della classificazione delle sezioni.

(7)

I valori delle resistenze Mφ,Rd e Nφ,Rd dovrebbero entrambi essere determinati considerando gli effetti dello sforzo di taglio Vφ,Sd se necessario, vedere 5.4.6.

Montanti d'anima (1)

(2)

I montanti d'anima di una trave con aperture d'anima multiple dovrebbero essere controllati per resistere allo sforzo di taglio longitudinale nella trave, come segue: -

resistenza allo snervamento o all'instabilità dovuta ai momenti flettenti che essa induce nel montante d'anima;

-

resistenza a taglio del montante d'anima;

-

resistenza delle saldature nel montante d’estremità.

Purché l'altezza ho delle aperture d'anima non ecceda 60 ε tw la resistenza all'instabilità di un montante d'anima non irrigidito può essere controllata verificando che il momento flettente Mwp,Sd nella sezione trasversale critica nel montante d'anima soddisfi il criterio: 2

M wp,Sd ≤ ( C 1 α – C 2 α – C 3 ) M el,Rd

ma M wp,Sd ≤ 0,6 M el,Rd

[N.33a]

con:

C 1 = 5,097 + 0,1464β – 0,00174β

2

C 2 = 1,441 + 0,0625β – 0,000683β C 3 = 3,645 + 0,0853β – 0,00108β

[N.33b] 2

[N.33c]

2

[N.33d]

α = p ⁄ ho

[N33e]

β = ho ⁄ t w

[N.33f]

dove:

Mel,Rd è la resistenza a flessione elastica della sezione trasversale critica nel montante d'anima. (3)

Per le aperture poligonali, la sezione trasversale critica nel montante d'anima dovrebbe essere presa come posta superiormente alle aperture.

(4)

Per aperture circolari, la sezione trasversale critica nel montante d'anima dovrebbe essere presa come posta a 0,1 ro al di sotto della parte superiore delle aperture.

(5)

Se un irrigidimento trasversale che si estende da ala ad ala è previsto tra le aperture, oppure un irrigidimento ad anello è previsto in un'apertura circolare, esso può essere incluso nella sezione trasversale critica del montante d'anima.

(6)

Lo sforzo di taglio Vwp,Sd in un montante d'anima dovrebbe soddisfare il criterio:

w t wf y V wp,Sd ≤ ---------------3γ M0

[N.34]

dove:

w è la larghezza minima del montante d'anima, vedere figure N.17 e N.18.

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N.3.3.4

Instabilità lateral-torsionale (1)

N.3.3.5

N.3.4

Per una trave con aperture d'anima multiple, la resistenza all'instabilità lateraltorsionale (vedere 5.5.2) dovrebbe essere controllata usando le proprietà della sezione trasversale relative alla sezione di mezzeria delle aperture.

Resistenza alle forze trasversali (1)

La resistenza di una trave con aperture d'anima multiple alle forze trasversali applicate attraverso una flangia può essere ottenuta usando 5.7, purché la forza non sia applicata entro la lunghezza az della zona d'influenza di un'apertura d'anima, come dato in N.2.1.2.(2).

(2)

Gli irrigidimenti d'anima dovrebbero essere previsti dove le reazioni d'appoggio o altre significative forze trasversali concentrate siano applicate entro la lunghezza az della zona d'influenza di un'apertura d'anima.

(3)

La larghezza dell'anima inclusa nell'area efficace di un irrigidimento d'anima trasversale, vedere 5.7.6(1), non dovrebbe eccedere la larghezza disponibile, al netto delle aperture d'anima.

(4)

Se altre forze trasversali sono applicate ad una trave con aperture d'anima multiple, esse dovrebbero essere considerate nella determinazione dei momenti e degli sforzi interni negli elementi a T e nei montanti d'anima.

Inflessione (1)

L'inflessione verticale di una trave con aperture d'anima multiple dovrebbe essere determinata dalla deformazione totale a flessione e a taglio di una trave non perforata, più la deformazione aggiuntiva della trave perforata dovuta alla presenza delle aperture.

(2)

La deformazione aggiuntiva della trave perforata dovrebbe essere determinata tenendo conto di:

(3)

-

l'effetto della flessione globale sulla deformazione totale della sezione trasversale perforata;

-

l'effetto della deformazione flessionale localizzata degli elementi a T superiore ed inferiore;

-

l'effetto della deformazione flessionale localizzata dei montanti d'anima;

-

l'effetto della deformazione a taglio degli elementi a T superiore ed inferiore;

-

l'effetto della deformazione a taglio dei montanti d'anima.

La trave perforata può essere analizzata come una trave Vierendeel equivalente, vedere N.3.2.

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APPENDICE (informativa)

Y LINEE GUIDA PER PROVE DI CARICO

Y.1

Generalità (1)

Può essere necessario eseguire prove quando: a) i modelli di calcolo specificati nei punti da 4 a 6 non sono sufficienti per una particolare struttura o componente strutturale, o possono portare a risultati non economici [vedere le prove (1) e (2) più sotto]; b) la resistenza di progetto di un componente o di una struttura deve essere stabilita a partire dalla conoscenza della sua resistenza ultima [vedere la prova (3) più sotto]; c) è richiesta la conferma della consistenza di una produzione di componenti o di strutture, giustificata da prove all'origine [vedere la prova (4) più sotto]; d) deve essere stabilito il comportamento attuale di una struttura esistente perché la sua resistenza è in dubbio [vedere la prova (1) più sotto].

(2)

Per affrontare queste situazioni viene presentato un principio per quattro tipi di prove: (i) una prova per accettazione allo scopo di confermare il comportamento generale di una struttura (vedere Y.4.1); (ii) una prova di resistenza ai carichi ultimi richiesti (vedere Y.4.2); (iii) una prova di collasso per determinare la resistenza ultima ed il modo di collasso (vedere Y.4.3); (iv) una prova di controllo per stabilire la consistenza della produzione (vedere Y.4.4).

Y.2

(3)

Queste procedure di controllo valgono solo per strutture di acciaio.

(4)

Per lamiere e per membrature lavorate a freddo, sono stati sviluppati i metodi di prova che sono specificati nella ENV 1993-1-3 [Eurocodice 3: parte 1-3 *)].

(5)

Per strutture di costruzioni miste di acciaio e calcestruzzo si deve fare riferimento alla ENV 1994-1-1 (Eurocodice 4: parte 1-1).

(6)

Prove di modelli in scala o di elementi soggetti a carichi fluttuanti, che possono produrre fatica, aventi lo scopo di diventare un criterio di progetto, non sono prese in considerazione in questa appendice.

