La Torsione nei Profilati e nelle Travi Metalliche

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LA TORSIONE NEI PROFILATI E NELLE TRAVI METALLICHE F.M. Mazzolani

sicle~CP'\:7ogo

~J.

20122 MILANO· Piazza Velasca 8

Un vivo ringraziamento all'ing. Franco Pazzaglia che ha efficacemente collaborato alla esecuzione delle tabelle e degli abachi, nonchè alla stesura degli esempi numerici.

F. M. Mazzolani

Napoli, Istituto di Tecnica delle Costruzioni della Facoltà d'ingegneria. Giugno 1972.

PRESENTAZIONE

Il continuo progredire e competere della costruzione metallica è essenzialmente legato al successo strutturale della trave in parete sottile che ne costituisce l'elemento costrutlil'o predominante: /'impiego sempre più frequente di profili laminati semplici o co111posti. di profili in lamiera stampata e di elementi profilati a freddo ha apportato all'attenzione teorica e sperimentale dei ricercatori il problema del wmportamento statico di questa « trave » hm di1•ersa da quella a sezione piena trattata con la teoria tecnica di De Saint Vena/I/. Va riconosciuto che anche in questo campo /'ingegneria civile ha dol'uto al'l'alersi di studi già da tempo avl'iati nell'ingegneria aeronautica negli anni trenta. quando l'adozione di travi in parete sottile cominciò a manifestarsi unitamente altimpiego di strutture a guscio. Per gli elementi in parete sottile aperta le ricerche furono portate sistematicamente m ·anti fino alla for111ula:io11e della teoria delle aree settoriali, in particolare attraverso gli studi di Vlassov e di Timoshenko che peraltro fin dal 1905 aveva anticipato per la se::ione a doppio T la necessità di 111odificare la trattazione classica della tra\'e co111patta per cogliere gli effetti della torsione non uniforme in sezioni con tre dimensioni geometriche differenziate. Gli studi di Wagner, Ostenfèld. dei due Bleich e di Kappus negli anni trenta e quelli di Vlasso1•, Timoshenko, Kar111a11 e C/,ristensen illforno agli anni quaranta a111111ettevano tacitamente che il « 1rarping » della sezione tras1•ersa/e fosse presente solo in caso di torsione non uniforme e che esso rappresentasse per di più il solo effetto causato dal flusso primario delle tensioni tangenziali associato all'aliquota di momento torcente assorbito in base alla teoria classica: tale ipotesi veniva rimossa da Karman e WeiZang Chien per travi sottili a sezione cellulare sottoposte a torsione non uniforme. D'altra parte Cicala aveva fin dal I 940 affrontato il problema con riferimento specifico alle costruzioni aeronautiche ed aveva denunciato la presenza di deformazioni locali accentrate, non previste tdalla trattazione preèedente. .Appariva quindi necessario rimuovere le approssimazioni di base, accettando la sola ipotesi di indeformabilità della sezione trasversa/e e cercando al tempo stesso di considerare

il caso della se:ione aperta e della sezione chiusa in parete sottile. Una risposta completa a tale esigenza 1·eniva fornita nel 1964 da una serie di studi a.ffrolllati da Càpurso che per 11110 trave sottile di sezione generica prendeva in conto .tutti gli effetti di « irarping » della sezione trasversale causati da torsione, taglio e distorsioni; si confermava la risponden za della teoria delle aree settoriali a rappresentare lo stato tensionale della sezione sottile così come quella classica era adatta per lo studio della sezione compatta. Al te111po stesso venil'ano portati a1•w11i gli studi sul prublema della stabilità di tali elementi strutturali, ancora una 1·0/ta per fornire una nsposta concreta alle esigenze delle costruzioni aeronautiche: i carichi critici di sezioni so11ili soggetti a · carichi assiali si presental'ano molto inferiori a quelli culeriani e gli esperimenti su sezioni dotate di due assi di simmetria rirelano il cosiddetto effetto Wagn er di instabilità per torsione pura . Anche in questo campo le ricerche di Timoshenko e Vlassov offrivano una interessante messa a punto della questione che 1·eni1·a inquadrata e sostenuta da Como con una for111u/a::io11e completa del problema degli equilibri instabili per effetto di for::e esterne e di coazione. In questo filone di studi perseguiti presso il nostro Istituto di Tecnica delle Costru::ioni si inserisci? questa monografia di Mazzo/ani che presenta 111 chiave tecnica un inquadramento teorico della questione, corredato da una estesa bibliografia. L'Autore passa in rassegna gli argomr!nti più significativi ed offre spunti interessanti per le applicazioni più frequenti attraverso un'esposizione chiara ed esauriente, che compendia in giusta misura gli aspetti analitici con l'interpretazione fisica dei fenomeni. La presentazione di questa monografia tanto più utile nella progettazione in quanto arricchita di numerosi abachi e tabelle che facilitano notevolmente l'applicazione dei risultati tecnici, e che periamo si inserisce felicemente nella collana « Progettare Acciaio », vuole es_sere soprattutto un invito ai tecnici dell'acciaio a meditare su un tema di notevole attualità ed interesse.

