Circolare 2 febbraio 2009, n. 617 Ministero delle Infrastrutture e dei Trasporti Istruzioniperl'applicazionedelle Nuove norme tecniche per le costruzioni di cui al decreto ministeriale 14 gennaio 2008. (Pubblicata nella Gazzetta Ufficiale n. 47 del 26 febbraio 2009- Suppl. Ordinario n. 27) IL MINISTRO DELLE INFRASTRUTTURE E DEI TRASPORTI Con decretoministeriale14gennaio2008,pubblicatonella GazzettaUfficialedel 4 febbraio 2008, n. 29, sono state approvate leNuovenormetecnicheper le costruzioni, testo normativo che raccoglie in forma unitaria le normechedisciplinanola progettazione,l'esecuzione ed il collaudo delle costruzioni al fine digarantire,perstabilitilivellidisicurezza,lapubblica incolumita'. Talinormerappresentano la piu' avanzata espressione normativa a tuteladellapubblicaincolumita'nelsettore delle costruzioni, secondoun'impostazionecoerente con gli eurocodici e con contenuti all'avanguardia,riguardoalla puntuale valutazione della pericolosita' sismica del territorio nazionale e quindi alle esigenze di una moderna progettazionesismoresistentedelleoperedi ingegneria civile da realizzare oristrutturareinItalia; impostazione condivisa dal mondoaccademico,professionalee produttivo-imprenditoriale. Inconsiderazionedelcarattere innovativo di dette norme, si e' ritenutoopportunoemanare la presente circolare esplicativa che ha cercatodiprivilegiare,con una trattazione maggiormente diffusa, gliargomentipiu'innovativiepercertiversi piu' complessi trattati dalle Nuove norme tecniche. Il testo, pur essendo articolato e corposo, non travalica i compiti ei limiti propri di una circolare e, quindi, non modifica argomenti trattati dalle Nuove norme tecniche, ne' aggiunge nuovi argomenti, se non per informazioni, chiarimenti ed istruzioni applicative. Conlepresentiistruzionisie' inteso fornire agli operatori indicazioni,elementiinformativiedintegrazioni,peruna piu' agevoleedunivocaapplicazionedelle Nuove norme tecniche per le costruzioni. Lapresente circolare e' stata sottoposta al parere dell'Assemblea generaledelConsigliosuperioredeilavoripubbliciche si e' espressa favorevolmente in data 11 aprile 2008 con voto n. 305/07. Roma, 2 febbraio 2009 Il Ministro: Matteoli www.studiolegalepirruccio.it 2 Allegato ---->Vedere da pag. 2 a pag. 88Vedere da pag. 89 a pag. 179Vedere da pag. 180 a pag. 270Vedere da pag. 271 a pag. 354Vedere da pag. 355 a pag. 447 60,3 = 0 per 60,3 = 0,2 + 10 h/b, con3 2,0. C3.4.5.6. Coperture adiacenti o vicine a costruzioni pi alte Per il caso di neve depositata in assenza di vento si dovr considerare la condizione denominata Caso (i) nella figura C.3.4.4.Perilcasodicaricodanevedepositatainpresenzadivento,sidovrannoconsiderareglieffettidei possibili accumuli causati dai due fenomeni seguenti: -scivolamento della neve dalla copertura posta a quota superiore; -deposito della neve nella zona di ombra aerodinamica. LacondizionedicaricoconseguenteaifenomenidicuisopradenominataCaso(ii)nellafigura 34C.3.4.4. 1 h ls b1b2 s w 2 Caso (i) 1 Caso (ii) FiguraC3.4.4Coefficiente di forma per il carico neve coperture adiacenti a costruzioni pi alte I valori dei coefficienti di forma sono dati dalle espressioni seguenti: 1 = 0,8(assumendo che la copertura inferiore sia piana) 2 = s + w in cui :s ilcoefficientediformaperilcariconevedovutoalloscivolamentodellanevedalla copertura superiore, che vale: per 15,s = 0 per > 15,scalcolatoinragionedel50%delcaricototalemassimoinsistente sullafaldadellacoperturasuperiore,valutatoconriferimentoalvalore del coefficiente di forma appropriato per detta falda. w il coefficiente di forma per il carico neve dovuto alla redistribuzione operata dal vento, che 35vale: w = (b1 + b2)/2h h/qsk

in cui: ilpesodellunitdivolumedellaneve[kN/m3],cheperipresenticalcolipuessere assunto pari a 2 kN/m3 Il valore del coefficiente w dovr comunque essere compreso tra i limiti seguenti 0,8 w 4,0. La lunghezza della zona in cui si forma laccumulo data da ls = 2h, e comunque 5 ls 15 m. Nelcasoincuib2 (C4.1.2 e 4.1.2 NTC) dovedlaltezzautiledellasezione,xlaltezzadellazonacompressaeculadeformazione ultima del calcestruzzo, data al 4.1.2.1.2.2 delle NTC. Il limite 0,70 ha lo scopo di evitare che uneccessodiridistribuzionepossaindurreplasticizzazionealloStatoLimitediEsercizionelle sezioni in cui si riduce il momento resistente, contenendo cos le richieste di duttilit nelle situazioni sismiche. Diconseguenza,adogninodo,laliquotadeimomentidaridistribuire,M,nonpueccedereil 30%delminoretraiduemomentidestremitconcorrentialnodo,nelcasodimomentidiverso opposto.Nelcasodimomentiequiversi,ilrapportovariferitoinevitabilmentealmomentoche viene ridotto in valore assoluto. La ridistribuzione dei momenti permette una progettazione strutturale pi economica ed efficiente, riducendoinvaloreassolutoimomentimassimidicalcolo,solitamentelocalizzatinellezonedi momentonegativo,ecompensandoquestadiminuzioneconlaumentodeimomentinellezone meno sollecitate.Ci consente di: -progettaretraviaventiresistenzamassimaaflessioneminorediquellarichiestadallanalisi elastica, grazie ad una pi uniforme distribuzione delle resistenze lungo il loro sviluppo;-utilizzaremegliolaresistenzaminimaaflessionedellesezioni,dovutaalrispettodelle limitazionicostruttiveimpostedalleNTC,quandoessaeccedasignificativamentele sollecitazioni derivanti dallanalisi elastica. Ilrequisitoessenzialepereffettuarelaridistribuzionecheildiagrammadeimomentirisulti staticamente ammissibile una volta effettuata la ridistribuzione.Il diagramma staticamente ammissibile se equilibrato e se soddisfa in ogni sezione la condizione Ed RdM M (C4.1.3) 43dove EdM il valore di progetto del momento dopo la ridistribuzione e MRd il momento resistente di progetto. C4.1.1.1.1Ridistribuzione nelle travi continue Nel caso di una trave continua (Figura C4.1.1), i momenti M1 e M2 delle sezioni pi sollecitate (in corrispondenzadegliappoggi)possonovenireridottiaivaloriM1 eM2,nelrispettodeilimiti M1 M1 e M2 M2.Ildiagrammadelmomentoflettentesortitodallanalisielasticalinearedellatravecontinuain esame,rappresentatodallacurvaatrattocontinuodellaFiguraC4.1.1,vatraslatodiconseguenza nel rispetto dellequilibrio con il carico p applicato, come indicato dalla curva a tratteggio di Figura C4.1.1. Mp1 M2M' 1M' 2 Figura C4.1.1 Ridistribuzione dei momenti per travi continueC4.1.1.1.2Ridistribuzione nelle travi continue dei telai Neitelaiimomentitrasmessidaipilastriainodi,nonessendoammessapertalielementila ridistribuzione,sonoquellidesuntidallanalisielastica.Poichtalimomentidebbonoesserein equilibrioconquellitrasmessiallostessonododalletravi,laridistribuzionesieffettuaapplicando allestremit delle travi convergenti nel nodo momenti flettenti di segno opposto ed uguale intensit, lasciando immutato il regime di sollecitazione nei pilastri. Operativamente, si possono evidenziare due possibili situazioni a seconda che i momenti trasmessi alnododalletraviinessoconvergenti(momentidestremit)abbianoversodiscorde(Figura C4.1.2) o concorde (Figura C4.1.3). 44 Figura C4.1.2 Diagramma delle sollecitazioni e schema dei momenti trasmessi al nodo con momenti destremit discordi FiguraC4.1.3Diagrammadellesollecitazionieschemadeimomentitrasmessialnodoconmomentidestremit concordi Il soddisfacimento dellequilibrio impone che, nel caso in cui in cui momenti destremit delle travi abbiano verso discorde, essi siano entrambi ridotti di M (Figura C4.1.4) e che, in caso contrario, il momentodestremitdellatravedisinistrasiaridottodiMequellodellatravedestrasia aumentato della stessa quantit M (Figura C4.1.5). Figura C4.1.4 Momenti destremit di verso opposto: ridistribuzione del momento nelle travi Trave destra MED,sx-M MED,dx-M MED,inf MED,sup Pilastro inferiore Pilastro superiore Trave sinistra MED,sx MED,dx MED,inf MED,sup Pilastro inferiore Pilastro superiore Trave destraTrave sinistra MM MED,sx MED,dx MED,inf MED,sup Trave destraTrave sinistra Pilastro inferiore Pilastro superiorePilastro superiore Trave destra Trave sinistra Pilastro inferiore MED,inf MED,sup MED,sx MED,dx MED,sx MED,dx MED,inf MED,sup Pilastro inferiore Pilastro superiore Trave destraTrave sinistra Pilastro superiore Trave destra Trave sinistra Pilastro inferiore MED,infMED,sup MED,sx MED,dx 45 Figura C4.1.5 Momenti destremit di verso concorde: ridistribuzione del momento nelle travi Idiagrammideimomentiottenutiaseguitodellaridistribuzione,perleduediversesituazioniin precedenza prefigurate, sono rappresentati in Figura C4.1.6. Figura C4.1.6 Diagrammi dei momenti a seguito della ridistribuzione dei momenti nelle travi Comegidetto,affinchlaridistribuzionesiaconsentita,ildiagrammadeimomentiflettentisu ciascuna trave ottenuto per effetto della ridistribuzione deve essere staticamente ammissibile. C4.1.2 VERIFICHE AGLI STATI LIMITE C4.1.2.1Verifiche agli stati limite ultimi C4.1.2.1.1.4Tensione tangenziale di aderenza acciaio-calcestruzzo Conriferimentoallultimocapoversodel4.1.2.1.1.4,aifinidelcalcolodellaresistenzadi aderenza pu farsi riferimento alle norme UNI EN 1992-1-1. C4.1.2.1.2Resistenza a sforzo normale e flessione (elementi monodimensionali) C4.1.2.1.2.4Analisi della sezione Pilastro superiorePilastro superiore Trave destra Trave sinistra Pilastro inferiore MED,inf MED,sup MED,sx-M MED,dx+M Trave destra Trave sinistra Pilastro inferiore MED,infMED,sup MED,sx-M MED,dx-M Diagramma originario Diagramma ridistribuito Trave destra MED,sx-M MED,dx+M MED,inf MED,sup Pilastro inferiore Pilastro superiore Trave sinistra MED,sx MED,dx MED,inf MED,sup Pilastro inferiore Pilastro superiore Trave destraTrave sinistra MM 46Con riferimento alla verifica di resistenza dei pilastri in c.a. soggetti a sola compressione assiale, la prescrizionecircaleccentricitminimadellazioneassialedatenereincontopuessere implicitamente soddisfatta valutando NRd con la formula NRd = 0,8 Ac fcd + As,tot fyd(C4.1.4) con Ac area del calcestruzzo e As,tot area totale darmatura. C4.1.2.1.5Resistenza di elementi tozzi, nelle zone diffusive e nei nodi Con riferimento ai modelli fatti di tiranti e puntoni descritti al 4.1.2.1.5 delle NTC, nel seguito si riporta un esempio di applicazione di detto metodo di verifica con riferimento al caso della mensola tozza di Figura C4.1.7. Inquestocasoilmeccanismoresistentecostituitodauntiranteorizzontalesuperiore, corrispondente allarmatura tesa, e da un puntone di calcestruzzo inclinato di , che riporta il carico PEdentroilbordodelpilastro.ConledimensionigeometricheindicatenellaFiguraC4.1.7, attraverso lequilibrio del nodo caricato si ottiene la portanza della mensola in termini di resistenza dellarmatura: ( )R Rs s yd Ed1P P A f H = = (C4.1.5) con =ctgl/(0,9d). Per la verifica dovr risultare PR PEd(C4.1.6) Dovr inoltre risultare una resistenza PRc del puntone di calcestruzzo non minore di quella correlata allarmatura con Rc cd Rs 2cP 0, 4bdf P1= + (C4.1.7) conc=1persbalzidipiastrenonprovvistidistaffaturaec=1,5persbalziditraviprovvistidi staffatura. 