Condizioni per le prove

*)

(1)

Il progetto per un banco di prova dovrà essere tale che il sistema di carico simuli adeguatamente la grandezza e la distribuzione del carico e permetta ai campioni di comportarsi in una maniera rappresentativa delle condizioni di esercizio.

(2)

I campioni devono essere liberi di flettersi sotto il carico. Vincoli laterali o alla torsione devono essere rappresentativi di quelli in esercizio.

(3)

Si deve avere cura di evitare eccentricità non volute ai punti di applicazione dei carichi di prova ed ai sopporti.

(4)

Si devono controllare le misure del carico e dello spostamento con la maggiore precisione possibile. Il sistema di carico deve essere capace di seguire i movimenti del campione senza interruzione o vincoli erronei.

(5)

Si devono misurare gli spostamenti in un numero sufficiente di punti soggetti a spostamento per assicurarsi che si sia determinato il valore massimo. Si deve stimare in anticipo la grandezza prevista di tali spostamenti. Si devono prendere ampi margini per movimenti al di là del campo elastico.

Nota nazionale - Pubblicata come UNI ENV 1993-1-3 nel 2000.

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(6)

Y.3

In alcune situazioni può essere chiesto di determinare l'entità degli sforzi in un campione. Questa si può evidenziare qualitativamente per mezzo di rivestimenti fragili oppure, quantitativamente, con misure di deformazione. Si deve considerare tale informazione come supplementare al comportamento generale quale viene determinato dagli spostamenti.

Procedimenti generali per le prove (1)

Dove il peso proprio del campione non sia rappresentativo del carico efficace permanente in esercizio, si dovrà tenere conto di tale differenza nel calcolo dei carichi di prova che devono venire applicati.

(2)

Prima di qualsiasi prova, si può applicare e poi togliere un carico preliminare (che non superi i valori caratteristici del carico relativo) al fine di adattare il campione al banco di prova.

(3)

Il carico deve essere applicato con un numero di incrementi regolari (non meno di 5) ad intervalli regolari in ciascuna fase. Si deve concedere fra ciascun incremento tempo sufficiente affinché il campione raggiunga equilibrio stazionario. Dopo ciascun incremento, si deve esaminare accuratamente il campione per segni di rottura, snervamento o instabilità.

(4)

Si deve mantenere un diagramma del carico in funzione dello spostamento principale. Quando questo indichi una non linearità significativa, allora si dovranno ridurre gli incrementi del carico.

(5)

Quando si sia raggiunto il carico massimo per l'accettazione oppure della prova di resistenza, si deve mantenere questo carico ad un valore costante per almeno un'ora. Si faranno letture di carico e di spostamento ad intervalli di 15 min ed il carico verrà mantenuto costante finché non ci sia un incremento significativo nello spostamento durante un periodo di 15 min e sia trascorsa almeno 1 h.

(6)

Lo scarico dovrà essere completato con decrementi regolari, con letture dello spostamento prese a ciascuno stadio, ed ancora quando lo scarico è completato.

(7)

Quando i risultati delle prove vengono utilizzati per stabilire o confermare il comportamento di strutture o componenti simili, le proprietà dell'acciaio usato nei relativi casi, devono essere stabilite con prove su campioni per convalidare il confronto fra prove compiute su campioni diversi oppure in tempi diversi.

(8)

I campioni dovranno essere o ritagliati dopo la prova dalle medesime sezioni o piastre oppure recuperati da aree non snervate del campione.

Y.4

Procedimenti specifici per le prove

Y.4.1

Prova per l'accettazione (1)

Questa prova è intesa come una prova non distruttiva per confermare il comportamento strutturale. Per l'accettazione il complesso dovrà essere in grado di sostenere il carico di prova dato in (3).

(2)

Si deve riconoscere che tale carico, applicato a certe strutture, può provocare distorsioni locali permanenti. Tali effetti non indicano necessariamente collasso strutturale nella prova di accettazione, ma deve essere stabilita, prima della prova, la possibilità che essi si verifichino.

(3)

Il carico di prova per una prova di accettazione deve essere:

(4)

-

1,00 × (peso proprio efficace presente durante la prova);

-

1,15 × (rimanente del carico permanente);

-

1,25 × (carichi variabili).

Il complesso dovrà soddisfare ai criteri seguenti: a) deve mostrare comportamento sostanzialmente lineare sotto il carico di prova;

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b) quando si toglie il carico di prova, lo spostamento residuo non deve superare il 20% del massimo registrato. (5)

Y.4.2

Se non sono soddisfatte le condizioni date in (4), la prova può venire ripetuta una sola volta. Il complesso deve mostrare comportamento sostanzialmente lineare sotto questa seconda applicazione del carico di prova ed il nuovo spostamento residuo non deve superare il 10% del massimo registrato durante la seconda prova.

Prova di resistenza (1)

La prova di resistenza viene usata per confermare la resistenza calcolata di una struttura o di un componente.

(2)

Quando si deve costruire un certo numero di elementi per un progetto comune e uno o più prototipi vengono provati per confermare la loro resistenza, gli altri possono essere accettati senza ulteriori prove, purché siano simili in tutti gli aspetti importanti ai prototipi; vedere Y. 4.4.

(3)

Prima di eseguire la prova di resistenza, il campione deve essere prima sottoposto e soddisfare alla prova di accettazione descritta in Y. 4.1.

(4)

Il carico di prova per una prova di resistenza deve essere basato sul carico di progetto calcolato per lo stato limite ultimo, quale è dato nel punto 2, per la combinazione appropriata di carichi permanenti e variabili.

(5)

La resistenza del complesso sotto prova dipenderà dalle proprietà del materiale. Le resistenze effettive allo snervamento di tutti i materiali di acciaio nel complesso devono essere determinate da prove su campioni.

(6)

Si deve ricavare il valore medio della resistenza fym allo snervamento da prove di questo tipo, tenendo in dovuto conto l'importanza di ciascun elemento nel complesso.

(7)

Il carico di prova Ftest.s (includendo il peso proprio) sarà determinato da:

Ftest.s = γM1 FSd.ult (fym/fy)

[Y.1]

dove FSd.ult è il carico di progetto per lo stato limite ultimo.

Y.4.3

(8)

A questo carico non ci dovrà essere collasso per instabilità oppure rottura di una parte qualsiasi del campione.

(9)

Quando si rimuove il carico di prova, lo spostamento si dovrà ridurre di almeno il 20%.