Elio Giangreco

INDICE

I.

GENERALITÀ SUL COMPORTAMENTO STATICO DELLE TRAVI

IN

PARETE SOTTILE

APERTA

I

2.

RICHIAMI SULLA TEORIA DELLE AREE SETTORIALI

2

3.

DETERMINAZIONE DEL CENTRO DI TAGLIO .

5

4.

TORSIONE PURA (O UNIFORME)

8

5.

TORSIONE DI INGOBBAMENTO IMPEDITO

6.

TORSIONE MISTA .

7.

LA RESISTENZA A TORSIONE DELLE TRAVI IN PARETE SOTTILE

8.

LA

.

.

.

9

I3

.

13

RIPARTIZIONE DEL MOMENTO TORCENTE E CARATTERISTICHE DELLA SOLLECITA-

15

ZIONE NEI PROBLEMI DI TORSIONE MISTA (O NON UNIFORME)

9. Lo IO. LA ) I.

12.

STATO TENSIONALE NELLA FLESSO-TORSIONE

.

..

..

.

TORSIONE MISTA NELL É TRA VI TORSIONALMENTE IPERSTATICHE

20 21

IL COMPORTAMENTO TORSIONALE DELLE TRAVI IN PARETE SOTTILE E LE APPROSSIMAZIONI CONNESSE CON LA TEORIA

24

APPLICAZIONI . . . .

26

.

.

SIMBOLOGIA .

39

BIBLIOGRAFIA

40

DIAGRAMMI .

43

1. Generalità sul comportamento statico delle travi in parete sottile aperta Sotto il nome di travi in parete sottile aperta si intendono raggruppare quegli elementi strutturali, il cui comportamento statico si differenzia sostanzialmente da quello delle travi a sezione compatta, per le quali viene assunto come modello di calcolo quello classico del solido di de Saint-Venant. Il comportamento statico delle travi in parete sottile è stato studiato da molti anni da numerosi Autori (cfr. Bibliografia) e le corrispondenti ricerche sono in gran parte indirizzate allo studio degli stati tensionali conseguenti alla sollecitazione di torsione . L ' interesse universalmente testimoniato al problema è giustificato dalla sempre maggiore diffusione che tali elementi strutturali vanno acquistando in tutti i settori della tecnica moderna, non solo nel campo dell'ingegneria civile, ma anche in quelli delle costruzioni navali ed aereonautichc. In particolare alla categoria dei profili in parete sottile appartengono tutti gli elementi strutturali propri delle costruzioni meta li iche, che comprendono (fig. I): i profili laminati a doppio T ed U a (fig. la) ; i profili composti in composizione saldata e bullonata (fig. lb) ; i profili in lamiera stampata, sagomata ed imbutita (fig. le); le sezioni trasversali degli impalcati da ponte a lastra ortotropa ed a sistema misto acciaio-calcestruzzo (fig. Id). L'elemento a sezione sottile aperta viene contraddistinto da tre dimensioni geometriche fondamentali:

t = spessore delle singole parti componenti il profilo (ala, anima, .. .); d

=

dimensione complessiva caratteristica della sezione trasversale (altezza, larghezza) ;

I = lunghezza della trave. Ciascuna delle tre dimensioni è di un ordine di grandezza differente da quello delle altre due ed in particolare ciascuna può considerarsi trascurabile rispetto alla successiva. Cade pertanto la limitazione alla base della teoria di de Saint-Venant (teoria tecnica delle travi), per la quale le dimensioni della sezione trasversale debbono essere comparabili fra di loro. Per tali elementi strutturali è stato infatti necessario, specificamente per la sollecitazione di torsione, generaliz-

zare i risultati di de Saint-Venant istituendo una nuova teoria che, seppur approssimata, giustifichi le discordanze verificatesi in sede sperimentale con i risultati della « teoria tecnica delle travi ».

