Appunti Lez.5_Di Lorenzo

Modulo II : Teoria delle strutture in acciaio Lezione 5 Membrature inflesse e pressoinflesse: progetto e verificaSommarioII.5a) Verifiche sulla capacit portante (SLU) II.5a.1Generalit II.5a.2 Membrature soggette a flessione sem. II.5a.3 Membrature soggette a puro taglio II.5a.4 Membrature soggette a pura torsione II.5a.5 Cenni sul calcolo delle membrature soggette a sollecitazioni composte

II.5b) Verifiche in esercizio (SLE) II.5b.1 Generalit II.5b.2 Verifica dello t t II 5b 2 V ifi d ll stato di spostamento t t II.5b.3 Verifica dello stato di vibrazione

Docente: Resp. scientifico: Coordinamento:

ing. Gianmaria Di Lorenzo prof. Raffaele Landolfo prof. Dante Galeota

Modulo II : Teoria delle strutture in acciaio Lezione 5 Membrature inflesse e pressoinflesse: progetto e verifica

Sommario II.5a) Verifiche sulla capacit portante (SLU)II.5a.1 II.5a.2 II.5a.3 II.5a.4 II 5a 4 II.5a.5 Generalit Membrature soggette a flessione semplice Membrature soggette a puro taglio Membrature soggette a pura torsione Cenni sul calcolo delle membrature soggette a sollecitazioni composte

II.5b) Verifiche in esercizio (SLE)II.5b.1 Generalit II.5b.2 Verifica dello stato di spostamento II.5b.3 Verifica dello t t II 5b 3 V ifi d ll stato di vibrazione ib iDocente: Resp. scientifico: Coordinamento: ing. Gianmaria Di Lorenzo prof. Raffaele Landolfo prof. Dante Galeota

Modulo II: Teoria delle strutture in acciaio

Corso in progettare con l'acciaio in zona sismica

II.5a.1 Generalit II 5 1 G litSistema strutturaleCostruzione esistente Costruzione in prog.

DefinizioneIl controllo teorico il processo attraverso il quale si verifica che la risposta del sistema strutturale (Domanda=D) compatibile con determinati limiti prestazionali (Capacit=C) Deterministici o di Livello 0; Semiprobabilistici o di Livello I; P b bili ti i o di Livello II, III e IV Probabilistici Li ll II IV.SL

Identif.

1a

1b

TA

F Fasi operati ive

2

Modellazione

Metodi

3 no si 5

Analisi Controllo (teorico) o verifica Sintesi (S)

ControlloSd Rd Resistenza d lim Deformabilit

4

()

Realizzazione e Controllo sperimentale

ing. G. Di Lorenzo

II.5a) Verifiche sulla capacit portante (SLU)

2



II.5a.2 II 5a 2

Membrature soggette a flessione sempliceEsempi di membrature inflesse Dimensionamento rispetto alla resistenza Verifica agli SLU secondo EC3Verifica di resistenza Verifica di instabilit laterale (svergolamento)

II.5a.2.1 II.5a.2.2 II.5a.2.3 II.5a.2.4

II.5a.2.3.1 II.5a.2.3.2

Verifica alle TA secondo CNRUNI 10011

II.5a.2.4.1 Verifica di resistenza II.5a.2.4.2 Verifica di instabilit laterale (svergolamento)

ing. G. Di Lorenzo


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II.5a.2.1 Flessione: E II 5 2 1 Fl i Esempi di membrature i fl i b t inflesseProfilati a doppio T (ad es. HE, IPE) M My z Ali larghe Ali strette

Edificio intelaiato multipiano

Travi secondarie

y

yTravi principali

x

z

z

Profilati a C (UPN, UPE) M y My z N.B. Le travi (per carichi verticali) sono (p ) soggette a flessione semplice in mezzeria

Edificio monopiano z

Travi secondarie

x

M

Tubolari e Cold-formd

M My Travi principali

My z

xz

x

ing. G. Di Lorenzo


4



II.5a.2 II 5a 2


II.5a.2.1 II.5a.2.2 II.5a.2.3 II.5a.2.4

II.5a.2.3.1 II.5a.2.3.2



ing. G. Di Lorenzo


5



II.5a.2.2 Flessione: Di II 5 2 2 Fl i Dimensionamento rispetto alla resistenza i t i tt ll i tM MN.B. Le travi progettate per reistenza (rispetto al W) vanno accuratamente verificate allo SLE ed d in i particolare nei confronti della deformabilit (rispetto ad I)

Fasi OperativeIPE

1

Scelta una tipologia di sezioneAd esempio IPE

y

y

z

xz

2

Scelta del tipo di acciaioAd esempio acciaio S275

Modulo di resistenza elastico teorico WYy dove: Mmax il max momento sollecitante fd la tensione di progetto pari: fy /M0 allo SLU adm alle T.A.