Prova a collasso (1)

Lo scopo di una prova a collasso è di determinare la resistenza di progetto a partire dalla resistenza effettiva ultima.

(2)

I modi effettivi di collasso e resistenza di un campione possono venire determinati solamente da una prova a collasso. Quando il campione non è richiesto per l'uso, può essere vantaggioso assicurarsi questa informazione ulteriore dopo una prova di resistenza.

(3)

In questa situazione è ancora opportuno compiere il ciclo di carico per le prova di accettazione e di resistenza. Si deve fare una stima della resistenza ultima prevista come base per tali prove.

(4)

Prima di una prova a collasso, il campione deve anzitutto soddisfare la prova di resistenza descritta in Y.4.2. Dove è stata stimata la resistenza ultima, si deve riconsiderare il suo valore alla luce del comportamento del campione nella prova di resistenza.

(5)

Durante una prova a collasso, si deve prima applicare il carico con incrementi fino al carico della prova di resistenza, come è specificato in Y.4.2. Successivi incrementi di carico devono allora venire determinati considerando il grafico principale.

(6)

La resistenza di prova Ftest.R al carico deve essere definita come quel carico per il quale il campione non è più in grado di sostenere un qualsiasi aumento nel carico.

(7)

A questo carico, è probabile che si sia verificata una estesa distorsione permanente ed in alcuni casi una deformazione estesa può definire il limite della prova.

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(8)

Non si devono condurre meno di tre prove su campioni nominalmente identici.

(9)

Se la deviazione del risultato di una qualsiasi singola prova dal valore medio ottenuto da tutte le prove supera il 10%, si devono fare almeno sei prove. La determinazione della resistenza di progetto FRd verrà allora fatta in accordo con il metodo statistico dato nell'appendice Z *).

(10) Quando la deviazione dalla media non supera il 10%, si può determinare la resistenza di progetto da (11) a (14). (11) Purché vi sia un collasso duttile, la resistenza di progetto FRd può essere determinata da:

FRd = 0,9 Ftest.R.min (fy/fym)/ γ M1

[Y.2]

dove:

Ftest.R.min è il minimo risultato di prova; fym

è il valore medio della resistenza allo snervamento; vedere Y.4.2(6).

(12) Nel caso di un collasso del tipo a rottura improvvisa ("fragile"), la resistenza di progetto può essere determinata da:

FRd = 0,9 Ftest.R.min (fy/fum)/ γ M1

[Y.3]

dove fum è il valore medio della resistenza ultima a trazione determinato nello stesso modo di fym; vedere Y.4.2(6). (13) Nel caso di un collasso del tipo a rottura improvvisa per instabilità ("fragile"), la resistenza di progetto dovrà essere determinata da:

FRd = 0,75 Ftest.R.min (fy/fym)/ γ M1

[Y.4]

(14) Nel caso di collasso del tipo instabilità duttile, nel quale la snellezza relativa I può essere determinata in modo affidabile, la resistenza di progetto può [in alternativa ad (11)] essere determinata da:

FRd = 0,9 Ftest.R.min [(χfy)/ (χm fym)]/γ M1

[Y.5]

dove:

χ

è il coefficiente di riduzione per la relativa curva di instabilità (vedere 5.5.1);

χm è il valore di χ quando la resistenza allo snervamento è fym.

Y.4.4

Prove di controllo (1)

Quando un componente od un complesso vengono progettati sulla base di prove di resistenza o prove a collasso, quali quelle descritte in Y.4.2 e Y.4.3, e viene effettuata una produzione di tali elementi, si deve selezionare a caso un numero adeguato di elementi (non meno di due) da ciascun lotto della produzione.

(2)

I campioni devono essere esaminati accuratamente per assicurarsi che siano simili in tutti gli aspetti al prototipo provato, ponendo particolare attenzione a quanto segue: a) dimensioni dei componenti e dei collegamenti; b) tolleranze e qualità di esecuzione; c) qualità dell'acciaio usato, controllata facendo riferimento ai certificati di fabbrica.

(3)

Quando non sia possibile verificare le variazioni oppure gli effetti delle variazioni dal prototipo, una prova di accettazione deve essere condotta come una prova di controllo.

(4)

In questa prova di controllo, gli spostamenti devono essere misurati nelle medesime posizioni della prova di accettazione del prototipo. Lo spostamento massimo misurato non deve essere maggiore del 120% dello spostamento registrato durante la prova di accettazione sul prototipo e lo spostamento residuo non deve essere maggiore del 105% di quello registrato per il prototipo.

*) Nota nazionale - Pubblicata nel foglio di aggiornamento AZ, incluso nella presente norma.

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Y.4.5

Y.4.6

Prove per determinare funzioni di resistenza e fattori di modello (1)

Le funzioni di resistenza ed i fattori di modello possono essere valutati dai risultati di serie appropriate di prove per collasso.

(2)

La determinazione del valore di progetto per la resistenza deve essere in accordo con il metodo di valutazione dato nell'appendice Z (in preparazione).

Altri procedimenti di prova (1)

Per certi componenti strutturali, procedimenti specifici di prova sono dati nella relativa appendice all'Eurocodice oppure nelle norme di prodotto.

(2)

Ne sono esempi:

(3)

-

prove di nodi colonna-tronchetto per sezioni formate a freddo;

-

prove del coefficiente di scorrimento per collegamenti bullonati ad attrito;

-

prove di collegamenti semi-rigidi;

-

prove di connettori di taglio per costruzioni composite.

Si possono sviluppare e concordare fra cliente, progettista ed autorità competente procedure specifiche analoghe, in conformità ai principi dati nel punto 8 e compatibili con le direttive date in appendice Z (in preparazione).

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APPENDICE (informativa)

Z DETERMINAZIONE DELLA RESISTENZA DI PROGETTO MEDIANTE PROVE

Z.1

Generalità

Z.1.1

Scopo e campo di applicazione

Z.1.2

(1)

La presente appendice fornisce delle indicazioni sulla valutazione dei risultati delle prove in accordo con la Sezione 8, eseguite con riferimento alla progettazione delle strutture di acciaio.

(2)

La presente appendice fornisce delle indicazioni specifiche che integrano le informazioni più generali sulla determinazione della resistenza di progetto mediante prove data nell'appendice D della ENV 1991-1.

(3)

La presente appendice riguarda dei casi dove non c'è iperstaticità strutturale.