47 Figura C4.1.7 Esempi di modello a puntoni e tiranti con tirante orizzontale per mensole tozzeAquellosoprapresentatopuaggiungersiunsecondomeccanismofunzionanteinparallelo, costituito da un tirante inclinato ed un puntone inferiore come rappresentato in Figura C4.1.8. Figura C4.1.8 Esempi di modello a puntoni e tiranti con tirante obliquoper mensole tozzeAttraversolequilibriodelnodosulqualevienetrasmessalaquotapartedicaricosiottieneil corrispondente contributo di portanza in termini di resistenza dellarmatura PR = As fsd sin(C4.1.8) che deve risultare non maggiore della resistenza del puntone compresso: PRc = 0,2 b d fcd tg PRs(C4.1.9) Lacapacitportanteglobaledellamensolaprovvistadeidueordinidarmaturapucalcolarsi,a partire dal contributo di ciascun meccanismo resistente, comePR = PRs + 0,8 PR(C4.1.10) considerando un contributo aggiuntivo dellarmatura inclinata ridotto del 20%. Per contenere lentit della fessurazione, occorre in ogni caso disporre unadeguata staffatura. 48C4.1.2.2Verifica agli stati limite di esercizio C4.1.2.2.2Verifica di deformabilit Il calcolo della deformazione flessionale di solai e travi si effettua in genere mediante integrazione delle curvature tenendo conto della viscosit del calcestruzzo e, se del caso, degli effetti del ritiro. Per il calcolo delle deformazioni flessionali si considera lo stato non fessurato (sezione interamente reagente)pertuttelepartidellastrutturaperlequali,nellecondizionidicaricoconsiderate,le tensioni di trazione nel calcestruzzo non superano la sua resistenza media fctm a trazione. Per le altre parti si fa riferimento allo stato fessurato, potendosi considerare leffetto irrigidente del calcestruzzo teso fra le fessure. Al riguardo detto pf il valore assunto dal parametro di deformazione nella membratura interamente fessurata e p il valore assunto da detto parametro nella membratura interamente reagente, il valore di calcolo p* del parametro dato da ( )*fp p 1 p = + (C4.1.11) in cui 21 c = (C4.1.12) Nella(C4.1.12)ilfattoreilrapportotrailmomentodifessurazioneMfeilmomentoflettente effettivo, fM / M = ,oilrapportotralaforzanormaledifessurazioneNfelaforzanormale effettiva, fN / N = ,asecondachelamembraturasiasoggettaaflessioneoatrazione,eil coefficiente c assume il valore 1, nel caso di applicazione di un singolo carico di breve durata, o il valore 0,50 nel caso di carichi permanenti o per cicli di carico ripetuti. Perquantoriguardalasalvaguardiadellaspettoedellafunzionalitdellopera,lefreccealungo termine di travi e solai, calcolate sotto la condizione quasi permanente dei carichi, non dovrebbero superare il limite di 1/250 della luce. Per quanto riguarda lintegrit delle pareti divisorie e di tamponamento portate, le frecce di travi e solai, calcolate sotto la condizione quasi permanente dei carichi, non dovrebbero superare il limite di 1/500 della luce. In tale verifica la freccia totale calcolata pu essere depurata dalla parte presente primadellesecuzionedellepareti.Dettovaloresiriferiscealcasodiparetidivisorieinmuratura. Per altri tipi di pareti si dovranno valutare specificatamente i limiti di inflessione ammissibili. 49Per travi e solai con luci non superiori a 10 m possibile omettere la verifica delle inflessioni come soprariportata,ritenendolaimplicitamentesoddisfatta,seilrapportodisnellezza=l/htralucee altezza rispetta la limitazione s,eff .ckyk s,calc.500A0, 0015 fK 11' f A ( ( + ( (+ ( (C4.1.13) dovefcklaresistenzacaratteristicaacompressionedelclsinMPa,esonoirapporti darmaturatesaecompressa,rispettivamente,As,eff ed As,calc sono,rispettivamente,larmaturatesa effettivamente presente nella sezione pi sollecitata e larmatura di calcolo nella stessa sezione, fyk la tensione di snervamento caratteristica dellarmatura (in MPa) e K un coefficiente correttivo, che dipende dallo schema strutturale. IvaloridaattribuireaKsonoriportatiinTabellaC4.1.I,insiemeconivalorilimitedi calcolati assumendofck =30MPae s,eff .yk s,calc.500A1f A (= ( ( ,nelcasodicalcestruzzomoltosollecitato(=1,5%)o poco sollecitato (=0,5%). PersezioniaTaventilarghezzadellalamaggioreditrevoltelospessoredellanima,ivaloridati dalla (C4.1.13) devono essere ridotti del 20%. Pertraviepiastrenervatecaricatedatramezzichepossanosubiredanniacausadiinflessioni eccessive, i valori dati dalla (C4.1.13) devono essere moltiplicati per il rapporto 7/l essendo l la luce di calcolo in m. Per piastre non nervate la cui luce maggiore l ecceda 8,5 m, caricate da tramezzi che possano subire danni a causa di inflessioni eccessive, i valori dati dalla (C4.1.13) devono essere moltiplicati per il rapporto 8,5/l, con l in m. Tabella C4.1.I Valori di K e snellezze limite per elementi inflessi in c.a. in assenza di compressione assiale Sistema strutturaleKCalcestruzzo molto sollecitato =1,5% Calcestruzzo poco sollecitato =0,5% Travi semplicemente appoggiate, piastre incernierate mono o bidirezionali1,01420 Campateterminaliditravicontinueopiastrecontinuemonodirezionalio bidirezionali continue sul lato maggiore 1,31826 Campateintermedieditravicontinueopiastrecontinuemonoo bidirezionali 1,52030 Piastrenonnervatesostenutedapilastri(snellezzarelativaallaluce maggiore) 1,21724 50Mensole0,468 Note: Le snellezze limite sono state valutate ponendo, nella formula C4.1.13, fck =30 MPa e s,eff .yk s,calc.500A1f A (= ( ( . Per piastre bidirezionali si fa riferimento alla luce minore; per piastre non nervate si considera la luce maggiore. Ilimitiperpiastrenonnervatesostenutedapilastricorrispondonoadunafrecciainmezzeriamaggioredi1/250dellaluce: lesperienza ha dimostrato che, comunque, tali limiti sono soddisfacenti. Nel caso di elementi in c.a.p. si pu applicare la tabella C4.1.1 moltiplicando il valore di K per 1,2. C4.1.2.2.4Verifica di fessurazione C4.1.2.2.4.6Verifica allo stato limite di fessurazione Calcolo dellampiezza delle fessure Il valore di calcolo dellapertura delle fessure, wd, pu essere ottenuto con lespressione: wd = 1,7 wm =1,7 sm sm(C4.1.14) dove: sm la deformazione unitaria media delle barre darmatura; sm la distanza media tra le fessure. La deformazione media delle barre e la distanza media tra le fessure possono essere valutate utilizzando la procedura del D.M. 9 gennaio 1996. In alternativa il valore di calcolo dellapertura delle fessure, wd, pu essere ottenuto applicando la procedura seguente, tramite lespressione: wd = sm smax (C4.1.15) dove: smax la distanza massima tra le fessure. La deformazione unitaria media delle barre sm pu essere calcolata con lespressione:

( )ctms t e effs effsms sfk 10, 6E E + =

(C4.1.16) in cui: 51s la tensione nellarmatura tesa valutata considerando la sezione fessurata; e il rapporto Es/Ecm; eff pari a s c,effA AAc,eff larea efficace di calcestruzzo teso attorno allarmatura, di altezza hc,ef, dove hc,ef il valore minore tra 2,5 (h - d ), (h - x )/3 e h /2 (vedere figura C4.1.9).Nel caso di elementiintrazione,incuiesistonodueareeefficaci,lunaallestradossoelaltra allintradosso, entrambe le aree vanno considerate separatamente; kt un fattore dipendente dalla durata del carico e vale: kt = 0,6 per carichi di breve durata, kt = 0,4 per carichi di lunga durata. Fig. C4.1.9 Area tesa efficace. Casi tipici.Nei casi in cui larmatura sia disposta con una spaziatura non superiore a 5(c +2 ) (vedere figura C4.1.10), la distanza massima tra le fessure, smax, pu essere valutata con lespressione: 52smax= k3 c + k1 k2 k4eff (C4.1.17) in cui: il diametro delle barre. Se nella sezione considerata sono impiegate barre di diametro diverso, si raccomanda di adottare un opportuno diametro equivalente, eq . Se n1 il numero di barre di diametro 1 ed n2 il numero di barre di diametro 2 , si raccomanda di utilizzare lespressione seguente: 2 21 1 2 2eq1 1 2 2n nn n +=+ (C4.1.18) c il ricoprimento dellarmatura; k1= 0,8 per barre ad aderenza migliorata, = 1,6 per barre lisce; k2= 0,5 nel caso di flessione, = 1,0 nel caso di trazione semplice. Incasoditrazioneeccentrica,opersingolepartidisezione,siraccomandadi utilizzare valori intermedi di k2, che possono essere calcolati con la relazione: ( )2 1 2 1k 2 =+ (C4.1.19) incui1ed2 sonorispettivamentelapigrandeelapipiccoladeformazionedi trazionealleestremitdellasezioneconsiderata,calcolateconsiderandolasezione fessurata. k3= 3,4; k4= 0,425. Nellezoneincuilarmaturadispostaconunaspaziaturasuperiorea5(c+2 )(vederefigura C4.1.10),perlapartediestensione5(c+2 )nellintornodellebarreladistanzamassimatrale fessure, smax, pu essere valutata ancora con lespressione: smax= k3 c + k1 k2 k4eff