3

Calcolo del momento flettente massimo alle T.A o SLUAd esempio con schemi semplificati o analisi di primo tentativo con mod. di Liv.0

Mmax

4

Calcolo dell modulo di resistenza W* elastico teoricoy

IPE

5

z ing. G. Di Lorenzo

Scelta della sezione dal sagomario con W maggiore di quello teoricoAd esempio altezza i lt 6

h

z


Corso di Costruzioni in Acciaio - B


II.5a.2.2 Flessione: Dimensionamento rispetto alla resistenzaSagomario HE

HEAsse forte y Iy > I z Asse debole z HEB 100 HEA 120Pag. 2

ing. G. Di Lorenzo

Unit II.1) Introduzione al calcolo delle strutture in acciaio

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II.5a.2 II 5a 2


II.5a.2.1 II.5a.2.2 II.5a.2.3 II.5a.2.4

II.5a.2.3.1 II.5a.2.3.2



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II.5a.2.3.1 Flessione: cenni introduttiviHp Principio di conservazione delle sezioni piane (hp. Bernulli) e piccoli spostamenti Materiale elastico perfettamente plastico (hp. Prandtl) ed isoresistenete Assenza di qualunque fenomeno instabile

M Mpl My

fy

fy

fy

M

M

L prestazione a fl t i i La flessione t d a tende degradare a seguito di fenomeni instabilit locale e/o distorsionale (Vedi Lez.3 Classificazione)

y/2Fattori di forma Moduli di resistenza [L3]

pl180 , =1/RMomento plasticofy

Wel = I Y h / 22.37 2.00 1.70 1.50 1.27 Y

W pl = 2 SY

fy

Modello meccanico

Momento al limite elasticofy

=Z

M pl My

=

W pl Wel

Y

= y

1.14

Z

pl/y

M y = f y Wel

Fattore di forma geometrico a flessione

M pl = f y W pl9

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II.5a.2.3.1 Flessione: Verifica di resistenza Sez. Classe 1ComportamentoSono quelle sezioni trasversali in grado di sviluppare una cerniera plastica avente la capacit rotazionale richiesta per lanalisi plastica senza che si verifichi riduzione di resistenza

M/MplMu/Mpl1.0 fy fy

fu

Classe 1 Duttile

Tipologia di sezioni ed applicazioni Profili IPE, UPN, HEB, HEM, HEA per h < 300 mm ed acciaio S 235 Sistemi strutturali sismoresistenti ad alta duttilit M

HE

1.0IPE

u/yC 3 (by DM.2008)

max/y

/y

Tensione di progetto fd allo SLU

M c ,Rd =M

W pl f y

Resistenza di progetto a flessione (per resistenza)

M0Tasso di lavoro

dove Wpl il modulo di res plastico M0 il coeff di sicurezza parziale per resistenza, pari a 1.05

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II.5a.2.3.1 Flessione: Verifica di resistenza Sez. Classe 2ComportamentoSono quelle sezioni trasversali in grado di sviluppare il proprio momento resistente plastico, ma che hanno una capacit rotazionale limitata per effetto dellinstabilit locale

M/Mpl

Classe 2 Compatta

fy

1.0

Tipologia di sezioni ed applicazioni Profili HEA con acciai S 355 e S 460 Strutture sismoresistenti a bassa duttilitHEA

1.0

u/yC 1.5 (by DM LL. PP. 2008)

/y

M

M c ,Rd =M

W pl f y

M0


dove Wpl il modulo di res plastico M0 il coeff di sicurezza parziale pari per resistenza, pari a 1.05

Tasso di lavoro

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II.5a.2.3.1 Flessione: Verifica di resistenza Sez. Classe 3ComportamentoSono quelle sezioni trasversali nelle quali le tensioni calcolate nelle fibre esterne compresse della membratura di acciaio, ipotizzando una distribuzione elastica di tensioni, possono raggiungere la resistenza di snervamento ma linstabilit locale pu impedire lo l instabilit sviluppo del momento resistente plastico