a)

I [ I I

b)

e)

d)

e

I

_JL_

I I Fig. I (a, b, e, d)

La nuova teoria, nota oggi col nome di teoria delle aree settoriali o di teoria della torsione non uniforme, è stata sviluppata da Timoshenko [3, 5, 7], Bornscheuer [Iò, li], Vlassov [I, 22] ed Altri [6, 12, 13, 14] per le travi a sezione trasversale monoconnessa ed estesa anche a travi con sezione generica [2, 4]. La caratteristica principale di questa teoria risiede essenzialmente nel suddividere il flusso delle tensioni tangenziali provocato dalla caratteristica momento torcente in due parti: il flusso primario classico della teoria di de Saint-Venant associato alla cosidetta « torsione pura» ed il flusso secondario associato alle tensioni tangenziali legate per l'equilibrio alle tensioni normali provocate · dall 'ingobbamento disuniforme delle sezioni trasversali do-

1

vuto al flusso primario («torsione d'ingabbiamento »). Tale teoria può quindi in sostanza considerarsi per le travi in parete sottile ciò che la « teoria tecnica » costituisce per le travi a sezione compatta, dal momento che in essa ricade quando l'ingobbamento è costantemente eguale in ogni sezione trasversale. La teoria delle aree settoriali ( o della torsione non uniforme) per le travi a sezione sottile aperta costante è applicabile quando per le tre dimensioni geometriche della sezione trasversale sono verificate le seguenti condizioni:

t

d

~ 0,1;

d -,- ~ 0,1.

Si suppone inoltre che il profilo possa considerarsi indeformabile nel proprio piano e che si possa ritenere nulla la deformazione della superficie media per effetto del taglio.

* * * L'aspetto caratterizzante il comportamemo statico delle travi in parete sottile risiede essenzialmente nel fatto che, per effetto di un comportamento spaziale indotto da carichi torcenti, possono manifestarsi deformazioni lungo le fibre longitudinali della trave e conseguenti tensioni normali ad esse proporzionali. L'analisi di questo stato tensionale non è presa in consi-

dopo la deformazione dell 'elemento non si mantengono piane. ma subiscono un « ingobbamento » . Prima di passare alla formulazione analitica, è opportuno chiarire attraverso un esempio la qualità del fenomeno. Si consideri una trave a doppio T vincolata a mensola e sottoposta ad una forza orizzontale F applicata all'ala superiore (fig. 2a). La forza F è staticamente equivalente a due condizioni di carico: la prima (fig. 2b), con due forze equidi rette pari a F/2, genera nella trave una deformazione di flessione semplice; la seconda (fig. 2c), con due forze dirette in verso opposto pari a F/2, genera deformazioni di torsione e di flessione. Per il principio di sovrapposizione degli effetti lo stato deformativo completo può ottenersi quindi come somma di uno stato di «flessione pura» e di uno stato di «flesso-torsione». Per la prima condizione di carico le sezioni si mantengono piane; per la seconda condizione di carico le ali della trave si inflettono nel loro piano una in un verso e l'altra nel verso opposto: il risultato è che le sezioni trasversali del profilato non restano piane. Questa deformazione. per cui i punti della sezione subiscono 5postamenti longitudinali fuori dal piano della sezione stessa, viene di norma chiamata « ingobbamento ». Per effetto dell 'ingobbamento impedito dal vincolo della trave, nascono tensioni normali che si accompagnano a tensioni tangenziali . Le risultanti delle tensioni normali danno luogo ad un sistema di forze longitudinali autoequilibrate in ciascuna sezione trasversale. Nel caso in esame i due momenti flettenti, agenti nel piano delle ali a causa della loro inflessione contrapposta, danno luogo ad una forza generalizzata che caratterizza l'intera sezione e che viene chiamata « momento d'ingobbamento » o « bimomemo ». 11 himomento 1 ,uo essere valutato come momento dd secondo ordine, dato dal p1odotw del momento flettente agente in una delle di per la distanza fra i due piani delle ali stesse.