(C4.1.20) Nellaparterimanenteladistanzamassimatralefessure,smax,pu,invece,esserevalutata mediante lespressione: smax= 1,3 (h - x) (C4.1.21) in cui: h ed xsono definite in fig. C4.1.9; (h x) la distanza tra lasse neutro ed il lembo teso della membratura. 53Legenda AAsse neutro BSuperficie del calcestruzzo teso CZona in cui si applica la formula (C.4.1.20) DZona in cui si applica la formula (C.4.1.21) Figura C4.1.10 Ampiezza delle fessure, w, in funzione della posizione rispetto alle barre di armatura. Verifica della fessurazione senza calcolo diretto Laverificadellampiezzadifessurazioneperviaindiretta,coscomeriportatanellultimo capoverso del punto 4.1.2.2.4.6 delle NTC, pu riferirsi ai limiti di tensione nellacciaio darmatura definiti nelle Tabelle C4.1.II e C4.1.III. La tensione s quella nellacciaio darmatura prossimo al lembotesodellasezionecalcolatanellasezioneparzializzataperlacombinazionedicarico pertinente(v.TabellaC4.1.IVNTC).Perlearmaturedipretensioneaderentilatensionessi riferisce allescursione oltre la decompressione del calcestruzzo. Per le sezioni precompresse a cavi post-tesi si fa riferimento allarmatura ordinaria aggiuntiva. 54Tabella C4.1.II Diametri massimi delle barre per il controllo di fessurazione Tensione nellacciaio s[MPa] Diametro massimo delle barre (mm) w3 = 0,4 mmw2 = 0,3 mmw1 = 0,2 mm 160403225 200322516 240201612 28016128 32012106 360108- Tabella C4.1.III Spaziatura massima delle barre per il controllo di fessurazione Tensione nellacciaio s[MPa] Spaziatura massima s delle barre (mm) w3 = 0,4 mmw2 = 0,3 mmw1 = 0,2 mm 160300300200 200300250150 240250200100 28020015050 320150100- 36010050- C4.1.2.2.5Verifica delle tensioni diesercizio La verifica delle tensioni in esercizio si pu effettuare nelle usuali ipotesi di comportamento lineare dei materiali, trascurando la resistenza a trazione del calcestruzzo teso. Neicalcoliperazionidibreveduratapuassumersiilvaloredelmodulodielasticitdel calcestruzzoEcdatodalla(11.2.5)delleNTC,edunmodulodielasticitdellacciaioEsparia 210.000N/mm2.Talevalorepuessereopportunamenteridottonelcasodifili,trecceetrefolida cemento armato precompresso.Nelcasodiazionidilungadurata,glieffettidellaviscositdelcalcestruzzosipossonotenerein conto riducendo opportunamente il modulo di elasticit Ec mediante lintroduzione del coefficiente di viscosit definito nel 11.2.10.7 delle NTC. Neicasiincuisiritengapossibileeffettuareununicaverificaindipendentedaltempo,sipu assumere un coefficiente di omogeneizzazione n fra i moduli di elasticit di acciaio e calcestruzzo pari a 15. 55C4.1.6 DETTAGLI COSTRUTTIVI C4.1.6.1 Elementi monodimensionali:Travi e pilastri C4.1.6.1.1 Armatura delle travi Conriferimentoal2capoversodel4.1.6.1.1delleNTC,siprecisachedettaprescrizionesi riferiscealletravisenzaarmaturaaltaglio.Perletraviconarmaturaaltaglio,sugliappoggidi estremit allintradosso deve essere disposta unarmatura efficacemente ancorata, calcolata per unosforzoditrazionecoerenteconilvaloredellinclinazionedelpuntonediagonale(cot)assunto nella verifica a taglio e con la resistenza VRd. C4.1.6.1.3 Copriferro e interferro Con riferimento al 4.1.6.1.3 delle NTC, al fine della protezione delle armature dalla corrosione il valoreminimodellostratodiricoprimentodicalcestruzzo(copriferro)deverispettarequanto indicato in Tabella C4.1.IV, nella quale sono distinte le tre condizioni ambientali di Tabella 4.1.IV delleNTC.Ivalorisonoespressiinmmesonodistintiinfunzionedellarmatura,barredac.a.o caviaderentidac.a.p.(fili,trecceetrefoli),edeltipodielemento,apiastra(solette,pareti,)o monodimensionale (travi, pilastri,). Atalivaloriditabellavannoaggiunteletolleranzediposa,paria10mmominore,secondo indicazioni di norme di comprovata validit. IvaloridellaTabellaC4.1.IVsiriferisconoacostruzioniconvitanominaledi50anni(Tipo2 secondo la Tabella 2.4.I delle NTC). Per costruzioni con vita nominale di 100 anni (Tipo 3 secondo lacitataTabella2.4.I)ivaloridellaTabellaC4.1.IVvannoaumentatidi10mm.Perclassidi resistenzainferioriaCminivaloridellatabellasonodaaumentaredi5mm.Perproduzionidi elementi sottoposte a controllo di qualit che preveda anche la verifica dei copriferri, i valori della tabella possono essere ridotti di 5 mm. Per acciai inossidabili o in caso di adozione di altre misure protettive contro la corrosione e verso i vani interni chiusi di solai alleggeriti (alveolari,predalles, ecc.), i copriferri potranno essere ridotti in base a documentazioni di comprovata validit. Tabella C4.1.IV Copriferri minimi in mm barre da c.a. elementi a piastra barre da c.a. altri elementi cavi da c.a.p. elementi a piastra cavi da c.a.p. altri elementi Cmin Co ambienteCCoCminC = = = = 12be112be1 e2bbb bc t 21effe1 eff e2 eff0bb1b 0, 4 bb 0, 6 b = > 00 1 > > -11 3 > > fattore k4,008, 2/(1, 05 ) + 7,81 27,81 6, 29 9, 78 + 23,9( )25, 98 1 91Tabella C4.2.IXLarghezza efficace di pannelli compressi con un solo bordo longitudinale irrigidito Distribuzione delle tensioniLarghezza efficace del pannello 12beff12bc 21eff1 0b c> = = 12beff12bcb b c t 21eff c0cb b1 = > 00 1 > > -1 fattore k0,430, 578/(0, 34 ) + 1,70 21, 7 5 17,1 + 23,8 Distribuzione delle tensioniLarghezza efficace del pannello 12eff12bc 21eff1 0b c> = = 12beff12bcb b c t 21eff c0cb b1 = b2,sup 222b5 2,eff22b5 22cr,sl,10 = > b2,inf 2223b522,eff23b522cr,sl,10 = > b3,sup 3c0, 4 b 3c,eff0, 4 b 3320= < Nella(C4.2.71)cr,slrappresentalatensionecriticaeleurianadellirrigiditoremaggiormente compresso 2sl,lcr,sl2slE IA a = (C4.2.72) essendoAsl,leIsl,llareaeilmomentodinerziaperlinflessionefuoripianodellasezionelorda dellirrigiditoreedellepartidipannelloadessoadiacenti,determinatecomeindicatoinFigura C4.2.16. La snellezza relativa c definita da yccr,cf = (C4.2.73) per i pannelli non irrigiditi e da sl,l,eff ycsl,lA fA = (C4.2.74) peripannelliirrigiditi,essendoAsl,l,efflareaefficacedellirrigiditoreedellepartidipannelload esso adiacenti. Ilfattorediriduzionecpuessereottenutoapplicandolaformula(4.2.45)del4.2.4.1.3.1delle NTC e considerando un opportuno valore amplificato, e, del coefficiente . Per pannelli irrigiditi si pu assumere e0, 09 ei = + (C4.2.75) 98dove=0,34(curvabdellaTabella4.2.VIdelleNTC)perirrigiditoriasezionechiusae=0,49 (curvacdellaTabella4.2.VIdelleNTC)perirrigiditoriasezioneaperta.Nella(C4.2.75) e=max(e1,e2),dovee1ee2rappresentanoledistanzedalbaricentrodellalamieraedalbaricentro dellirrigiditoresingolo,rispettivamente,(odeibaricentrideidueirrigiditori,incasidiirrigiditori doppi)dalbaricentrodellasezioneefficacedellirrigiditore(vediFiguraC4.2.16),eiilraggio dinerzia della sezione lorda dellirrigiditore, comprensiva della parte di lamiera collaborante sl,lsl,lIiA= (C4.2.76) Per pannelli non irrigiditi si pu porre e==0,21 (curva a della Tabella 4.2.VI delle NTC). C4.2.4.1.3.4.6 Instabilit di piastraLatensionecriticaperlinstabilitdipiastrapuesseredeterminatacomequiindicato,aseconda che, in zona compressa, la piastra abbia tre o pi irrigiditori longitudinali o ne abbia meno di tre. Piastre con tre o pi irrigiditori longitudinali in zona compressa Piastre con tre o pi irrigiditori longitudinali in zona compressa possono essere trattate come piastre ortotrope equivalenti. La tensione critica euleriana al bordo maggiormente compresso della piastra ortotropa equivalente, cr,p, data da ( )22cr,p ,p2E tkb12 1 | | = |\ (C4.2.77) dovetebsonolospessoreelalarghezzadellapiastrairrigidita(v.FiguraC4.2.16)ek,pil coefficiente dinstabilit per tensioni normali. In mancanza di determinazioni pi accurate, il coefficiente k,p per un pannello di lunghezza a pu essere assunto uguale a ( )( )( )2214,p 1212 1 1kse 1 1 (+ + ( = + + (C4.2.78.a) ( )( )( )4,p 14 1kse 1 1 + = > + + (C4.2.78.b) in cui99- 1a= 0,5b ; - il rapporto tra le tensioni ai lembi del pannello, =2/10,5, essendo 1 la tensione al lembo maggiormente compresso; -ilrapportotrailmomentodinerziabaricentricodellinterapiastrairrigidita,Isl,eil momento dinerzia della lamiera: ( )2sl312 1 Ib t = (C4.2.79) - il rapporto tra larea complessiva lorda degli irrigiditori Asl e larea lorda della lamiera slAb t = (C4.2.80) Piastre con uno o due irrigiditori longitudinali in zona compressa Piastreconunoodueirrigiditorilongitudinaliinzonacompressapossonoesseretrattateconi seguenti metodi semplificati, trascurando il contributo degli eventuali irrigiditori tesi. Piastra con un solo irrigiditore longitudinale Selapiastrapresentaunsoloirrigiditoreinzonacompressa,questultimopuessereconsiderato comeunelementocompressoisoaltovincolatoelasticamentedallalamiera,cosicchlatensione critica eleuriana pu essere calcolata come 3sl,1cr,sl csl,1 1 2I t b1, 05 Ese a aA b b = (C4.2.81.a) ( )2 2 3sl,1cr,sl c22 2 2 2sl,1sl,1 1 2E I Eb a tse a aA a4 1 A b b = + < (C4.2.81.b) doveAsl,1larealordadellirrigiditore,ottenutacomeindicatoinFiguraC4.2.16einTabella C4.2.XI, Isl,1 il momento dinerzia baricentrico della sezione lorda dellirrigiditore, b1 e b2 sono le distanze dellirrigiditore dai bordi longitudinali del pannello b1+b2=b, e ac uguale a 2 2sl,1 1 24c3I b ba 4, 33t b = (C4.2.82) Piastra con due irrigiditori longitudinali Selapiastrapresentadueirrigiditorilongitudinali,diareaAsl,1eAsl,2,emomentidinerziaIsl,1e Il,2I, rispettivamente, si possono considerare le tre situazioni limite illustrate in Figura C4.2.17.100Nel caso I il primo irrigiditore si instabilizza e il secondo considerato rigido; nel caso II il secondo irrigiditore si instabilizza e il primo considerato rigido; nel casoIII, infine, si considera un unico irrigiditoreequivalentediareaAsl,eq=Asl,1+Asl,2emomentodinerziaIsl,eq=Isl,1+Isl,2,dispostonel punto dapplicazione della risultante delle forze normali incassate dei due irrigiditori. Figura C4.2.17Lastra irrigidita con due irrigiditori nella parte compressa Medianteleformule(C4.2.81),ponendob1=b*1,b2=b*2,b=b*,sicalcolanoletensionicritiche euleriane, cr,pI, cr,pII e cr,pIII, relative ai tre casi indicati in Figura C4.2.17. La tensione critica del pannello cr,p quella minima tra le tre sopra determinate ( )cr,p cr,pI cr,pII cr,pIIImin , , = (C4.2.83) C4.2.4.1.3.4.7Requisiti minimi per gli irrigiditori trasversali Gliirrigiditoritrasversalidevonogarantireunadeguatovincoloallalamiera,siainassenza,siain presenza di nervature longitudinali. Gliirrigiditoritrasversalipossonoessereconsideraticomeelementisemplicementeappoggiati soggetti ai carichi laterali e ad un difetto di rettilineit di forma sinusoidale di ampiezza ( )1 20min a ;a ; bw300= (C4.2.84) incuia1ea2sonolelunghezzedeiduepannelliadiacentiallirrigiditoreconsideratoeblaluce dellirrigiditore(FiguraC4.2.18).Nelcalcolo,glialtriirrigiditorisiconsideranorigidierettilinei, come rappresentato in Figura C4.2.18. 