M/MplClasse 3 Semi-compattafy

1.0

My/Mpl

Tipologia di sezioni ed applicazioni Profili HEAA Strutture non dissipative MHEAA

1.0

/y

M c , Rd =M

Wel ,min f y

M0


(*) Per sezioni non simmetriche si adotta il valore minimo t i due moduli di resistenza elastici corrispondenti alla d li i t l ti i i d ti ll tra d crisi della fibra superiore o inferiore

dove Wel,min il modulo di res elastico minimo(*) della sezione M0 il coeff di sicurezza parziale pari per resistenza, pari a 1.05

Tasso di lavoro

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II.5a.2.3.1 Flessione: Verifica di resistenza Sez. Classe 4ComportamentoSono quelle sezioni trasversali nelle quali linstabilit locale si verificher prima che in uno o pi elementi della sezione trasversale si raggiunga la tensione di snervamento

M/MplClasse 4 Snella

b

t

Metodo della tensione ridotta < fy

Metodo della larghezza efficaciefy

1.0

Cold-formed EN 1993 1 3 1993-1-3

Tipologia di sezioni ed applicazioni Lamiere grecate e p g profili cold-formed Strutture non dissipative e sistemi a seccoN.B. I cold-formed ben irrigiditi possono essere anche di classe superioreLamiere grecate

Meff/Mpl

Travi lami comp EN 1993-1-5

rid = ( p ) f yProfili a ZoC

beff = ( p ) b

1.0

/y

M M

M c , Rd =

Weff ,min f y

M0


(*) La parzializzazione delle parti compresse, anche per sezioni lorde simmetriche, genera una asimmetrica per la quale occorre simmetriche considerare il W minimo (crisi delle fibre superiori o inferiori)

dove Weff ,min il modulo di res. efficacie minimo della sezione M0 il coeff di sicurezza parziale per resistenza, pari a 1.05

Tasso di lavoro

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II.5a.2.3.1 Flessione: Comportamento sperimentaleClasse 1 Classe 4

i=1200 mm

L=5800 mm

Esempi di prove a flessione su travi vincolate torsionalmenteTravi cold-formed MH MLC H=300 mm t=2mm Acciaio S235

IPE 240 Acciaio S275

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II.5a.2 II 5a 2


II.5a.2.1 II.5a.2.2 II.5a.2.3 II.5a.2.4

II.5a.2.3.1 II.5a.2.3.2



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II.5a.2.3.2 Flessione: Verifica di instabilit laterale (svergolamento) by EC3Tipo curva imperfez. Fattore di imperfez

Vincoli b torsionali a c0.21 0 21 0.34 0 34 0.49 0 49

d0.76 0 76

Modelli di resistenza

EN 1993-1-1 Controllo SLU

N.B. Per valutare Mcr vedi EN1993-1-1, al par. 6.3.2.1 e Ann.F ENV 1993-1-3

Mcr

dove:

fy la tensione di snervamento

M1 il coefficiente di sicurezzainstabilit i 1.05 per i t bilit pari a 1 05 Wy il modulo di resistenza della sezione pari;Coefficiente h tiene conto della C ffi i t che ti t d ll distribuzione del momento flettente tra i ritegni torsionali (si parla in questo caso LT,mod) f=1 se MEd=cost

LT

=

Ry Rcr

1

Wy = Wpll per sezioni di clas 1 o 2 Wy = Wel per sezioni di classe 3 Wy = Weff per sezioni di classe 4

Mb,Rd Resistenza di progetto all R i t tt ll insabilit laterale (lateralbuckling)

0.4La curva dinstab. deve essere minorata da

LT

{1 e 1/(LT2f)} Resistenza Curva Eulero

LT

1 = f

1LT

LT {1

e 1/(LT2f)}Tasso di lavoro

+ LT LT2

2

Formula di Ayrton Perry

il coefficiente di riduzione della tensione resistente di progetto a g seguito dellinstabilit flesso torsionale

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II.5a.2 II 5a 2


II.5a.2.1 II.5a.2.2 II.5a.2.3 II.5a.2.4

II.5a.2.3.1 II.5a.2.3.2



ing. G. Di Lorenzo


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II.5a.2.4.1 Flessione: V ifi alle T A II 5 2 4 1 Fl i Verifica ll T.A.M M Verifiche di resistenza CNR UNI 10011 DM 1996 Controllo C t ll TA