2.

a)

l b)

1

~

Richiami sulla teoria delle aree settoriali

Si consideri una trave in parete sottile a profilo aperto soggetta a carichi torcenti, a se .::.ione costame e vincolata genericamente. . Si assume quale si~tema di riferimento (fig. 3) un sistema di, coordinate principali (O, x, y , z): l'origine O coincide con il baricentro della sezione di riferimento, gli assi x e _v sono coincidenti con gli assi principali d'inerzia della sezione, l'asse z è diretto parallelamente alle fibre longitudinali dellii trave.

e)

Fig. 2 (a, b, e)

derazione nella teoria classica della torsione alla de SaintVenant, ma costituisce l'oggetto principale della teoria delle aree settoriali. Le tensioni normali associate al comportamento torsionale della trave costituiscono uno stato tensionale definito complementare o secondario, ma i cui valori possono essere molto grandi e dello stesso ordine di grandezza di quelli dovuti al carico puramente ftessionale. Sotto l'aspetto deformativo si verifica che le sezioni trasversali

2

y Fig. 3

Nel piano della sezione trasversale si introduce inoltre la coordinata curvilinea s, che può sostituirsi alle coordinate X e y nétla definizione della posizione del generico punto della sezione. Viene inoltre definita per i punti della sezione trasversale una terza coordinata, chiamata area settoriale w, funzione delle coordinate x e y o più semplicemente di s. La funzione w (s) rappresenta, a meno di una costante, il doppio della superficie generata dal raggio vettore CM, quando M descrive la linea media della sezione (fig. 4). Fissata

2

rtds:

1

2

Il punto C prende il nome di polo e l'origine Mo delle coordinate curvilinee (s) di punto settoriale nullo. Considerando w come terza coordinata dei punti della sezione trasversale di area A, accanto alle già note caratteristiche geometriche :

dw

X

(S: O)

t = t( s)

.5 ---------

a) w=w(s) =JJcts = 2n

e

x (cm)

M=M(s)

t

b)

y(cm)

= t(s)

b) Fig. 4 ta, b)

l'origine Mo dell'ascissa curvilinea sin un generico punto della linea media della sezione trasversale, il valore puntuale di w è dato da: w = w(s) =

f' re(s) ds

• o

(con dimensioni

[L2]),

(I) x(cm)

essendo re (s) la distanza dal punto C all'asse tangente t la sezione nel punto (s) (fig. 4).

y(cm)

Fig. 5 (a, b, e)

3

che intervengono nel problema della flessione deviata, si introducono nuove caratteristiche generalizzate ottenute con l'introduzione della terza coordinata settoriale ,9-8,9Jb

110&,1-B,9Jb

733,4

235,8

312,0

b= 41,73 cm

e)

f) Fig, 6 (a, b, e, d, e, f, g)

4

Q)

c) momenti d'inerzia centrifughi settoriali (con dimensioni

[L5j): fxw

=

fwx

=

L

wxdA;

=

f11w

L

=

fwy

wydA.

(7)

da cui le coordinate.rispetto al baricentro del polo principale C, coincidente con il centro di taglio, sono date da:

yc

Nella valutazione della funzione ]

Per sezioni prive di simmetria, il centro di taglio va determinato caso per caso, utilizzando i metodi generali proposti nella corrispondente letteratura. I profili con almeno un asse di simmetria sono molto frequenti nelle applicazioni strutturali; per essi un procedimento pratico per la determinazione del centro di taglio viene nel seguito illustrato (*). Con riferimento alla fig. 8, si consideri un profilo con asse di simmetria A-A' e lo si suddivida in 2n elementi piani numerati da l a n da un solo lato a partire dal punto B d'intersezione fra la linea media del profilo e l'asse A-A' .