101 Figura C4.2.18Schema di calcolo per gli irrigiditori trasversali Con le ipotesi sopra dette, si deve verificare, mediante unanalisi elastica del secondordineche la tensionemassimanellirrigiditorerisultiminoredify/M1echelincrementomassimodifreccia dellirrigiditore risulti minore di b/300. Nel caso che gli irrigiditori longitudinali siano soggetti a forze trasversali, occorre far riferimento a metodologie di calcolo e a normative di comprovata validit.C4.2.4.1.3.4.8 Verifiche semplificate Le verifiche possono essere semplificate controllando che, in assenza di sforzo normale, il momento dinerzia dellirrigiditore Ist soddisfi la disuguaglianza 4m 0stb wI 1 300 uE b | | | | + ||\ \ (C4.2.85) dove cr,c Edmcr,p 1 2N 1 1b a a | || | = + ||\ \ (C4.2.86) 2max M1yE eu300 b f = (C4.2.87) essendoemaxlamassimadistanzatrailembidellirrigiditoreeilsuobaricentro,NEdlamassima forzadicompressioneneipannelliadiacentiallirrigiditoreecr,cecr,pletensionicriticheper linstabilitdicolonnaelinstabilitdipiastra,definiteaiC4.2.4.1.3.4.5eC4.2.4.1.3.4.6.NEd deve comunque soddisfare la relazione *d d max c,effN N 0, 5 A = (C4.2.88) incuiAc,efflareacompressaeffettivadelpannellonervatoemaxlamassimatensionedi compressione nel pannello nervato stesso. Qualora lirrigidimento sia anche soggetto a forza normale di compressione Nst, questa deve essere incrementata ai fini della presente verifica semplificata di102 2mst2bN = (C4.2.89) In alternativa al metodoappena descritto, in assenza di forza normale, laverifica semplificata pu essereeffettuatamedianteunanalisielasticalineare,considerandouncaricofittizioaddizionale uniformemente distribuito sulla lunghezza b( )m 0 elq w w4= + (C4.2.90) dovew0limperfezione(C4.2.84)ewelladeformazioneelastica,chepuesseredeterminataper iterazione, o assunta cautelativamente uguale a b/300. Nel caso di irrigiditori aperti, si deve inoltre effettuare la verifica di stabilit torsionale. In assenza di analisi pi rigorose, la verifica pu considerarsi soddisfatta se yTpfI5, 3I E (C4.2.91) in cui IT il momento dinerzia torsionale del solo irrigiditore e IP il momento dinerzia polare del solo irrigiditore, rispetto allattacco con la lamiera. Qualorasiconsiderilarigidezzatorsionaledaingobbamentoimpedito,laverificadistabilit torsionale puessere effettuata controllando, inalternativa alla (C4.2.91), che risulti soddisfatta la disuguaglianza cr y6 f (C4.2.92) dovecrlatensionecriticaeleurianaperlinstabilittorsionaledellirrigiditoreconsiderato incernierato alla lamiera. C4.2.4.1.3.4.9 Requisiti minimi per gli irrigiditori longitudinali Gliirrigiditorilongitudinalidovrebberoesserevincolatiadentrambeleestremitadirrigiditori trasversali.Irrigiditorilongitudinalichenonsoddisfanoquestorequisitopossonoessereimpiegati solo per le anime, e non per le piattabande, e non possono essere considerati nellanalisi globale n nelcalcolodelletensioni;possonoessere,invece,messiincontoperladeterminazionedelle tensioni critiche eleuriane e per il calcolo delle larghezze efficaci dei sottopannelli danima. Perleverifichedistabilittorsionaledegliirrigiditorilongitudinalisipossonoadottarelestesse formule fornite al C4.2.4.1.3.4.7 per gli irrigiditori trasversali. 103C4.2.4.1.4Stato limite di fatica Perlestrutturesoggetteacarichiciclicideveessereverificatalaresistenzaafatica,considerando unadistribuzionetemporaledelleazionicoerenteconlatipologiastrutturaleinesameeconil regime dimpegno previsto nel corso della vita nominale. C4.2.4.1.4.1Spettri di carico Ladistribuzionetemporaledelleampiezzedelleazioninelcorsodellavitadellastruttura assegnatamedianteilcosiddettospettrodicarico,chefornisceilnumerodiripetizionidiciascun livellodelleazionidiprogettoinunintervalloditempodiriferimento,infunzionedella destinazionedusodellastrutturaedellintensitdellutilizzazione.Quandolospettrodicarico effettivo complesso al punto da non poter essere impiegato direttamente nelle verifiche, esso pu esseresostituitodaspettriconvenzionali,ingradodiriprodurreildanneggiamentoafaticae/oil livello massimo di escursione delle tensioni max prodotti dallo spettro effettivo.Nel caso degli edifici la verifica a fatica non generalmente necessaria, salvo che per membrature che sostengono macchine vibranti o dispositivi di sollevamento e trasporto dei carichi.Gli spettri di carico da impiegare nelle verifiche possono essere determinati mediante studi specifici oanchededottidanormativedicomprovatavalidit.Glispettridicaricodaimpiegareperle verifiche a fatica dei ponti stradali e ferroviari sono assegnati nel 5.1.4.3 delle NTC. Nellaverificadeidettaglistrutturalimetallici,caratterizzatidallapresenzadilimitedifaticaad ampiezzacostante,spessonecessarioconsiderarespettridicaricoconvenzionalidifferenziati,a seconda che si tratti di verifiche a fatica a vita illimitata o di verifiche a danneggiamento. C4.2.4.1.4.2Spettri di tensione e metodi di conteggio Gli spettri di tensione debbono essere ricavati analizzando gli oscillogrammi di tensione (t), indotti neldettaglioconsideratodalleazionidellospettrodicaricoassegnato,conopportunimetodidi identificazione e di conteggio. Per le strutture civili si possono impiegare, in alternativa, il metodo delserbatoio(reservoirmethod)oilmetododelflussodipioggia(rainflowmethod).Persingole strutture,adesempiostruttureoffshoreecc.,ancheinconsiderazionedellaparticolaretipologia dello spettro di carico cui sono soggette, si pu far ricorso a metodi di conteggio alternativi, previa adeguata giustificazione. Nel metodo del serbatoio (Figura C4.2.19) si ipotizza che loscillogramma delle tensioni rappresenti il profilo di fondo di un serbatoio pieno di liquido, i cui paramenti esterni sono costituiti dal tratto convergenteversoilmassimoassolutoedauntrattocorrispondente,realeofittizio.postoal 104termine del diagramma stesso. O(t)210324312t42' 2"3' 3"4' 4"55' 5"566' 6"6 Figura C4.2.19Metodo del serbatoio InriferimentoallaFiguraC4.2.19,siimmaginadisvuotareilserbatoioapartiredalminimo assoluto,punto1difigura,alvuotochesiformacorrispondeilprimocicloedalladifferenzadi quota tra 1 ed il pelo libero originario il delta di tensione relativo; al termine di questa operazione si formanoaltribacini,semplici(222)omultipli(33553)e(46644).Loperazionesiripete procedendoasvuotareinsuccessionedaglialtripuntidiminimorelativo,ordinatiinsenso crescente, iTCFigura C7.3.2b Spostamento di riferimento per TTC Gli effetti torsionali accidentali sono considerati nel modo previsto al 7.2.6 delle NTC.Unavoltatrovataladomandainspostamento *maxd perlostatolimiteinesamesiverificachesia * *max ud d esiprocedeallaverificadellacompatibilitdeglispostamentipergli elementi/meccanismi duttili e delle resistenze per gli elementi/meccanismi fragili. LanalisinonlinearestaticacondottaneimodiprevistidalleNTCpusottostimare significativamente le deformazioni sui lati pi rigidi e resistenti di strutture flessibili torsionalmente, ciostruttureincuiilmododivibraretorsionaleabbiaunperiodosuperioreadalmenounodei modidivibrareprincipalitraslazionali.Pertenercontodiquestoeffetto,traledistribuzioni secondarie delle forze occorre scegliere la distribuzione adattiva.Lazionesismicadeveessereapplicata,perciascunadirezione,inentrambiipossibiliversiesi devono considerare gli effetti pi sfavorevoli derivanti dalle due analisi. C7.3.4.2 Analisi non lineare dinamica Imodellistrutturalidautilizzarepereffettuareanalisinonlinearidinamichedevonorispettarei requisiti del 7.2.6 delle NTC. In particolare essi devono consentire una corretta rappresentazione del comportamento degli elementi strutturali in termini di resistenza, anche in funzione di possibile fenomeni di degrado associati alle deformazioni cicliche, e di comportamento post-elastico. Quandosieffettuaquestotipodianalisioccorreutilizzareunanalisinonlineareancheperla Domanda anelastica d*max=d*e,max F* 1 k* F*y d* Domanda anelastica d*max F* d*e,max 1 k* F*y d* 232valutazionedeglieffettideicarichiverticali.Questaanalisideveprecederelanalisicon accelerogrammiepuessereancheditipostatico-incrementale,facendocresceretuttiicarichi gravitazionali in maniera proporzionale fino al loro valore di progetto. Il confronto tra analisi dinamica non lineare ed analisi modale con spettro di progetto in termini di sollecitazioni globali alla base finalizzato a verificare che tali differenze siano contenute, a riprova della bont dellanalisi dinamica non lineare effettuata. C7.3.5RISPOSTAALLEDIVERSECOMPONENTIDELLAZIONESISMICAEDALLA VARIABILITA SPAZIALE DEL MOTO Quando la variabilit spaziale del moto pu avere effetti significativi sulla risposta strutturaleessa deve essere considerata. Ingeneraleleffettoprincipaledellavariabilitdovutoainotevolispostamentirelativicheessa generaallabasedellestrutture,mentrelarispostadinamicarisultainferioreaquellaottenutacon moto sincrono. In questi casi risulta pertanto cautelativa la valutazione della risposta sovrapponendo leffettodelladistorsionedegliappoggiaterraallarispostaallazionesincrona,comeindicatoal punto 3.2.5. Qualora si utilizzi lanalisi non lineare si potranno cautelativamente imporre le distorsioni alla base ed effettuare lanalisi dinamica sincrona. Inalternativapossibileimporreallabasedellacostruzioneserietemporalidelmotosismico differenziate ma coerenti tra loro, in accordo con le caratteristiche dei siti ove sono situati i punti di appoggio della costruzione. Questultimocriterio,apparentementepirigoroso,presentadifficoltoperativenellaeffettiva definizione delle storie temporali che richiedono una notevole cautela da parte del progettista. In ogni caso si deve considerare anche la risposta al moto sincrono. C7.3.6 CRITERI DI VERIFICA AGLI STATI LIMITE ULTIMI C7.3.6.3 Verifiche degli elementi non strutturali e degli impianti Laprestazioneconsistentenellevitarecollassifragilieprematurielapossibileespulsionesotto lazionedellaFadelletamponaturesipuritenereconseguitaconlinserimentodileggereretida intonacosuiduelatidellamuratura,collegatetraloroedallestrutturecircostantiadistanzanon superiore a 500 mm sia in direzione orizzontale sia in direzione verticale, ovvero con linserimento di elementi di armatura orizzontale nei letti di malta, a distanza non superiore a 500 mm. 233C7.3.7 CRITERI DI VERIFICA AGLI STATI LIMITE DI ESERCIZIO Per le verifiche degli elementi strutturali in termini di resistenza, di cui al 7.3.7.1 delle NTC, nello spettroalloSLDvaconsideratounvalore=2/3pertenereincontolasovraresistenzadegli elementistrutturali.Perlavalutazionedeglispostamentifinalizzatialleverifichedeglielementi strutturali in termini di contenimento del danno agli elementi non strutturali, di cui al 7.3.7.2 delle NTC, si pone sempre =1 in quanto, anche nel caso in cui si verificasse un limitato danneggiamento di alcuni elementi strutturali, si assume comunque che gli spostamenti complessivi della costruzione siano pari a quelli calcolati nellipotesi di struttura elastica. C7.4 COSTRUZIONI DI CALCESTRUZZO Ilcapitolodedicatoallecostruzionidicalcestruzzoinpresenzadiazionisismicheetrattain maniera dettagliata le richieste per i materiali e le regole