Flessione retta

y

xz

dove: M il momento sollecitante

maxzn n

adm la tensione ammissibile dFormula di Navier

y

W il modulo di resistenzaelastico valutato rispetto allasse neutro coniugato allasse di sollecitazione ll ll it i considerato

max massima tensione normale presente nella membratura

zmaxns

My

Flessione deviataMzn

ys

Luis Marie Navier (1785-1836)

Tasso di lavoro

z ing. G. Di Lorenzo II.5a) Verifiche sulla capacit portante (SLU) 18



III.5a.2.4.2 Flessione: V ifi allo svergolamento alle T A III 5 2 4 2 Fl i Verifica ll l t ll T.A.LVincoli torsionali distanza tra vincoli torsionali Verifiche di instabilit CNR UNI 10011 DM 1996 Controllo C t ll TA

Metodo

dove:

Meq Mmax Mm momentomedio N.B. Tale espressione valida per travi laminate a doppio T con sezione doppiamente simmetricaMetodo di C Massonet C.

adm la tensione ammissibile

W il modulo di resistenza elasticoMeq il momento sollecitante equivalente, paria a Meq =1,3 Mmcon travi

max di collasso per instabilit presente nella membratura

Meq /Mmax [0.75 1]mensole

tf

b hz

Meq = Mm

con Meq /Mmax [0. 50 1]

y

1 1 un coefficiente

amplificativo fittizio delle sollecitazioni pari a

Tasso di lavoro

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II.5a.3 Membrature soggette a puro taglioII.5a.3.1 II.5a.3.2 Verifica agli SLU secondo EC3 g Verifica alle TA secondo CNRUNI 10011

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II.5a.3.1 Membrature a T li V ifi agli SLU secondo EC3 II 5 3 1 M b t Taglio: Verifica li dVEd VEdy

Modelli di resistenza Sezioni S i i con anime tozze i


xz

tf hw y

b

Per sezioni a doppio T

dove:

Tensione resistente a taglio (vedi Von Mises)

fy la tensione di snervamento

r tw z h

M0 il coefficiente di sicurezza per

Per tubolari

resistenza pari a 1.05

VRd Resistenza di progetto a p g taglio della membratura

Av larea di taglio Sezioni con anime snelleSnellezza adimensionalizzat a del pannello danima ( ed (vedi EN1993-1-5 993 5 o EN1993-1-3) Tensione tangenziale di collasso dellanima

Anime non irrigidite

VEd VEdy

hw > 72 tw

= 1 acc S460 = 1.2 altri

New

xz Tension field

w

V 1

dove:

Anime irrigidite trasversa

il coefficiente di riduzione della tensione resistente di progetto a seguito imbozzamento

hw > 31 k tw21

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II.5a.3 Membrature soggette a puro taglioII.5a.3.1 II.5a.3.2 Verifica agli SLU secondo EC3 g Verifica alle TA secondo CNRUNI 10011

ing. G. Di Lorenzo


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II 5 3 2 M b t T li Verifica ll T.A. II.5a.3.2 Membrature a Taglio: V ifi alle T AVEd VEdy

Verifiche di resistenza

CNR UNI 10011 DM 1996 Controllo C t ll TA

Metodo semplificato

xz

Iy(z) momento dinerzia di tutta la sez rispetto a y Sy(z) rappresenta il momento statico dellarea sottesa dalla curva valutato rispetto allasse baricentrico

dove: VEd il taglio sollecitante

Tensione tangenziale ammissibile a taglio (vedi Von Mises)

Av larea di taglio (vediverifica SLU)max

Metodo di Jourawsky(z)zn n

la massima tensione t i l tangenziale

h*

y

maxHp. Tensioni tangeziali ortogonali alla corda costanti

z ing. G. Di Lorenzo

dove: h* il braccio della coppia interna ovvero la distanza tra la risultante delle trazioni e compressioni (flessione associata)

Tasso di lavoro


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II.5a.4 Membrature soggette a torsione

ing. G. Di Lorenzo


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II.5a.4 II 5 4T

Membrature soggette a torsione: V ifi M b t tt t i VerificaVerifiche di resistenza ti CNR UNI 10011 DM 1996 Controllo C t ll TA