Simboli (1)

Nella presente appendice sono usati i seguenti simboli:

b

è il fattore correttivo del valore medio;

bi

è il fattore correttivo per l'i-esimo provino;

b

è la stima per il fattore correttivo del valore medio b ;

b(r)

è la realizzazione della stima b ;

Ed

è il valore di progetto di un effetto delle azioni;

E (...)

è il valore medio di (...);

E (∆)

è il valore medio di ∆;

grt(X )

è la funzione resistenza (delle variabili di base X ) usata come modello di progetto;

kc

è il rapporto tra la resistenza nominale rn e la resistenza caratteristica rk;

n

è il numero di esperimenti;

P (.) = p è la probabilità p che ...(con p in %); Q

è la deviazione standard della variabile ln (r ) [Q = σl n(r)];

Rd

è il valore di progetto della resistenza;

r

è il valore della resistenza;

rd

è il valore di progetto della resistenza;

re

è il valore della resistenza sperimentale;

ree

è il valore estremo (massimo o minimo) della resistenza sperimentale [cioè il valore di re che devia di più dal valore medio rem];

rei

è la resistenza sperimentale per il provino i-esimo;

rem

è il valore medio della resistenza sperimentale;

rk

è il valore caratteristico della resistenza;

rm

è il valore della resistenza calcolato usando i valori medi Xm delle variabili di base;

rn

è il valore nominale della resistenza;

rt

è la resistenza teorica determinata dalla funzione resistenza grt(X );

rti

è la resistenza teorica determinata usando i parametri X misurati per il provino i-esimo;

Sd

è il valore di progetto della forza interna o del momento;

s

è la stima per la deviazione standard σ;

s∆

è la stima per σ∆;

sδ(r)

è la realizzazione della stima della deviazione standard sδ;

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(2)

Z.2

u

è il valore della distribuzione normale normalizzata;

ud

è il fattore frattile di progetto per la distribuzione normale normalizzata;

uk

è il fattore frattile caratteristico per la distribuzione normale normalizzata;

V

è il coefficiente di variazione [V = (deviazione standard)/(valore medio)];

Vδ

è la stima per il coefficiente di variazione del termine di errore δ;

Vδ(r)

è la realizzazione della stima Vδ;

X

è un vettore di j variabili di base X1... Xj;

Xm

è il vettore dei valori medi delle variabili di base;

Xn

è il vettore dei valori nominali delle variabili di base;

α

è un fattore di ponderazione;

β

è l'indice di affidabilità;

γF

è il coefficiente parziale di sicurezza per le azioni, che combina le incertezze incluse in γf e γSd;

γf

è il coefficiente parziale di sicurezza per le azioni, che tiene conto delle possibili deviazioni dei valori delle azioni dai valori rappresentativi;

γm

è il coefficiente parziale di sicurezza per le resistenze, che tiene conto delle possibili deviazioni delle proprietà del materiale e delle tolleranze di fabbricazione dai valori caratteristici;

γR

è il coefficiente parziale di sicurezza per le resistenze, che combina le incertezze incluse in γm e γRd [γR = rk/rd];

γR

è il coefficiente parziale di sicurezza [γR• = rn/rd così γR• = kcγR];

γRd

è il coefficiente parziale di sicurezza per le resistenze, che tiene conto delle incertezze del modello;

γSd

è il coefficiente parziale di sicurezza per le azioni o gli effetti delle azioni, che tiene conto delle incertezze del modello;

∆

è il logaritmo del termine di errore δ [∆i = ln (δi)];

∆

è la stima per E (∆);

δ

è il termine di errore;

δi

è il termine di errore osservato per il provino i-esimo ottenuto da un confronto della resistenza sperimentale rei e il valore medio della resistenza teorica corretta brti;

ηk

è il fattore di riduzione applicabile nel caso di conoscenza a priori;

σ

è la deviazione standard [ σ =

σ∆2

è la varianza del termine ∆.

varianza ];

Negli esempi sono usati anche i seguenti simboli: do è il diametro del foro; di è il diametro del bullone i-esimo; e1 è la distanza dall'estremità; fui è la resistenza a trazione ultima del piatto i-esimo; fu è la resistenza a trazione ultima del bullone; ti è lo spessore del piatto i-esimo.

Basi (1)

Nella ENV 1991-1 la relazione di progetto adottata per gli stati limite ultimi è:

E d ≤ Rd dove:

Ed è il valore di progetto di un effetto delle azioni; Rd è il valore di progetto della resistenza. UNI ENV 1993-1-1:2004

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(2)

Nella ENV 1993-1-1, per le forze interne ed i momenti, la relazione di progetto generalmente adottata è:

Sd ≤ Rd dove S d (3)

figura

Z.1

è il valore di progetto della forza interna o del momento.

I coefficienti parziali di sicurezza usati nella ENV 1993 (vedere anche appendice A della ENV 1991-1) sono indicati nella figura Z.1.

Fattori parziali di sicurezza usati nella ENV 1993-1-1

Accuratezza dei valori dell’azione

Coefficienti per le azioni

γf γF

Azione ed effetti dell’azione

γSd

Resistenza

γRd

Incertezze del modello

γR Resistenza del materiale

γm

Fattori per le proprietà di resistenza Tolleranze di fabbricazione

Nota - Nella ENV 1993-1-1 γM è utilizzato al posto di γR per i fattori parziali di resistenza.

(4)

La presente appendice descrive una procedura di riferimento per determinare i valori caratteristici, i valori di progetto e i coefficienti parziali di sicurezza per la resistenza γR dai risultati delle prove sperimentali. Tale procedura è conforme alle assunzioni di base sulla sicurezza delineate nella ENV 1991-1.

(5)

Sulla base dell'osservazione del comportamento reale nelle prove e di considerazioni teoriche, si seleziona un "modello di progetto", che conduce ad una funzione resistenza. L'efficacia di tale modello è quindi controllata mediante un'interpretazione statistica di tutti i dati disponibili delle prove. Se necessario il modello di progetto viene modificato finché non si ottiene una sufficiente correlazione tra i valori teorici e i dati delle prove.

(6)

La variazione nella previsione del modello di progetto è determinata anche dalle prove (cioè, la variazione del termine di errore δ).Tale variazione è combinata con le variazioni delle altre variabili nella funzione resistenza. Queste comprendono: -

variazione di rigidezza e resistenza del materiale;

-

variazione delle proprietà geometriche.

(7)

La resistenza caratteristica è determinata tenendo conto delle variazioni di tutte le variabili.

(8)

Il valore di progetto si determina anche dai dati delle prove e dunque si ottiene fattore γ da applicare alla funzione resistenza caratteristica.