di dimensionamento e verifica per le travi, ipilastri,inoditrave-pilastro,idiaframmiorizzontali,lepareti,letravidicollegamento.Le costruzioni con struttura prefabbricata in cemento armato sono trattate al 7.4.5 delle NTC. Laduttilitdellesezioniinflesseepressoinflessecontrollatamediantespecificheregoleche semplificanonotevolmentequellefornitedallEN-1998-1,prescrivendolepercentualidiarmatura necessarieadevitarerotturefragili,conillimiteinferiorefinalizzatoadevitarelarotturadella sezione allatto della fessurazione del cls. ed il limite superiore finalizzato ad evitare la rottura della sezione per schiacciamento del cls. Riguardo a questultimo punto viene adeguatamente premiata la presenza di armatura in compressione che, come noto, aumenta la duttilit riducendo la tensione sul calcestruzzocompresso,aparitdisollecitazioni.Cisievinceanchedaiminimidiarmatura compressa richiesti nelle travi: 50% di quella tesa nelle zone critiche, 25% altrove. Nello spirito di una norma anche di carattere prestazionale, viene fornita lindicazione secondo cui, quandononprecisato,laprotezionedellacorrettagerarchiadelleresistenzavaeffettuatamediante coefficiente RD di valore non inferiore a 1,2 in CD A e 1,0 per CD B.Neitelai,perscongiurarelattivazionedimeccanismifragililocali,vieneapplicatalaregoladi gerarchia delle resistenza taglio-flessione: per evitare la rottura prematura per taglio della generica sezione critica si valuta la resistenza a taglio di progetto non sulla base dei valori forniti dal modello dicalcolobensapartiredalleresistenzeflessionali,opportunamenteamplificatemedianteil coefficienteRD;talecoefficiente,semprepresentenelleregoledigerarchiadelleresistenza,vale 1,2 in CD A e 1,0 in CD B.Sempreneitelai,perscongiurarelattivazionedimeccanismifragiliglobali,ossialapresenzadi pianodeboleeciorotturedeipilastrianticipaterispettoalletravi,lagerarchiadelleresistenza 234imponecheilprogettodellezonenondissipativefacciariferimentoalleresistenzadellezone dissipative amplificate mediante il coefficiente RD che vale 1,3 in CD A e 1,1 per CD B.Ampiospaziodatodallanormaperlostudiodeinoditrave-pilastrononconfinati.Inparticolare largomento trattato fornendo sia i termini per le verifiche, che le regole di dettaglio ed i minimi di armatura.Altricasiesplicitamenteprevistisono:a)laprotezionedallarotturafragiledeidiaframmi orizzontali,medianteuncoefficiente1,3;b)laprotezionedallarotturaanticipatadellefondazioni, ottenutautilizzandocomeazionileresistenzedeglielementiinelevazioneenonlesollecitazioni; non oltre per le sollecitazioni amplificate per 1,3 in CD A e 1,1 in CD B. Questultimo aspetto rappresentaunanovitrispettoalleprecedentinormativesismicheeddettatadallesperienza progettuale maturata recentemente in Italia. C7.4.4. DIMENSIONAMENTO E VERIFICA DEGLI ELEMENTI STRUTTURALI Lanalisidellesollecitazionieffettuataconriferimentoallacombinazionesismicadelleazioni specificataal3.2.4delleNTCespressioni(3.2.16)e(3.2.17)edallacombinazionedelle componenti orizzontali e verticali del sisma specificata al 7.3.5 delle NTC (espressione (7.3.15)). Leverifichediresistenzadeglielementistrutturalisieffettuanocomeindicatoal4.1.2.1delle NTC,dovesiassumono,pertenercontodeldegradociclicodeimateriali,glistessicoefficienti parziali C e S delle condizioni non sismiche.Le verifiche di duttilitpreviste al 7.4.4 delleNTC si intendono implicitamente soddisfatte se si seguono le regole per i materiali, i dettagli costruttivi e la gerarchia delle resistenze indicate al 7.4 delle NTC per le diverse tipologie ed elementi strutturali. Per la verifica di resistenza del nodo, nellespressione (7.4.8) si pu assumere, al posto del fattore hjc (distanza tra le giaciture pi esterne di armature del pilastro), il fattore hc,max, intendendo come tale il massimo tra le dimensioni della sezione del pilastro. Nellavalutazionedelladuttilitdicurvaturaperleverifichediduttilitnellezonecritiche,il contributointerminidiresistenzaediduttilitdovutoalconfinamentodelcalcestruzzova consideratoutilizzandomodelliadeguati.Atalfine,lasolapartedicalcestruzzocontenuta allinternodellearmaturechegarantisconoilconfinamentopuessereconsiderataefficacemente confinata. In presenza di sforzo normale, per conseguire il limite di 1,5 indicato nelle NTC necessario tener contodelconfinamentoprodottodalcalcestruzzodallapresenzadellestaffe.Sievidenziachetale problema nelle usuali strutture intelaiate riguarda soltanto le sezioni al piede dei pilastri. 235 C 7.4.4.1 Travi C 7.4.4.1.1 Sollecitazioni di calcolo Al 2 capoverso del 7.4.4.1.1 delle NTCsi evidenzia che la figura a cui si fa riferimento non la Fig. 7.4.1 ma la Fig. C7.2.1 riportata nelle presenti Istruzioni. Inoltre,al6capoversodelmedesimo7.4.4.1.1sievidenziachelafiguraacuisifariferimento nelle NTC non la Fig. 7.4.2 ma la Fig. 7.4.1. C7.4.4.2Pilastri C7.4.4.2.1 Sollecitazioni di calcolo LafraseNelcasoincuiimomentinelpilastroaldisopraedaldisottodelnodosianotraloro discordi,aldenominatoredellaformula(7.4.4)vapostoilsolovaloremaggiore,ilminoreva sommatoaimomentidiplasticizzazionedelletravivaintesanelsensocheNelcasoincuii momentinelpilastroal disopraedaldi sottodelnodosiano tralorodiscordi,almembrosinistro dellaformula(7.4.4)vapostoilsolovaloremaggiore,ilminorevasommatoaimomentidi plasticizzazione delle travi.Lafrase riportata nelle NTC si riferisce allespressione (C7.2.1) delle presenti Istruzioni, che pu essere utilizzata in sostituzione della espressione (7.4.4). Nella valutazione del taglio di calcolo mediante lespressione (7.4.5), la lunghezza del pilastro lp da valutarsi escludendo lingombro delle travi in esso confluenti. C 7.4.4.5 ParetiC 7.4.4.5.1 Sollecitazioni di calcolo Sisottolineaunrefuso:lafiguraacuisifariferimentonelleNTCnonlaFig.7.4.1malaFig. 7.4.2. C7.4.5 COSTRUZIONI CON STRUTTURA PREFABBRICATA 7.4.5.1 Tipologie strutturali e fattori di struttura Il 7.4.5.1 delle NTC si riferisce alle tipologie delle strutture prefabbricate per le quali si riportano nel seguito alcune precisazioniC7.4.5.1.1 Strutture a telaio Unaprimacategoriadisistemiatelaioprefabbricatisiriferisceastruttureconcollegamenti 236monoliticirealizzaticongettiintegrativichedannocontinuitdiforzeemomenti,ademulazione delle strutture gettate in opera (v. Fig. C7.4.1). Fig. C7.4.1.-Strutture a telaio con collegamenti monolitici A questa categoria di telai si applicano le regole relative ai collegamenti tipo c di cui al 7.4.5.2.1 delle NTC. Unasecondacategoriadisistemiatelaioprefabbricatisiriferisceastruttureconcollegamentia cernieratratraviepilastrichedannocontinuitdiforze(v.Fig.fC7.4.2).Aquestacategoriadi telai,tipicadellatecnologiaprefabbricata,siapplicanoleregolerelativeaicollegamentitipoadi cui al 7.4.5.2.1 delle NTC, mentre il vincolo di base dei pilastri deve realizzare un incastro totale conlafondazionedimensionatoconleregolerelativeaicollegamentitipobdicuial7.4.5.2.1 delle NTC. Fig. C7.4.2.-Strutture a telaio con collegamenti a cerniera C7.4.5.1.2Strutture a pilastri isostatici Le strutture con pilastri isostatici del tipo di quelle rappresentate in Fig. C7.4.3, che consentono le libere dilatazioni della copertura per effetto di fenomeni come le variazioni termiche, concentrano le azioni orizzontali dovute al sisma su alcuni pilastri. Per queste strutture si applicano le regole date al 7.4.5.2.1 con riferimento sia ai collegamenti fissi, sia ai collegamenti scorrevoli.237 Fig.C7.4.3.-Strutture a pilastri isostatici C7.4.6 DETTAGLI COSTRUTTIVI C7.4.6.2 Limitazioni geometriche C7.4.6.1.2 Pilastri Con riferimento al 2 capoverso del 7.4.6.1.2 delle NTC, dove si pone una limitazione geometrica alle dimensioni della sezione dei pilastri nel caso di rilevanti effetti del 2 ordine (>0,1), si precisa chetalelimitazionenonsiapplicaquandodettieffettivenganocompiutamentevalutatiattraverso unanalisi non lineare che tenga conto delle non-linearit sia meccaniche che geometriche. Resta la limitazione sul valore massimo degli effetti del 2 ordine data al 7.3.1 delle NTC (0,3). C7.4.6.2 Limitazioni geometriche C7.4.6.2.1 TraviCon riferimento al 3 capoverso del 7.4.6.2.1 delle NTC, si chiarisce che il termine comunque comp 0,25 . deve intendersi e nel resto della trave comunque comp 0,25 . C7.5 COSTRUZIONI DACCIAIO Nel capitolo sono opportunamente integrate le regole generali di progettazione ed esecuzione per le Costruzioni in acciaio per limpiego in zona sismica. In particolare: sono precisati i limiti cui debbono soddisfare le propriet meccaniche dei materiali in termini di incrudimento (rapporto ft/fy), allungamento percentuale a rottura A5 e sovraresistenza (rapporto fym/fy); sono fornite prescrizioni pi dettagliate per la concezione dei dettagli, in particolare nelle zone dissipative, e per le modalit di verifica in termini di gerarchia delle resistenze trave-colonna; infine,aciascunatipologiastrutturalericorrente,infunzionedellaclassediduttilitadottata- alta(A)obassa(B)-associatoilcorrispondentefattoredistrutturaq,nonchilrapporto u/1, che tiene conto delle riserve plastiche disponibili. 238Infinesonoforniteprescrizionipidettagliateperlaconcezionedeidettagli,inparticolarenelle zone dissipative, e per le modalit di verifica in termini di gerarchia delle resistenze trave-colonna al fine di garantire la richiesta duttilit. C7.5.2 TIPOLOGIE STRUTTURALI E FATTORI DI STRUTTURA C7.5.2.1 Tipologie strutturali Nellestruttureatelaiolezonedissipativedevonoesserelocalizzateprincipalmenteallestremit delletravie/oneinoditrave-colonnainmodotaledadissipareefficacementelenergiasismica attraversocicliflessionaleinelastici.Lalocalizzazionedellecerniereplastichenellestrutturea telaiodovrebbeseguireledistribuzioniindicatenellafiguraC7.5.1asecondadellesoluzione strutturale realizzata. Epossibile,inoltre,ipotizzarelaformazionedicerniereplastichenellecolonne,masolonelle seguenti parti: alla base della struttura a telaio(a, b, c, d, e); insommitdellecolonneallultimopianodelledificio(becinalternativaalletravidella copertura); alla base ed alla sommit delle colonne nelle strutture ad un unico piano (d). (a)(b)(c)(d)(e) Fig. C7.5.1. Configurazioni dissipative di strutture intelaiate: disposizione delle cerniere plastiche, secondo le tipologie esposte nella tabella 7.5.II del 7.5.2.2 delle NTC Nelcasoincuiladissipazionedellenergiasismicaavvengaessenzialmentenellecolonne(figure C7.5.1.d e C7.5.1.e), lo sforzo normale in esse agente, NEd, dovrebbe essere adeguatamente limitato pernonintaccareeccessivamenteleproprietdissipativedellacolonnanellezonecritiche preposte alla dissipazione. In generale, a meno di analisi pi approfondite, per strutture del tipo d ed e (figura C7.5.1) la sollecitazione assiale dovrebbe verificare la seguente disuguaglianza Ed PL,RdN 0.3 N (C7.5.1) dove NPL,Rd lo sforzo normale resistente della colonna. 