Sezioni ttili S i i sottili aperte thi

Ty z

maxx N.B. Sfruttando lanalogia idraulica (divergenza nulla del campo vettoriale delle ) possibile osservare che :Per Per le sezioni aperte (monoconnesse) le tensioni tangenziali da torsione primaria raggiungono il massimo valore in corrispondenza nella fibra estrema dellelemento pi spesso (ovvero torsione N.B. La rigido) Per secondaria fa chiuse le sezioni (biconnesse) lo stato nascere tensioni tensionale massimo si normali e raggiunge in tangenziali corrispondenza dellelemento pi sottile d ll l t i ttil

Torsione primaria o di St. Venant

dove: hi e ti sono rispettivamente laltezza e lo spessore del generico tratto che compone la sezione

T

Torsione secondaria o da warping

Sezioni sottili chiuse(formula di Bredt)

dove: fd la tensione di progetto pari: p fy /M0 allo SLU adm alle T.A.

max

Ty z

x

tmin lo spessore minimo dellasezione media

A larea sottesa dalla linea

Controllo SLU EN 1993-1-1 25

ing. G. Di Lorenzo




II.5a.5 Cenni sul calcolo delle membrature soggette a sollecitazioni composteII.5a.5.1 II.5a.5.2 II.5a.5.3 II 5 5 3 Verifica elementi presso-inflessi M-N Verifica travi soggette a flessione e taglio M-V Analogie formali t le verifiche M N e M V A l i f li tra l ifi h M-N M-V

ing. G. Di Lorenzo


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II.5a.5.1 Verifica l II 5 5 1 V ifi elementi presso-inflessi M-N: G ti i fl i M N Generalit litProfilati a doppio T M My z

Tubolari

EsempiM

Edificio intelaiato a nodi rigidiColonne

N x

y z

N

x

x

eN.B. Nel caso di piccola eccentricit (inferiore allimperfezione longitudinale e non necessariamente contenuto al nocciolo centrale) lasta si considera soggetta a sola compressione (vedi par par. II.3 e II.4)

Differenze di comportamento strutturaleM M

=0

LCompressione Colonne

Edificio monopiano

Travi di controventi

N Compressione

N

1. Dominio simmetrico per =0 (isoresistente) 2. Dominio poco arrotondato verso lasse delle ordinate (basso fattore di forma 1.14) 3. Dominio in zona compressa degradato dai fenomeni di instabilit globali e/o locali (dominio convesso) ing. G. Di Lorenzo

z y


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II.5a.5.1 Le t II 5 5 1 L aste presso-inflesse: V ifi agli SLU b EC3 i fl Verifica li byx N M

Dominio di interazione N-Mm=MEd/MRd 1Sez. rett Sez. doppio T Asse forte Sez. doppio T Asse debole m*

Veridiche di resistenza Se o p ast ca dopp a e te Sezioni plastica doppiamente simmetrica Espressione generale


N.B.Le ipotesi sono le stesse introdotte per il momento plastico (vedi par. II.1.3)

n=NEd/NRd

LAceny np

|n|>a

|n|a

n*

1 fy

Comp

AG d d np

MN= Mpl - Mpl,cen N

MN,Rd Momento resistente ridotto per effetto dello sforzo normaleConfrontando il momento plastico C f d l i della sezione pressoinflessa MN con il momento plastico per sola flessione semplice Mpl, si evince che il primo risulta ridotto per effetto della plasticizzazione della zona centrale Scaturisce d ci che nelle sezioni a S t i da i h ll i i doppio T il momento resistente MN,Rd dipenda dal rapporto tra larea dellanima (A-2btf) che ne modifica la forma

y

=

+MN

MplInflessione intorno allasse forte

z yAsse forte y-y

Sezione rettangolare

Sezioni a doppio T di classe 1-2

M N ,Rd = M pl ,Rd 1 n2

[

]M N ,Rd = M pl ,Rd

dove: n=NEd /Npl,Rd pari al tasso di lavoro per solo sforzo normale (sforzo normale adimensionalizzato)Asse debole z-z

Per n a

Inflessione intorno allasse debole

a=(A-2btf )/A il rapporto tra larea dell anima l area dellanima e larea totale

Rd il dominio dinterazionePer n >a

ing. G. Di Lorenzo


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II.5a.5.1 Le t II 5 5 1 L aste presso-inflesse: V ifi agli SLU b EC3 i fl Verifica li byx N1