(9)

Per chiarezza, la procedura di riferimento è presentata in Z.3 come un numero di passi discreti. Sono anche spiegate le assunzioni riguardanti i dati e la popolazione delle prove.

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Z.3

Procedura di valutazione di riferimento

Z.3.1

Generalità (1)

Per la procedura di valutazione di riferimento si fanno le seguenti assunzioni: a) la funzione resistenza è una funzione di un certo numero di variabili indipendenti; b) è disponibile un numero sufficiente di risultati di prova; c) sono misurate tutte le proprietà reali geometriche e del materiale; d) nella funzione resistenza non c'è correlazione (dipendenza statistica) tra le variabili; e) tutte le variabili seguono una distribuzione log-normale. L'adottare una distribuzione log-normale per tutte le variabili ha il vantaggio che nessun valore negativo può presentarsi per le variabili geometriche e di resistenza, cosa fisicamente corretta.

Nota

(2)

La procedura di riferimento comprende i nove passi dati da Z.3.2.1 a Z.3.2.9. Per esempio, la procedura è illustrata per la funzione resistenza di bulloni portanti.

Nota

(3)

Se la resistenza caratteristica non è richiesta, la parte corrispondente dei passi 7, 8 e 9 può essere omessa.

Z.3.2

Procedura di riferimento

Z.3.2.1

Passo 1: Sviluppare un modello di progetto (1)

Sviluppare un modello di progetto per la resistenza teorica rt della membratura o del dettaglio strutturale considerati, rappresentato dalla funzione resistenza:

r t = g rt ( X )

Z.3.2.2

[Z.1]

(2)

La funzione resistenza dovrebbe includere tutte le variabili di base considerate X che influiscono sulla resistenza in corrispondenza dello stato limite considerato.

(3)

Tutti i parametri di base dovrebbero essere misurati per ogni provino sperimentale i [assunzione (c)] e dovrebbero essere disponibili per essere usati nella valutazione.

Passo 2: Confrontare i valori sperimentali e teorici (1)

Porre le proprietà misurate reali nella funzione resistenza per ottenere i valori teorici rti da confrontare con i valori sperimentali rei delle prove. Esempio: per i bulloni portanti Quando e 1 ≥ 3 d o

r ti = 2,5 d i t i f ui

(2)

I punti che rappresentano coppie di valori corrispondenti (rti, rei) dovrebbero essere riportati su un diagramma, come indicato in figura Z.2.

(3)

Se la funzione resistenza è esatta e completa, tutti i punti (rti, rei) giaceranno sulla bisettrice dell'angolo tra gli assi del diagramma (cioè θ = π/4). In generale i punti (rti, rei) mostreranno un certo scarto.

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figura

Z.2

Diagramma re - rt re r e = b (r) r t

rt

Z.3.2.3

Passo 3: Stimare il valore medio del fattore di correzione b (1)

Rappresentare il modello probabilistico della resistenza r nella forma:

r = br t δ

[Z.2a]

in cui il termine di errore δ è tale che il valore medio E (δ) è dato da:

E ( δ ) = 1,0

[Z.2b]

(2)

La stima b per il valore medio del fattore di correzione b dovrebbe essere ottenuta confrontando i valori teorici rti della funzione resistenza con i corrispondenti valori sperimentali rei.

(3)

Per ogni provino i-esimo (dove i = 1 a n) il termine correttivo b i dovrebbe essere ottenuto da:

b i = r ei ⁄ r ti (4)

[Z.3a]

La stima b per il valore medio del fattore di correzione b dovrebbe essere ottenuta da: n

1 b = --- ∑ b i n

[Z.3b]

i =1

(5)

Dalle prove, una realizzazione b(r) della stima b dovrebbe essere calcolata da: n

1 b ( r ) = --- ∑ b i n

[Z.4]

i =1

Esempio: Per il caso di bulloni portanti:

b(r) = 1,0 (6)

Nel diagramma (re, rt) il valore medio del fattore di correzione b(r) può essere rappresentato dalla pendenza di una linea retta che passa dall'origine, mostrando il valore medio dei risultati di prova come correzione dei valori teorici, vedere figura Z.3.

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figura

Z.3

Diagramma (re, rt) con la linea del valore medio di correzione re = b(r) rt re re = rt r e = b (r) r t re = b rt

rt

Si ha: E (r ) = b rt E (δ) = b rt e si ha anche: E (b rt ) = E (b ) rt = b rt Quindi b rt è una buona stima di E (r ).

Nota

(7)

La funzione resistenza teorica, calcolata usando i valori medi Xm delle variabili di base, può essere ottenuta da: [Z.5]

r m = b ( r ) r t ( X m ) = b ( r ) g rt ( X m )

Z.3.2.4

Passo 4: Stimare il coefficiente di variazione Vδ del termine di errore δ (1)

Il termine di errore δi per ogni valore sperimentale rei relativo al corrispondente valore medio del risultato teorico corretto brti dovrebbe essere determinato per i = 1, ..., n da:

r ei δ i = -------br ti (2)

[Z.6]

Dai valori di δi una stima per Vδ dovrebbe essere determinata definendo: ∆i = l n ( δi )

(3)

La stima ∆ per E (∆) dovrebbe essere ottenuta da: 1 ∆ = --n

(4)

n

∑ ∆i

[Z.8]

i =1

La stima s∆2 per σ∆2 dovrebbe essere ottenuta da: 1 2 s ∆ = -----------n–1

(5)

[Z.7]

n

∑ ( ∆i – ∆ )

2

[Z.9]

i =1

La stima Vδ2 dovrebbe essere ottenuta da: 2

2

V δ = exp ( s ∆ ) – 1 (6)

[Z.10]

La realizzazione Vδ(r) di Vδ può essere usata come coefficiente di variazione Vδ del termine di errore δ. Esempio: Per l'esempio dei bulloni portanti Vδ(r) = 0,08

(7)

In alternativa, per piccoli valori di sδ(r) può essere usata l'approssimazione Vδ(r) ≈ sδ(r).

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Z.3.2.5

Passo 5: Analizzare la compatibilità (1)

La compatibilità della popolazione di prove dovrebbe essere analizzata con riguardo alle assunzioni fatte nella funzione resistenza.

(2)

Se lo scarto dei valori (rei, rti) è troppo alto per dare funzioni resistenza caratteristiche economiche, questo scarto può essere ridotto in uno dei seguenti modi: a) correggendo le funzioni resistenza, in modo che parametri aggiuntivi non rappresentati adeguatamente nelle funzioni resistenza siano presi in conto; b) modificando le stime per b(r) e Vδ(r).