239Per contro, una tipologia dissipativa ad un piano, in cui le cerniere plastiche sono localizzate nelle traviedallabasedellecolonne(tipoa,figuraC7.5.1),caratterizzatadamaggioripropriet dissipativerispettoallestrutturedeltipod(figuraC7.5.1).Infatti,granpartedellacapacit dissipativadellastrutturafornitadallecerniereplastichedelletravi,soggetteasforzinormali trascurabili: per tale ragione il fattore di struttura q0 pari a 5u/1 per il tipo (a) ed a 2u/1 per il tipo (d) e per il tipo (e). In genere nel calcolo del fattore di struttura, si assume per il coefficiente di sovra-resistenza u/1 il valorepropostonel7.5.2.Talevalore,per,puesseredeterminatoutilizzandometodidianalisi nonlineariqualilanalisistaticanon-lineareoppurelanalisidinamicanon-lineare(7.3.4.1e 7.3.4.2).Adognimodo,durantelaprogettazionetalecoefficientenonpuassumerevalori maggiori di 1.6, anche nel caso si ottengano valori pi elevati a seguito di analisi non-lineari. C7.5.3REGOLEDIPROGETTOGENERALIPERELEMENTISTRUTTURALI DISSIPATIVI C7.5.3.3 Collegamenti in zone dissipative Nelcasoincui,inuncollegamentosiabbianounionibullonate,questedevonoessere sufficientementesovraresistentiperevitarelarotturadeibulloniataglio.Pertaleragione,la resistenzadiprogettodeibulloniatagliodeveesserealmeno1.2voltesuperioreallaresistenzaa rifollamento dellunione. Inoltre, deve essere assolutamente evitata la rottura dei bulloni a trazione, meccanismo di collasso caratterizzato da un comportamento fragile. Per tale motivo, anche i bulloni soggetti a trazione devono essere dotati di unopportuna sovraresistenza. C7.5.4 REGOLE DI PROGETTO SPECIFICHE PER STRUTTURE INTELAIATE C7.5.4.5 Pannelli nodali Affinch il pannello danima della colonna possa sostenere lo sviluppo del meccanismo dissipativo globale a telaio, secondo uno degli schemi proposti nella figura 1, necessario che la forza di taglio trasmessadalletravialpannellodanimadellacolonnasiacalcolataincondizionidicollasso.Per tale motivo la forza con cui necessario confrontare la resistenza a taglio di progetto del pannello, VWP,Rd, non deriva dalle sollecitazioni di calcolo ottenute dallanalisi strutturale, bens dal momento plastico resistente delle travi in esso concorrenti tramite la formula b,pl,RdWP,Ed,U ovbMzV 1Z H h| |= |\ (C7.5.2) dove Mb,pl,Rd la sommatoria dei momenti plastici resistenti delle travi, H laltezza di interpiano deltelaio,zilbracciodicoppiainternadellatraveehblaltezzadellasezionedellatrave.La 240resistenzadelpannellonodaleprivodipiattidiirrigidimentoe/ocontinuit,oveifenomenidi instabilit non sono condizionanti, data da 2yWP,Rd VCyfV A 1f 3 | | |\ (C7.5.3) dove AVC (4.3.3.1.2 delle NTC) larea resistente a taglio, mentre la tensione normale media agente nel pannello dovuta allo sforzo normale di calcolo presente nella colonna. InfiguraC7.5.2sonorappresentatiidettaglicostruttivideipannellinodali,cuinecessariofare riferimento per il calcolo della resistenza a taglio. I piatti di continuit in prosecuzione delle ali della trave devono essere sempre previsti nel caso di collegamenti trave-colonna saldati. Fig. C7.5.2. Dettagli costruttivi di pannelli nodali irrigiditi. C7.5.5 REGOLE DI PROGETTO SPECIFICHE PER STRUTTURE CON CONTROVENTI CONCENTRICI Larispostacarico-spostamentolateralediunastrutturaconcontroventiconcentricideverisultare sostanzialmenteindipendentedalversodellazionesismica.Talerequisitosiritienesoddisfattose od ogni piano vale la seguente disuguaglianza: 0, 05+ + +A AA A(C7.5.6) essendoA+eA-leproiezioniverticalidellesezionitrasversalidellediagonalitese,valutateperi due versi possibili delle azioni sismiche secondo quanto presentato nella figuraC7.5.3. 24112direzione (+)A = A1 cos 1+A11A = A2 cos 22A2direzione (-)12 Fig. C7.5.3. Definizione dellarea delle sezioni dei controventi tesi, A+ ed A-, da utilizzare nella formula C7.5.6 C7.5.6 REGOLE DI PROGETTO SPECIFICHE PER STRUTTURA CON CONTROVENTI ECCENTRICI Lecapacitdissipativediunelementodiconnessione(link)diunastrutturaacontroventi eccentricidipendonodaidettaglistrutturaliconcuirealizzatotaleelemento.Inparticolare,la presenza degli irrigidimenti trasversali danima garantisce lo sviluppo delle deformazioni plastiche allinternodellink,percuileregolecostruttivepresentatein7.5.6devonoessere necessariamente impiegate per la realizzazione di link sia lunghi che corti. Perquantoriguardaglielementodiconnessionecorti,lainstabilitinelasticaatagliopotrebbe limitare le capacit dissipative di tale elemento che potrebbe non raggiungere la necessaria capacit rotazionale(espressainterminidimrad).Pertanto,alloscopodimigliorareladuttilitlocale devonoessereimpiegatidegliirrigidimentidanimailcuiinterasseadevesoddisfare,per raggiungere una capacit deformativa, lelimitazioni presentate nella figura C7.5.4 (a) Ilcomportamentodeglielementidiconnessionelunghidominatodallaplasticizzazioneper flessionepercuinecessariodisporreirrigidimentichecopranotuttalaltezzadellanimadel profilo. Anche nel caso di collegamenti intermedi o lunghi il passo degli irrigidimenti governa lecapacitdissipativedellelemento.Percuiperottenerelinkdibuoneproprietdissipative necessario seguire le prescrizioni costruttive presentate nelle figure C7.5.4 (b) e C7.5.4 (c). 242 29 / 5 per0, 09pa t h radw b = 38 / 5 per0,06pa t h radw b =56 / 5 per0,03pa t h radw b =wt lo spessore dellanima, hb laltezza della trave e pla massima deformazione plastica a taglio. a) Elementi di connessione corti b=min{hb, 1,5bf} c=min{1,5bf, 1,5L} a*=a per,,1, 6l Rdl RdMeV=a*=,,32l Rdfl RdMbV| | | |\ per,,3l Rdl RdMeV=per valori intermedi di e si esegue uninterpolazione lineare b) Elementi di connessione intermedi b=1,5bf c=min{1,5bf, 1,5L} c) Elementi di connessione lunghi Fig. C7.5.4. Dettagli costruttivi degli elementi di connessione. C7.6 COSTRUZIONI COMPOSTE DI ACCIAIO-CALCESTRUZZO Le regole integrative di progettazione ed esecuzione per limpiego in zona sismica delle Costruzioni composte acciaio-calcestruzzo sono per larga parte analoghea quelle delle corrispondenti strutture 243metalliche;sonostatetuttaviaprevisteregolespecificheaggiuntiveperquantoriguardala disposizione delle armature in soletta in prossimit dei nodi trave-pilastro pilastro e la progettazione dei pannelli nodali delle strutture intelaiate. C7.6.4 CRITERI DI PROGETTO E DETTAGLI PER STRUTTURE DISSIPATIVE C7.6.4.3 Collegamenti composti nelle zone dissipative Nellezonedissipativedelletravisoggetteamomentonegativo,occorrepredisporrearmatura metallica ad elevata duttilit, cos come schematicamente riportato in Fig. C7.6.1. Nodo esterno Nodo esterno Nodo internoTravedi bordoTrave metallicaSoletta a sbalzo in c.a.TravelongitudinaleNodo esterno Nodo esterno Nodo internoTravedi bordoTrave metallicaSoletta a sbalzo in c.a.Travelongitudinale Fig. C7.6.1 - Dettagli di armatura in corrispondenza dei nodi trave-colonna Ladisposizionedellebarredarmaturapresentatainfigura5efficacesolonelcasoincuila connessionetrave-colonnasiasufficientementerigidaaffinchpossanosvilupparsilecerniere plasticheallinternodelletravicomposte.Nelcasosiutilizzinocollegamentitravi-colonnaa parziale ripristino di resistenza e semi-rigidi necessario eseguire una opportuna qualifica, per via sperimentale e/o numerica, del collegamento e progettare su tale base la disposizione dellarmatura insolettaperunaottimaledistribuzionedelletensionieperevitareunprematurocollassodella porzione di soletta soggetta a compressione. Le cerniere plasticheallinterno della trave composta devonoavere un comportamento duttile; per cuineldisporrelarmaturadirinforzoincorrispondenzadeinoditrave-colonnacomposti necessario assicurare: eliminaretuttiipossibilifenomenidiinstabilitdellequilibrionellebarredarmatura posizionate in prossimit del nodo; evitare la prematura rottura della soletta in calcestruzzo a contatto con la colonna composta. 244Per il calcolo delle armature necessarie in soletta devono essere utilizzati metodi di calcolo basati su schemidiequilibriopuntone-tirante.Inoltre,perfavorireunamigliorediffusionedelle sollecitazione di compressione dalla colonna composta alla soletta possibile predisporre opportuni sistemidiconnessioneatagliotrailcalcestruzzopresentenellacolonnacomposta(tipologie rivestiteoparzialmenterivestite)equellodellasoletta,inmododaincrementarelaporzionedi soletta collaborante nel trasferimento delle sollecitazioni in condizioni sismiche. C7.6.4.3.1 Modelli resistenti per la soletta soggetta a compressione Per nodi trave-colonna rigidi ed a completo ripristino di resistenza la compressione trasferibile dalla solettaallacolonnapuvalutarsiconilprocedimentoespostonelseguitoebasatosumeccanismi resistentipuntone-tirante.Larmaturadispostacomeindicatoinfig.C7.6.1edundettagliodi connessioneopportunotracalcestruzzodellacolonnacompostaesolettaconsentonoinfattiil trasferimento delle compressioni alla colonna tramite (fig. C7.6.2.) due meccanismi resistenti:meccanismo 1 compressione diretta, meccanismo 2 puntoni inclinati. seismic transverse re-barsMechanism 1Mechanism 2 Fig. C7.6.2. Vista in pianta dei meccanismi resistenti attivabili nella soletta compressa (momento positivo) La forza trasmessa alla colonna dal meccanismo 1, pari a: ,1= Rd eff b cdF d b f (C7.6.1) dove deff e bb sono, rispettivamente, lo spessore e la larghezza della sezione della soletta a contatto con la colonna. Per il completo sviluppo della resistenza FRd,1 necessario disporre un quantitativo minimo di armatura di confinamento la cui area complessiva deve rispettare la disuguaglianza: ,0,150, 250,15b cdT eff byd Tl b fA d bl f (C7.6.2) dovefyd,Tlatensionedisnervamentodiprogettodellarmaturatrasversaledispostainprossimit della colonna ed l la luce della trave composta collegata al nodo trave-colonna. La prima barra di 245armatura trasversale o rete elettrosaldata (se considerata nel calcolo) deve essere posta a non