Sfruttando lo stesso procedimento si può anche determinare il momento d'inerzia settoriale a partire dal centro di taglio prima ottenuto. Si ha infatti :

• • • Si applica il procedimento innanzi esposto al profilo di fig. 9. Per esso i termini che compaiono nella (11) sono contenuti in tabella (misure espresse in millimetri): 101,6

elam,rnto i. mo. 76,2 A

A' 63,5 A

C :T

-t-

Fig. 8

Fig. 9

Siano b;, t,, a; rispettivamente la lunghezza, lo spessore dell 'elemento generico i, e la distanza del suo baricentro Gi dall 'asse A-A'. La proiezione e, della linea media dell'elemento i su di un asse perpendicolare ad A-A' è considerata positiva se la linea media converge in B, negativa in caso contrario. La distanza d, fra la linea media dell'elemento i ed il punto B, ottenuta abbassando una perpendicolare per B alla linèa media, è considerata positiva se si trova a sinistra rispetto alla perpendicolare per B all'asse A-A' , negativa in caso contrario . Con queste notazioni la distanza/fra il centro di taglio C ed il punto B è data dalla relazione:

dove P = ~: d1b1 ed l.u · è il momento d 'inerzia dell'intera sezione -rispetto all'asse di simmetria. È da notare che la sommatoria è estesa a solo mezzo profilo a partire dal secondo elemento, in quanto per il primo risulta di= O.

2° elemento

3° elemento

b

25,4

t

5,1

5,1

a

63,5

101,6

e

o

76,2

d

63,5

35,6

p

1615

4° elemento

31,6

127

6135

7,62 127 -

25,4 186

12015

l';

(•) Cfr. bibl. [47, 54].

Applicando la (11) ed essendo ricava

I=

IA.A.'

= 24,4 x 108 mm4, si

1,113 X 109 mm5 24,4 x 108 mm 4 = 45 •5 mm ·

7

Dall'applicazione della (12) si ricava:

I., = 3,1563

X

2

X J()lO -

4,55

X

essendo:

1,113

= x 1010 mm6 •

X 1010

=

1,26

cp

=

::ia::::rnLto, rappreI valori di w, corrisponden i lm1gi.1tudi nale da sentano lo spostamento subì o i ciascun punto della formata.

:~ru

Tabella II - TRAVI HE ad ali larghe e parallele

UNI 5397-64

~w

Designazione Profilo

w

s.,

I.,

Id

k /1

1., /w

(cm 2)

(cm 3 )

(cm 6)

(cm4 )

(cm- 1 )

(cm4 )