(3)

Per accertare quali parametri abbiano maggiore influenza sullo scarto, i risultati di prova possono essere suddivisi in sottoinsiemi rispetto a tali parametri. Esempio: Come illustrazione, i risultati delle prove a taglio sui bulloni sono mostrate in figura Z.4, suddivisi in sottoinsiemi in accordo con la classe dei bulloni. Chiaramente in questo caso la funzione resistenza può essere migliorata se il coefficiente 0,7 nella funzione resistenza è sostituito da una funzione della resistenza del bullone fub.

figura

Z.4

Collasso a taglio dei bulloni con il piano di taglio nella porzione filettata

re rt r = 0,7 A f ub 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6

4,6 5,6

(4)

10,9

Classe del bullone

In tali casi lo scopo dovrebbe essere quello di migliorare la funzione resistenza per ogni sottoinsieme analizzando ogni sottoinsieme usando la procedura di riferimento. Lo svantaggio di suddividere i risultati di prova in sottoinsiemi è che il numero di risultati di prova in ogni sottoinsieme può diventare piuttosto piccolo.

Nota

Nota

8,8

(5)

Nel determinare il fattore frattile uk (vedere il passo 7) il valore di uk per i sottoinsiemi può essere determinato sulla base del numero totale delle prove nelle serie originali.

(6)

In questo modo, una funzione resistenza migliorata può essere ottenuta come la funzione resistenza iniziale moltiplicata per un fattore dipendente dalla variazione di pochi parametri aggiuntivi. Si trova spesso che la distribuzione di frequenza della resistenza ottenuta mediante prove non può essere descritta da una funzione monomodale, perchè essa rappresenta due o più sottoinsiemi che risultano in una funzione bi-modale o multi-modale. Ciò può essere controllato diagrammando su un piano Gaussiano, vedere figure Z.5 e Z.6. Quando diagrammata con l'asse orizzontale a scala lineare, una funzione mono-modale dovrebbe dare una linea retta (se distribuita normalmente) o una linea curva monotona (se log-normale). È più conveniente diagrammare funzioni con distribuzioni lognormali con un asse orizzontale logaritmico perchè ciò fornisce un diagramma lineare. Se non si trovano altri modi per separare i sottoinsiemi, una funzione monomodale può essere estratta da funzioni bi-modali o multi modali usando la procedura evidenziata in figura Z.7. I dati statistici per la funzione mono-modale possono essere presi da una tangente alla distribuzione reale. Di conseguenza si ottengono bm(r) e smb(r) invece di b(r) e sb(r) e quindi smδ(r) invece di sδ(r). La procedura di valutazione

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per le funzioni mono-modali descritta qui di seguito può dunque essere usata. Usualmente è difficile costruire una tangente rappresentativa, nel qual caso si può eseguire una regressione lineare della fine più bassa dei dati e la linea di regressione può essere usata al posto della tangente. Generalmente è preferibile usare almeno 20 punti per tale regressione. figura

Z.5

Distribuzione mono-modale

%

s b(r) Valore di progetto

95

34,13 34,13

84,13 50 15,87 5

b (r)

Z.6

re rt

Distribuzione bi-modale o multi-modale

%

s b(r)

95 84,13

34,13 34,13

figura

b=

50 15,87 5

b (r)

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b=

re rt

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figura

Z.7

Estrazione di una funzione mono-modale da una distribuzione bi-modale o multi-modale attraverso la costruzione di una tangente, o in alternativa attraverso una regressione lineare

% Valore di progetto 50

b m(r)

Z.3.2.6

b (r)

b=

re rt

Passo 6: Determinare i coefficienti di variazione Vxi delle variabili di base (1)

A meno che non si possa mostrare che la popolazione di prove sia pienamente rappresentativa della variazione effettiva, i coefficienti di variazione Vxi delle variabili di base nella funzione resistenza non dovrebbero essere determinati dai dati di prova. Poichè generalmente ciò non accade, i coefficienti di variazione Vxi dovrebbero essere generalmente determinati sulla base di conoscenze già acquisite. Esempio: Per la funzione resistenza considerata per la capacità portante dei bulloni, i seguenti valori sono stati determinati dagli studi sulla variabilità delle dimensioni dei bulloni e delle proprietà del materiale:

Vdn = 0,005 Vt = 0,05 Vfu = 0,07

Z.3.2.7

Passo 7: Determinare il valore caratteristico rk della resistenza (1)

Per una distribuzione log-normale la resistenza caratteristica rk dovrebbe essere ottenuta da: 2

r k = E ( r )exp ( – u k Q – 0,5 Q )

[Z.11]

con

Q = σl n ( r ) =

2

l n(V r + 1)

[Z.12]

dove: -uk

è il valore caratteristico [con uk > 0] della distribuzione normale standard:

P ( u < –u k ) = p

(2)

[ per esempio p = 5% per u k = 1,64;

Vr

è il coefficiente di variazione della variabile aleatoria r ;

σl n(r)

è la deviazione standard della variabile l n(r ).

Se la funzione resistenza per j variabili di base è una funzione prodotto della forma: r = br t δ = b { X 1 × X 2 ... X j }δ il valore medio E (r ) può essere ottenuto da:

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E ( r ) = b { E ( X 1 ) × E ( X 2 ) ... E ( X j ) } E ( δ )

= bg rt ( X m )

[Z.13a]

e il coefficiente di variazione Vr può essere ottenuto dalla funzione prodotto: j

2

∏ ( V xi + 1 )

2

2

V r = (V δ + 1)

[Z.13b]

–1

i=1

(3)

In alternativa, per piccoli valori di Vδ2 e Vxi2 la seguente approssimazione per Vr può essere usata:

V

2 r

2

2 rt

= Vδ+V

[Z.14a]

con: j

V

2 rt

=

∑ V xi2

[Z.14b]

i =1

Esempio: Nel caso di bulloni portanti (con e1/do > 3):

g rt ( X m ) = 2,5 d m t m f um

(4)

2

2

V dn + V t + V fu =

V rt =

V rt + V δ =

2

2

2

V rt =

2

2

2

0,005 + 0,05 + 0,07 = 0,086 2

2

0,086 + 0,08 = 0,118

Se la funzione resistenza è una funzione più complessa della forma:

r = br t δ

= bg rt ( X 1, ..., X j )δ

il valore medio E(r ) può essere ottenuto da:

E ( r ) = bg rt ( ( E ( X 1 ),..., E ( X j ) ) E ( δ ) )

= bg rt ( X m ) × 1,0

[Z.15a]

e il coefficiente di variazione Vrt può essere ottenuto da:

V

2 rt

j 2 ∂ g rt VAR [ g rt ( X ) ] 1 - × σ i ------------------= --------------------------------= × ∑  -------2 2  g rt ( X m ) i = 1 ∂ X j g rt ( X m )

[Z.15b]

Esempio: Il metodo è illustrato per la seguente funzione resistenza fittizia: Assumere:

V bo

= 0,005 da conoscenze già acquisite;

V to

= 0,05 da conoscenze già acquisite;

V fu

= 0,07 da conoscenze già acquisite;

Vδ

= 0,09 dalla valutazione delle prove.