M

Dominio di interazione N-Mm=MEd/MRdSez. rett Sez. doppio T Asse forte Sez. doppio T Asse debole m*

Veridiche di resistenza Sezioni di classe 1-2Sez a doppio T asse forte


n=NEd/NRd

L

dove:

|n|>a

|n|a

n*

1

Comp

n=NEd /Npl,Rd pari al tasso di lavoroper solo sforzo normale (sforzo normale adimensionalizzato)

MN,Rd Momento resistente ridotto per effetto dello sforzo normaleN.B. Per le espressioni dei coefficienti di interazione kij vedi lappendice A e B della EN 1993-1-1. In prima approssima ione per approssimazione profili a doppio T ad ali larghe:

N.B. Per sezioni di classe 3 si usa lo stesso la formula di Navier generalizzata per valutare

a=(A-2btf )/A il rapporto tra larea dellanima e larea totale

Sezioni di classe 3 Veridiche di stabilitdove:

z y Sezioni di classe 1-2-3Asse forte y-y

kij1.5 ed LT1

y e z sono I coeff

di riduzione per instabilita flessionale (vedi aste comp)

LT coeff di riduzioneAsse debole z-z

p per instabilita flessiotors

Rd il dominio dinterazione

ing. G. Di Lorenzo


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III.5a.5.1 L III 5 5 1 Le aste presso-inflesse: V ifi alle TA t i fl Verifica llx N y Mz

M(z) N(z)

(z)

Veridiche di resistenzaSez. doppiamente simmetrica

CNR UNI 10011 DM 1996 Controllo C t ll TA

+z

=dove:

max =

N My Mz + + adm A Wy Wz

L

Formula di Navier generalizzata

M ed N sono rispettivamente sforzo normale e momento flettente agente nella sezione considerata Wy e Wz sono il modulo di resistenza elasticoi della sezione valutati rispettivamente rispetto ad y e z Veridiche di stabilit

z y

N.B. Tale verifica si utilizza nel caso di aste tozze

max massima tensione normale presente nella membratura

dove:Asse forte y-y

Meq il momento equivalente Ncr.i lo sforzo normale critico di Eulero per inflessione intorno allasse (i-i)

adm

la tensione ammissibile

un coefficiente di sicurezza posto pariSez. Simmetrica sollecitata secondo l asse lasse forte ( i y) i=y)

a 1.5 per condizioni di carico di tipo I e 1.33 per condizioni di carico di tipo II 30

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II.5a.5 Cenni sul calcolo delle membrature soggette a sollecitazioni composteII.5a.5.1 II.5a.5.2 II.5a.5.3 II 5 5 3 Verifica elementi presso-inflessi M-N Verifica travi soggette a flessione e taglio M-V Analogie formali t le verifiche M N e M V A l i f li tra l ifi h M-N M-V

ing. G. Di Lorenzo


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II.2.8.2 Verifica elementi inflessi V-M: GeneralitProfilati a doppio T M My z Ali larghe Ali strette

Edificio intelaiato multipiano

Travi secondarie

y

yTravi principali

x V

z

z

Profilati a C M y My z

N.B. In zona sismica laccoppiamento tra taglio e flessione (V-M) risulta sensibile nelle zone di estremit delle travi z Edificio monopiano iTravi secondarie

x V

M

Tubolari e Cold-formdTravi principali

My z

x V II.5a) Verifiche sulla capacit portante (SLU) 32

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II.2.8.2 Verifica elementi inflessi V-M: Verifica agli SLU by EC3MEdModello di resistenza EN 1993-1-1 Controllo SLU

VEd

MEd

Sezioni S i i di classe 1-2 l 12Sez a doppio T inflesse secondo lasse forte

y z

VEd Dominio di interazione V-M

x

dove:

m=MEd/MRd

Wpl,y il modulo di resistenza plastico rispetto allasse forte Aw larea dell anima (twhw) l area dellanima

MV.Rd=Mc.Rd per v0,5 1 MV.Rd per v>0,5m*

MV,Rd Momento resistente ridotto per effetto del taglio ff tt d l t li per VEd>50% Vpl,Rd MV Rd=Mc,Rd V,Rd M Rd Momento resistente per VEd50% Vpl,Rd

il coefficiente di riduzione delmomento resistente per linterazione con lo sforzo di taglio definito nellintervallo 0 5

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