22,000 22,500 26,500

44,000 56,250 140,450

2594,24 3381, 75 9975,00

4,532 7,909 51,940

0,0259 0,0300 0,0447

117,920 150,300 376,415

31,800 32,700 37,485

76,320 107,910 247,963

6488,79 9445,39 24887,9

5,290 12,005 72,102

0 , 0177 0,0221 0,0334

204,050 288,850 663,944

43,575 44,800 50,370

129,635 188,160 404,471

15074,0 22528,0 54465,8

7,259 17,576 96,686

0 ,0 136 0,0173 0,0261

345,932 502,857 1081,31

57,200 58,800 65,155

205,920 305,760 621,904

31491,5 48026 ,0 108394,0

10,735 27,453 133 , 363

0,0114 0,0148 0,0217

550,550 816,768 1663,63

72,675 74,700 81,840

310,685 470,610 913 , 334

60315,2 93897, I 199795,0

13 , 276 37,336 169,192

0,0092 0,0124 0,0180

829,93 1256,99 2441 , 29

90,000 92,500 100,425

450,000 693,750 1292 ,971

108216,0 171382,0 347073,2

18,538 52,504 217 , 638

0 , 0081 0,0108 0,0155

109,450 112,200 120,910

662,172 987,360 1776, 167

193550 295786 573824

25,537 68,192 266,946

0,0071 0,0094 0 ,0134

1768,39 2336,23 4745,88

130,800 133,800 147,560

941, 76 1364,76 2927,59

328985 487717 1154546

37,066 91,431 518,075

0,0066 0,0085 0 ,0 131

2515, 17 3645, 12 7824,25

154,375 157,625 172,525

1254, 30 1792,98 3756,73

517245 754925 1732085

46,552 110,424 598,516

0,0059 0 , 0075 O, 0115

3350,58 4806, 16 10039,62

179,900 183,400 199,440

1637 ,09 2310,84 4738 ,69

786478 1131768 2524959

55,474 128,846 679,769

0,0052 0,0066 0 ,0102

4371, 75 6171,03 12660,25

207,000 210,750 233,275

2173,50 3003, 19 7050,74

1201676 1690357 4394828

75 , 715 165,689 1160,967

0,0049 0,0061 0 , 0101

5805,20 8020,68 18839,69

220,875 224,625 246,427

2567,67 3453,61 7614,61

1514527 2071851 5014019

97,010 201,011 1228 , 380

0,0050 O, 0061 0,0097

9223,60 20346,83

HE 340 A B M

235,125 238,875 260,332

2909,67 3851 , 86 8044,27

1827067 2457438 5596396

114,452 229,056 1233,937

O, 0049 0,0060 O, 0092

7770,62 10287,5 21497,1

HE 360 A

249,375 253,125 273 , 350

3273,05 4271 ,48 8419, 18

2179893 2887808 6150650

133,919 259,617 1235,227

0 , 0049 0,0059 0 , 0088

8741,42 11408 , 6 22501,0

278,250

2946894 3823867 7427733

169,682 314 , 359 1242,382

0,0047 0 , 0056 0,0080

10590,8 13559, 8 24688,3

HE 100 A B M

HE 120 A B M

HE 140 A B M

HE 160 A B M

HE 180 A B M

HE 200 A B M

HE 220 A B M

HE 240 A B M

HE 260 A B M

HE 280 A B M

HE 300 A B M

HE 320 A B M

B

M

,

I

1202,40 1852,77 3456,04

6856 , 94

HE 400 A B M

282,000

330,860

3965 , 06 5076,00 9236,40

HE 450 A B M

314,250 318,000 336,164

4949,44 6201,00 10320,26

4154212 5267886 9275178

218,074 386,012 1256,582

0,0045 0,0053 0,0072

13219,4 16565,7 27591,1

HE 500 A B M

350,250 370,259

6041,81 7434,00 11329,96

5652322 7031063 11217934

274,685 467,221 1266,516

0,0043 ·0,0050 0,0066

16137,9 19862,0 30297,4

HE 550 A B M

387,000 390,750 406 ,980

6966,00 8498,81 12453,59

7201559 8874085 13555434

311,191 519,144 1281,333

0,0041 0,0047 0,0060

· 18608,7 22710,4 33307,4

HE 600 A B

423,750 427,500

M

442,250

7945,31 9618,75 13488,62

8994962 10989742 15957975

350,973 575,000 1291,884

0,0039 0,0045 0,0056

21227,0 25707,0 36083,6

354,000

11

Tabella III - PROFILATI AD U Serie normale UNI 5786-66 ( < 80 mm) UNI 5680-65 ( ~ 80 mm) Sw m

f

Designazione profilo

(cm)

W(l)

W(2)

S .,( I J

(cm 2 )

(cm2 )

(cm4 ) - ----- -1

- ----

I

s .. (cm4 )

1,096 1,87 1 3,007 5,509 8,789

0, 308 0,657 1,196 2, 522 4,482

8,740 11, 170 14,470 17,737 2 1, 280

15, 11 2 24,582 38,070 55,250 77,420

8.C04 14 ,-1 65 2 1,955 33, 147 47,951

25, 102 29,452 33,872

105,47§ 143 ,925 187,449

6 ,03 3 9 1,6 O

30 40 50 65 80

1,309 1,449 1,551 1,664 1,729

1,808 2,970 4,298 6,499 8,894

1,600 2, 392 3,334 4,785 6,225

100 120 140 160 180

1,9 12 2,012 2,227 2, 372 2,5 18

12,754 17,41 2 22,248 28,040 34,489

200 220 240

2,003 2,838 2,984

4 1,579 48,870 57,2 11

'-'· 4_

s ., (cm 4 )

[ "'

(cm6 ) - - ------

-0, 154 - 0,328 - 0,596 - 1,26 1 - 2,24 1

5,921 14,883 33,763 9 1,277 196,538

Id (cm4 )

0,855 0,943 1, 11 1 I. - I 2.

k /1 (cm- 1 ) - - -- 0,2358 0, 156 1 0, 11 25 0,0799 0,0638 0,0467 0,0385 0,03 19 0,027 1 0,023-.;

- 33, - 16 -45, r - 60.87 1

10436,1 16744,84 253 8 1, 18

11. _:_: I _: __:' I I .06 -

0.0206 0,01 89 0,0 170

t

!ì

I~ '

Sc,:;m

Ta bella IV - PROFILA TI A D L

Wcn

Serie norma le ri~ rza·

to! ' '

Cù(2)¾

UNI 1086-10 Cù (1)

Sw C1J

Designazione profilo

I

W(! )

W(2)

s.,