Sostituire i valori medi delle variabili nel calcolo della VAR[grt] nell'espressione [Z.15b] e quindi calcolare:

s bo 2 s to 2 s fu 2   2 g rt ( X m )   0,5 --------- +  1,5 -------- +  --------  b om t om f um   VAR [ g rt ( X ) ] = --------------------------------= ----------------------------------------------------------------------------------------------------------2 2 g rt ( X m ) g rt ( X m )

V

2 rt

V

2 rt

= 0,25 V

V

2 r

= V

V

2 r

= 0,25 ( 0,005 ) + 2,25 ( 0,05 ) + ( 0,07 ) + ( 0,09 ) = 0,019

2 rt

2 bo

+V

+V

2 fu

= 0,25 V

2 bo

+ 2,25 V

2 δ 2

2 to

+ 2,25 V 2

2 to 2

+V

2 fu

+V

2 δ

2

V r = 0,14

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(5)

Se un grande numero di prove (con n ≥ 100) è disponibile, la resistenza caratteristica rk può essere ottenuta sostituendo b con la realizzazione b(r) di b e usando la realizzazione Vδ(r) di Vδ. Dunque in tal caso la resistenza caratteristica rk può essere ottenuta da: 2

r k = b ( r ) g rt ( X m )exp ( – u k,∞ Q – 0,5 Q )

[Z.16]

con:

Q =

2

l n( V r + 1)

[Z.17]

(6)

Se il numero di prove è limitato ad un numero n più piccolo se ne dovrebbe tenere conto nella distribuzione di ∆ per le incertezze statistiche. La distribuzione dovrebbe essere considerata come una distribuzione a t centrale con i parametri , ∆ , V∆(r) e n.

(7)

In questo caso la resistenza caratteristica rk dovrebbe essere ottenuta da: 2

r k = b ( r ) g R ( X m )exp ( – u k,∞ α rt Q rt – u k,n α δ Q δ – 0,5 Q )

[Z.18]

con:

Q rt = σ l n ( rt ) =

l n ( V 2rt + 1 )

[Z.19a]

Q δ = σl n ( δ ) =

l n ( V 2δ + 1 )

[Z.19b]

Q = σl n ( r ) =

l n ( V 2r + 1 )

[Z.19c]

Q α rt = ------rtQ

[Z.20a]

Q α δ = ------δQ

[Z.20b]

dove:

uk,n

è il fattore frattile caratteristico dal prospetto Z.1;

uk,∞ è il valore di uk,n per n → ∞ [ u k,∞ = 1,64 ];

prospetto

Z.1

αrt

è il fattore di ponderazione per Qrt;

αδ

è il fattore di ponderazione per Qδ.

Fattore uk,n per la determinazione dei valori caratteristici corrispondenti al frattile 5% Numero totale n dei risultati di prova disponibili

1

2

3

4

5

6

8

10

20

30

∞

Fattore u k,n per il caso in cui Vδ non è noto (vedere nota 2)

-

-

-

2,63

2,33

2,18

2,00

1,92

1,76

1,73

1,64

Nota 1 - Il presente prospetto è un estratto del prospetto D.1 nell’appendice D della ENV 1991-1. Nota 2 - Il valore di Vδ è stimato dal provino considerato.

Esempio: Per il caso di bulloni portanti e di un elevato numero di prove: [qui Q ≈ V r ] 2

r k = r tm exp ( – 1,64 × 0,118 – 0,5 × 0,118 ) r k = r tm × 0,818

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Passo 8: Determinare il valore di progetto rd della resistenza

Z.3.2.8

(1)

La procedura per determinare il valore caratteristico rk della resistenza può essere estesa sostituendo il fattore frattile caratteristico uk con il fattore frattile di progetto ud corrispondente ad un valore dell'indice di affidabilità β = 3,8 per ottenere il valore di progetto rd della resistenza.

(2)

Per il caso di un numero esteso di prove il valore di progetto rd può essere ottenuto da: 2

r d = b ( r ) g rt ( X m )exp ( – u d Q – 0,5 Q ) (3)

[Z.21]

In accordo con l'appendice A della ENV 1991-1, per un numero elevato di prove il valore di ud può essere preso come:

u d = α R β = 0,8β = 3,04 (4)

Per il caso di un numero limitato di prove, il valore di progetto rd dovrebbe essere ottenuto da: 2

r d = b ( r ) g rt ( X m )exp ( – u d,∞ α rt Q rt – u d,n α δ Q δ – 0,5 Q )

[Z.22]

dove:

ud,n è il fattore frattile di progetto dal prospetto Z.2; ud,∞ è il valore di ud,n per n → ∞ [ u d,∞ = 3,04 ]. prospetto

Z.2

Fattore ud,n per la determinazione dei valori frattili di progetto Numero totale n dei risultati di prova disponibili

1

2

3

Fattore ud,n per il caso in cui Vδ non è noto (vedere nota 2)

-

-

-

4

5

11,40 7,85

6

8

10

20

30

∞

6,36

5,07

4,51

3,64

3,44

3,04

Nota 1: Il presente prospetto è un estratto del prospetto D.1 nell’appendice D della ENV 1991-1. Nota 2: Il valore di Vδ è stimato dal provino considerato.

(5)

La stima iniziale per il fattore parziale γR può essere ottenuta da: γR = r k ⁄ r d

[Z.23]

Esempio: Per il caso dei bulloni portanti e di un elevato numero di prove: γ R = exp ( ( 3,04 – 1,64 ) Q ) ( = exp ( 1,40 × 0,118 ) = 1,18 )

Z.3.2.9

Passo 9: Scelta finale dei valori caratteristici e dei valori di γR (1)

Le funzioni resistenza di progetto possono contenere variabili di base definite come valori nominali Xn. Il valore nominale della resistenza del materiale può essere adottato come valore caratteristico e i valori nominali per le variabili geometriche possono essere adottati come valori medi. Tuttavia in tali casi un appropriato adeguamento dovrebbe essere fatto nella scelta finale dei valori di γR.