pi di 30mm dalla colonna composta. La forza trasmessa alla colonna dal meccanismo 2, pari a: ,20, 7Rd c eff cdF h d f = (C7.6.3) dove hc laltezza della sezione della colonna. Affinch possano formarsi i due puntoni inclinati del meccanismo 2 necessario disporre un quantitativo di armatura minimo pari a: ,2,RdTyd TFAf(C7.6.4) Tale armatura deve essere distribuita su una lunghezza pari allaltezza hc della sezione della colonna elebarretrasversalidarmaturaimpiegatedevonoavereunalunghezzaalmenoparia 4 2 = + +b c bL b h l ,dovelblalunghezzadancoraggionecessariaaffinchlasingolabarradi armatura possa sviluppare la sua tensione di snervamento fyd,T. LamassimacompressioneFc,maxtrasferibiledallatravecompostaallacolonnainunnodotrave-colonna in cui concorra una sola trave e soggetta a momento flettente positivo, dunque pari a: ,max ,1 ,2(0, 7 )c Rd Rd c b eff cdF F F h b d f = + = + (C7.6.5) Nei nodi trave colonna appartenenti a telai progettati per avere un comportamento dissipativo ed in cuiconcorranoduetravicomposte,necessariolimitarelamassimaforzadicompressione trasmissibileallacolonnaconimeccanismi1e2.Lassumereinfasediprogettoun comportamentodissipativoperunastrutturaatelaio,imponeinfattilosviluppodellecerniere plasticheallestremitdelletravicomposte;pertalemotivo,lamassimacompressionetrasferibile alla colonna dalla trave soggettaa momento flettente positivo deve esserelimitata in ragione della massima trazione che le barre darmatura trasferiscono alla colonna dalla trave soggetta a momento flettente negativo, come mostrato in figura C7.6.3.In tal caso la massima compressione Fc,max trasferibile alla colonna dalla trave composta pari a: ,max ,1 ,2 ,2c Rd Rd b ydF F F F = + (C7.6.6) dove Fb,yd la forza risultante dallo snervamento delle barre longitudinali disposte sul lato teso della soletta che circonda la colonna composta. 246Mpl,Rd+Mpl,Rd-Frd,1+Frd,2-2Fb,ydFb,ydFb,yd Fig. C7.6.3. Distribuzione a S.L.U. sotto azioni sismiche, delle massime resistenze agenti nella soletta del nodo. La presenza delle travi secondarie o di travi di bordo meccanicamenteconnesse con la soletta pu renderepossibileunulterioremeccanismoditrasferimentodellesollecitazionidicompressione (meccanismo3),utilespecialmenteneinoditrave-colonnainternialtelaioedincuisiabbiala presenza delle barre darmatura in trazione. Lattivazione di questo meccanismo resistente infatti assicurata dalla resistenza a taglio dei connettori disposti sullala superiore della trave secondaria e ricadenti allinterno di una zona di soletta larga 0,15L (v. fig. C7.6.4) con L luce della trave secondaria. La resistenza del meccanismo 3 pari a: ,3= Rd RdF n P (C7.6.7) dovenilnumerodeiconnettoriatagliopresentiallinternodellalarghezzacollaborante0,15L mentre PRd la resistenza a taglio del singolo connettore impiegato. Mpl,Rd+Mpl,Rd-Frd,3Fb,ydFb,yd0,15 L Fig. C7.6.4.. Meccanismo 3 Connettori a taglio sulle travi secondarie 247In conclusione: perinoditrave-colonnaperimetralialtelaio,incuiconcorreunasolatravecomposta,la compressionemassimaFc,maxtrasferibiledallasolettadellatravecompostaallacolonna, considerando la collaborazione delle travi secondarie connesse a taglio alla soletta, pari a: ( ),max ,1 ,2 ,30, 7c Rd Rd Rd Rd c b cdF F F F n P h b f = + + = + + perinoditrave-colonnainternialtelaio,incuiconcorronoduetravicomposte,la compressionemassimaFc,maxtrasferibiledallasolettadellatravecompostaallacolonna pari a: ( ),max ,1 ,2 ,3 , , ,2 0, 7 2 = + + = + + c Rd Rd Rd b yd Rd c b cd s l totale ydF F F F F n P h b f A fTale metodo di calcolo valido solo per le tipologie di nodo, presentate in questo paragrafo e cio nodi a completo ripristino di resistenza e rigidi, con colonna parzialmente o completamente rivestita di calcestruzzo e con/senza travi secondarie.Nelcasosiutilizzinocolonnedidifferentegeometriaoparticolarisistemidiconnessionetragli elementi di acciaio concorrenti nel nodo e la soletta si deve fare riferimento ad altre normative o a documentazione tecnica di comprovata validit. C7.6.4.3.2 Resistenza dei pannelli danima delle colonne composte La resistenza a taglio del pannello danima, nel caso dei profili composti parzialmente rivestiti, pu esserevalutataconsiderandoancheilcontributoresistentedellaparteincalcestruzzolocalizzataa livellodelnodotrave-colonna.Iltagliosollecitanteagentesulpannello,Vwp,Sd,deveessere calcolatoconsiderandolasituazionedimaggiorcimento.Inparticolare,sottoazionisismiche,il pannellodanimadellacolonnacompostadeveconsentirelosviluppodelmeccanismodissipativo globale a telaio assunto in fase di progettazione. Per tale ragione necessario che la forza di taglio trasmessadalletravialpannellodanimadellacolonnasiacalcolataincondizionidicollasso, secondo lo schema proposto in C7.5.4.5 per le strutture metalliche. Perunacolonnailcontributodelriempimentoincalcestruzzodellasezione,Vwp,c,Rd,puessere calcolato utilizzando normative e documentazione tecnica di comprovata affidabilit. In alternativa, nel caso delle colonne completamente o parzialmente rivestite, possibile calcolare tale contributo tramite la formula ( ), ,0,85 = wp c Rd C cdV A f sen (C7.6.8) doveACrappresentalareadellasezionedelpuntoneinclinatochesiforma,alivellodelpannello 248danimadellacolonna,tralalineadazionedellarisultantedelleforzedicompressioneelalinea dazionedellarisultantedelleforzeditrazioneambeduetrasmessedallatravecompostaalla colonna, come mostrato in figura C7.6.5. Larea della sezione del puntone inclinato pari a: ( )( )( )20, 8 2con fC c w fh tA b t h t cos arctanz | |= = |\ dove bc la larghezza del rivestimento in calcestruzzo, h laltezza della sezione della colonna, tf e twsono,rispettivamente,lospessoredellaflangiaedellanimadelprofiloinacciaio,mentrezil braccio di coppia interna, misurato tra la linea dazione della risultante delle compressioni e la linea dazione della risultante delle trazioni trasmesse dal collegamento trave-colonna al pannello nodale. Mpl,Rd-Z ZMpl,Rd+ Fig. C7.6.5. Definizione del braccio di coppia interna Z e rappresentazione del puntone di calcestruzzo attivo nellassorbire le sollecitazioni di taglio Ilfattoretieneincontoglieffettidellacompressioneassialepresentenellacolonnariducendo, opportunamente,laresistenzadelrivestimentoincalcestruzzoinragionedellivellodisforzo presente. Tale coefficiente pu essere determinata tramite la formula: ,0, 55 1 2 1| | | | = + || |\ \ Edpl RdNN(C7.6.9) C7.6.6 REGOLE SPECIFICHE PER STRUTTURE INTELAIATENellestruttureatelaioincuisisiaassuntoinsedediprogettouncomportamentodissipativocon formazionedellecerniereplastichenellacolonnacomposta,sidevelimitarelosforzonormale agente in accordo alla seguente disuguaglianza: ,0, 3 Edpl RdNN(C7.6.9) in modo da impedire che, a causa di un eccessivo sforzo normale, le propriet duttili della sezione della colonna in cui si sviluppa la cerniera plastica degradino. 249C7.6.7 CONTROVENTI CONCENTRICI Icontroventidovrebberoessererealizzatiutilizzandounicamenteelementiinacciaio,seguendoin tal modo tutte le indicazioni progettuali fornite in 7.5.5 delle NTC ed in C7.5.5. C7.6.8 CONTROVENTI ECCENTRICI I telai composti forniti di un sistema resistente a controventi eccentrici dovrebbero essere progettati inmododadissiparelenergiasismicaessenzialmenteperciclideformativiplasticiditaglio dellelementodiconnessionemantenendoincampoelasticotuttiirestantielementi.Lasezione dellelementodiconnessionedeveesserecomposta,realizzandodunquelacollaborazionetra profilo in acciaio e soletta in c.a. o composta. Lelemento di connessione deve essere di lunghezza corta o limitata, perci la sua luce massima e deve rispettare le seguenti limitazioni: nel caso in cui si consideri lo sviluppo di due cerniere plastiche allestremit dellelemento di connessione ,,2l Rdl RdMeV ; nel caso in cui si consideri lo sviluppo di una sola cerniera plastica allinterno dellelemento di connessione ,,l Rdl RdMeV. doveMl,RdeVl,Rdsono,rispettivamente,ilmomentoresistenteediltaglioresistentedellasezione del profilo in acciaio nella zona dellelemento di connessione, calcolati secondo le formule riportate nel 7.5.6 delle NTC, trascurando perci il contributo della soletta. C7.8 COSTRUZIONI DI MURATURA Nel capitolo sono opportunamente integrate le regole generali di progettazione ed esecuzione per le Costruzioni di muratura per limpiego in zona sismica. C7.8.1 REGOLE GENERALI C7.8.1.1 Premessa Leregolequicontenutesiapplicanoatuttigliedifici,siainmuraturaordinariasiainmuratura armata, progettati per azioni sismiche. Si rammenta anzitutto che devono essere rispettate, oltre le indicazioni specifiche riportate al 7.8 delle NTC, i contenuti di carattere generale del 4.5 delle NTC ed i requisiti dei prodotti e materiali 250(mattoni o blocchi e malta), costituenti la muratura, stabiliti al 11.10 delle NTC. Perquantoconcerneilprogettodistruttureinmuraturainzonasismica,inparticolare,viene richiamato lobbligodi utilizzo del metodo agli stati limite.C7.8.1.5 Metodi di analisi C7.8.1.5.1 Generalit Le strutture in muraturaessendo caratterizzate da un comportamento non lineare risultano, in ogni caso,pisignificativamenterappresentateattraversounanalisistaticanonlineare.Pertanto,tale metodo applicabile anche per gli edifici in muratura anche se il modo di vibrare fondamentale ha una massa partecipante inferiore al 75%. C7.8.1.5.4 Analisi statica non lineare Lanalisi statica non lineare viene utilizzata per sistemi dissipativi, come le strutture in muratura, in quantoilmetododicalcolopirappresentativodellorocomportamentoultimoe,quindi,della risposta sismica globale delledificio.Lanalisi statica non lineare consiste nellapplicare alledificio i carichi gravitazionali ed un sistema diforzeorizzontaliche,mantenendoinvariatiirapportirelativitraleforzestesse,venganotutte scalate in modo da far crescere monotonamente lo spostamento orizzontale di un punto di controllo (ad esempio in sommit delledificio, a livello della copertura) sulla struttura fino al raggiungimento dellecondizioniultime.Ilrisultatodellanalisiconsisterinundiagrammariportanteinascissalo spostamentoorizzontaledelpuntodicontrollo,inordinatalaforzaorizzontaletotaleapplicata (taglioallabase).Lacapacitdispostamentorelativaaglistatilimitedidannoeultimo(3.2.1) verr valutata sulla curva forza-spostamento cos definita, in corrispondenza dei punti: stato limite