(2)

Il rapporto kc tra la resistenza nominale rn e la resistenza caratteristica rk dovrebbe essere ottenuto da:

g rt ( X n ) r k c = ----n- = -----------------rk rk (3)

[Z.24]

Il fattore parziale corretto γ R˙ da usare con la funzione resistenza nominale può essere ottenuto da: γ R• = k γ R = ( r n ⁄ r k ) ( r k ⁄ r d ) = r n ⁄ r d

[Z.25]

Esempio: UNI ENV 1993-1-1:2004

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Nel caso dei bulloni, si assume che i valori nominali t e d rappresentino valori medi, mentre si assume che il valore nominale della resistenza a trazione ultima fu sia uguale al valore caratteristico definito dal fattore frattile uk,fu = 2. Così: 2

f u = exp ( – 2 × 0,07 – 0,5 × 0,07 ) f um = 0,867 f um Dunque: 0,867 k c = --------------- = 1,06 0,818 e: γ R• = 1,06 × 1,18 = 1,25 (4)

prospetto

Z.3

Per evitare che i valori di γ R• varino troppo tra una funzione resistenza e un'altra, le classi di valori di γRi dati nel prospetto Z.3 sono stati stabiliti nella ENV 1993.

Classi per γRi Criterio di resistenza

Parametro di resistenza

Classe

Valore numerico

Snervamento della sezione trasversale

fy

γR0

1,00*)

Collasso per instabilità

fy

γR1

1,10

Frattura

fu

γR2

1,25

*)

(5)

Nella ENV 1993-1-1 entrambi γR0 e γR1 sono posti uguali a 1,10.

La scelta finale di γRi dovrebbe essere effettuata in accordo con le relative classi e la funzione resistenza nominale grt(Xn) dovrebbe essere modificata per dare la funzione resistenza finale r tale che: γ Ri γ Ri - = r n ------ = r d γ Ri r = r t ( X n ) = g rt ( X n ) -----γ R• γ R•

[Z.26]

Esempio: Per il caso dei bulloni portanti: γ R• = γ R2 = 1,25 e quindi r = 2,5 d n tf u

Z.3.3

Procedura di riferimento semplificata (1)

Una versione semplificata della procedura di riferimento per la determinazione delle resistenze di progetto da un numero limitato di prove, con piccola variabilità sia nei risultati delle prove che nelle variabili di base, può essere eseguita come sintetizzato nella seguente procedura a passi: Passo 1:

sviluppare un modello di progetto: rt = grt (X )

Passo 2:

confrontare la teoria con le prove: tracciare re in funzione di rt

Passo 3:

stimare il fattore di correzione del valore medio b : la resistenza corretta del valore medio: rm = b(r) rt 1 Calcolare: b ( r ) = --n

Passo 4:

n

∑ bj

i =1

stimare la variazione Vδ del termine d'errore δ:

V δ = V δ(r) =

2

exp ( s ∆ ) – 1

con:

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1 2 s ∆ = -----------n–1 1 ∆ = --n

n

∑ ( ∆i – ∆ )

2

i =1

n

∑ ∆i

i =1

r ei ∆ i = l n ( δ i ) = l n  --------  br  ti Passo 5:

Controllare la compatibilità della popolazione di prove.

Passo 6:

Determinare i coefficienti di variazione Vxi delle variabili di base Xi dalle conoscenze già acquisite.

Passo 7:

Determinare la resistenza caratteristica: 2

r k = bg rt ( X m )exp ( – u k,∞ α rt Q rt – u k,n α δ Q δ – 0,5 Q )

∑ V xi 2

Q rt ≈ V rt = Qδ ≈ V δ Q ≈ Vr =

2

2

V rt + V δ

Q α rt = ------rtQ Q α δ = ------δQ Passo 8:

Determinare la resistenza di progetto: 2

r d = bg rt ( X m )exp ( – u d,∞ α rt Q rt – u d,n α δ Q δ – 0,5 Q ) Calcolare il valore iniziale del fattore parziale: γR = r k ⁄ r d Passo 9:

Scelta finale dei valori caratteristici e dei valori di γR:

g rt ( X n ) r k c = ----n- = -----------------rk rk Calcolare il valore corretto del fattore parziale: γ R• = k c γ R = r n ⁄ r d Selezionare il valore finale del fattore parziale γRi da γR0, γR1 o γR2 Adottare la funzione finale di resistenza: γ Ri - = r d γ Ri r = r t ( X n ) = r n -----γ R•

Z.4

Procedura di riferimento nel caso di conoscenze già acquisite (1)

Se la validità della funzione resistenza rt e un limite superiore per il coefficiente di variazione Vr sono già noti da un numero significativo di precedenti prove, la seguente procedura semplificata può essere adottata quando ulteriori prove sono eseguite.

(2)

Se si esegue una sola ulteriore prova, il valore caratteristico rk può essere determinato dal risultato re di tale prova applicando:

UNI ENV 1993-1-1:2004

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Pagina 394

r k = ηk r e

[Z.27]

dove ηk è il fattore di riduzione applicabile nel caso di conoscenza già acquisita. (3)

Nel caso di una sola ulteriore prova, il fattore di riduzione ηk può essere ottenuto da: 2

η k = 0,9exp ( – 2,31 V r – 0,5 V r )

[Z.28]

doveVr è il massimo coefficiente di variazione osservato nelle prove precedenti. (4)

Se si eseguono due o tre ulteriori prove, che portano ad un valore medio rem, il fattore di riduzione ηk può essere ottenuto da: 2

η k = exp ( – 2,0 V r – 0,5 V r )

[Z.29]

a condizione che ogni valore estremo (massimo o minimo) ree soddisfi la condizione:

r ee – r em ≤ 0,10 r em (5)

prospetto

Z.4

[Z.30]

I valori del coefficiente di variazione Vr dati nel prospetto Z.4 possono essere assunti per i tipi di crisi specificati, portando a valori elencati di ηk in accordo con le espressioni [Z.28] e [Z.29].

Fattore di riduzione ηk Tipo di collasso osservato nelle prove Coefficiente di variazione

Fattore di riduzione ηk

Vr

per 1 prova

Per 2 o 3 prove

Eccessivo snervamento o grande deformazione

0,05

0,80

0,90

Instabilità locale

0,11

0,70

0,80

Instabilità globale

0,17

0,60

0,70

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