di danno dello spostamento minore tra quello corrispondente al raggiungimento della massima forza e quello per il quale lo spostamento relativofra duepiani consecutivi eccede i valori riportati al 7.3.7.2; statolimiteultimodellospostamentocorrispondenteadunariduzionedellaforzanon superiore al 20% del massimo. Tale metodo prevede, in ogni caso, solo una verifica globale in spostamento e non le verifiche nei singoli elementi. Le verifiche fuori piano potranno, invece, essere effettuate separatamente secondo le procedure indicate per lanalisi statica lineare. C7.8.4 STRUTTURE MISTE CON PARETI IN MURATURA ORDINARIA O ARMATA Latrasmissionedelleazionisismicheinunastrutturamistapuavvenireattraversounorganismo 251strutturalechepresentielementiinmuraturaedelementiincementoarmatooacciaioolegnood altra tecnologia disposti altimetricamente allo stesso piano oppure disposti altimetricamente su piani successivi. Laddove le azioni sismiche non vengano integralmente affidate alla struttura muraria od a quelle in altra tecnologia ma si ravvisi lesigenza diconsiderare lacollaborazionedelle pareti in muraturae deisistemididiversatecnologianellaresistenzaalsisma,pertalistrutturenecessarioeseguire lanalisinonlineare,staticaodinamica,alfinedivalutarecorrettamenteidiversicontributidi elementi caratterizzati da rigidezze, resistenze e capacit deformative molto differenziate tra di loro. C7.10 COSTRUZIONI E PONTI CON ISOLAMENTO E/O DISSIPAZIONE C7.10.1 SCOPO Lisolamentosismicorientratralestrategiediprotezioneusualmenteraggruppatesottola denominazionedicontrollopassivodellevibrazioni.Diquestelisolamentosismicoela dissipazionedenergiasonoquellepicomunementeutilizzate.Entrambeletecnichedi protezionesonocorrentementeusateperlaprotezionedellecostruzioni,sianuovecheesistenti,e sonoefficaciinragionedelmodoincuinemodificanoilcomportamentodinamico.Laprima essenzialmentefinalizzataalimitarelenergiainingresso10attraversoisolatoricollocatitrala porzione di costruzione da proteggere e quella solidale al terreno, la seconda consente di dissipare partedellenergiainingressoattraversomeccanismididissipazionecontrollatainappositi dispositivi collocati allinterno della struttura. o colleganti strutture contigue. Questetecnichediprotezionesiutilizzanoperconseguiremiglioriprestazionidellecostruzioni soggetteadazionisismiche.Sigiustificanoinquestomodoipossibilimaggioricostidovutialla progettazione, lacquisto e linstallazione dei dispositivi, comunque generalmente compensati dalla minorerichiestadirigidezzaeresistenzadellastrutturanecessarieperconseguireleprestazioni desiderate.Per realizzare lisolamento sismico, occorre creare una discontinuit strutturale lungo laltezza della costruzione che permetta ampi spostamenti orizzontali relativi tra la parte superiore (sovrastruttura) equellainferiore(sottostruttura)dellacostruzione,soprattuttonelledirezioniorizzontali.Il collegamento tra la sovrastruttura e la sottostruttura realizzato mediante isolatori, ovvero speciali apparecchi di appoggio caratterizzati da rigidezze basse nei confronti degli spostamenti orizzontali 10 Per energia in ingresso si intende lenergia trasmessa alla costruzione da unazione generica e nel caso del terremoto dal movimento sismico del terreno. Tale energia si manifesta come deformazioni e movimento della costruzione. 252ed elevate nei confronti di quelli verticali. Unopportunasceltadellecaratteristichemeccanichedegliisolatoriconsentedidisaccoppiarela sovrastrutturadallasottostrutturanelleoscillazionichecoinvolgonoprevalentementespostamenti orizzontali.Ildisaccoppiamentoconsistenelladiversificazionedelcomportamentodinamico delle due suddette porzioni della costruzione: durante un moto oscillatorio, mentre la sottostruttura subiscedeformazionidimodestaentit,tantopiquantomaggiorelasuarigidezza,la sovrastrutturacompieoscillazionitantopiampiequantominorelarigidezzaeresistenzadegli isolatori.Detteoscillazionisonodovuteperlamaggiorpartealladeformazionedegliisolatori collocati al di sotto della sovrastruttura e solo in minor parte alle deformazioni della sovrastruttura stessa. Durante un terremoto, generalmente, tanto pi sono ampie queste oscillazioni tanto pi sono modeste le conseguenti accelerazioni, quindi le forze dinerzia, che subisce la sovrastruttura. Neconseguechelisolamentotantopiefficacequantominorisonoleaccelerazionidella sovrastruttura e ci comporta sostanzialmente due tipi di benefici: - benefici diretti sulla sovrastruttura, in quanto consente di contenere lentit delle forze dinerzia di natura sismica direttamente agenti su di essa;- benefici indiretti sulla sottostruttura, in quanto consente di contenere lentit delle forze dinerzia trasmessedallasovrastrutturaallasottostrutturaeche,insiemealleforzedinerziadirettamente agenti su di essa, costituiscono considerevole parte delle forze sismiche che complessivamente essa deve sopportare.Negliedifici,ladiscontinuitstrutturalevienespessorealizzataallabase,tralafondazionee lelevazione (isolamento alla base) o immediatamente al di sopra di un piano, per lo pi scantinato.Neipontilisolamentosismicogeneralmenterealizzatotralimpalcatoelestrutturedisupporto (pileelespalle),nelqualcasogliisolatorisostituisconogliusualiapparecchidiappoggio. Normalmentelariduzionedelleforzesismichecheneconsegueproduceisuoimaggioribenefici sullepileesullespalle(beneficiindirettisullasottostruttura).Neipontiadimpalcatocontinuo, unattentacalibrazionedellecaratteristichemeccanicheedeidispositividisolamentoedivincolo che collegano limpalcato con le pile e le spalle permette altres di migliorare la distribuzione delle forze sismiche orizzontali dellimpalcato tra le diverse strutture di supporto. Per sfruttare pienamente i vantaggi dellisolamento, deve essere possibile individuare una porzione rilevantedellacostruzione,interminidimassarispettoallamassacomplessiva,chepossa facilmenteessereseparatadallaporzionesottostante,dallecostruzionicontigueedalterreno circostante,edabbiaunbassorapportotramassaerigidezzaorizzontale(ovverobassoperiodo 253propriodeimodinaturalidivibraredellacostruzionecheinteressanosignificativamentequesta porzione).Nelcasoincuilisolamentovengautilizzatoperinterventisucostruzioniesistenti,occorrein generalerispettareicriterieleregoledelCap.8delleNTCedelCap.C8dellapresentecircolare, per tutti gli aspetti di non stretta pertinenza dellapplicazione dellisolamento sismico, per le quali, invece, si applica il 7.10 ed i relativi commenti riportati nel presente testo.Ivantaggidellisolamentosonoriconducibilinonsoloaldrasticoabbattimentodelleaccelerazioni agentisullemassestrutturali,maancheallassenzadioscillazionibruschenellasovrastrutturaper effetto dellalto periodoproprio di vibrazione. Questultimo effetto comporta notevoli benefici per laprotezionedeicontenuti,inquantoriduceilrischiodiribaltamentodiarredi(talvoltamolto pesantiepericolosiperlepersone,comeallinternodilibrerie,archiviemagazzini),lacadutadi oggetti (talvolta dielevato valore, come nei musei), le vibrazioni ad altafrequenza nei macchinari ad alta tecnologia (ad esempio in ospedali, in centri elaborazione dati, etc.) e comporta una minore percezione della scossa sismica da parte delle persone presenti nella porzione di costruzione isolata, aspetto,questultimo,particolarmenteimportanteperridurreilpanicoinluoghiaffollaticome scuole ed ospedali. Moltidegliisolatoriattualmenteincommercio,ancheacomportamentosostanzialmentelineare, garantisconorapportidismorzamentodelsistemadisolamentosuperiorial5%.Permodificaree migliorarelecaratteristichedelsistemadisolamento,interminidicapacitdissipativee/o ricentranti, si possono utilizzare dispositivi ausiliari con opportuno comportamento meccanico.Glieffettidellisolamentosuunastrutturapossonoesserebeninterpretatifacendoriferimentoa forme tipiche degli spettri di risposta elastici in accelerazioni e in spostamenti, per diversi rapporti di smorzamento (vedi Fig. C7.10.1).Considerandounaporzionedistrutturache,abasefissa,avrebbeunperiodofondamentaledi oscillazione Tbf in una data direzione, lisolamento alla base di questa porzione deve produrre uno dei seguenti effetti: a)lincrementodelperiodograziealladozionedidispositiviconcomportamentodinsieme approssimativamentelineare.Siottieneunbuondisaccoppiamentoquandoilperiododella struttura isolata TIS risulta TIS 3Tbf. Maggiore lincremento di periodo (generalmente TIS > 2,0 s) maggiore la riduzione delle accelerazioni sulla sovrastruttura (spettro in accelerazioni) e lincrementodeglispostamenti(spettroinspostamenti),chesiconcentranoessenzialmentenel sistema di isolamento; 254b)lalimitazionedellaforzatrasmessaallasottostruttura,graziealladozionedidispositivicon comportamentodinsiemenonlinearecaratterizzatodabassoincrudimentoovveroincrementi minimi o nulli della forza per grandi spostamenti . In questo modo si limitano le forze dinerzia, quindilaccelerazione,sullasovrastruttura,ancoraascapitodiunsensibileincrementodegli spostamenti nel sistema di isolamento.Oltre che nei due modi detti, lisolamento si pu conseguire utilizzando dispositivi che garantiscano un comportamento dinsieme del sistema intermedio tra i due. Ladissipazionedienergia,dovutaagliisolatorie/oadeventualidispositiviausiliaridetermina sempreunariduzionedeglispostamentinelsistemadiisolamento.Essaparticolarmenteutilein siticaratterizzatidaelevatasismicite/onelcasodisottosuoliconcaratteristichemeccaniche scadenti(tipoC,D,E),cioneicasiincuiglispettridirispostapossonopresentarespostamenti elevati ed accelerazioni significative anche su periodi di oscillazioni elevati. PeriodoSpostamentoPeriodoAccelerazioneIncremento del periodoIncremento dello smorzamentoIncremento del periodoIncremento dello smorzamento(a) Incremento del periodo (e dissipazione) PeriodoSpostamentoPeriodoAccelerazioneDissipazione di energia (b) Limitazione della forza (e dissipazione) Fig. C7.10.1 Strategie di riduzione della domanda mediante isolamento sismico Lapplicazionedellisolamentosismico,anchealleusualicostruzioni,richiedecriteri,regolee accorgimentiparticolari,riportatinel7.10delleNTCe,ovenecessario,meglioesplicitatiin questacircolare,pertenercontodelcomportamentopeculiaredellinsiemesottostruttura-sistema disolamentosovrastruttura.Tali regole, evidentemente, non possono essere estese allapplicazione strutturale di altri sistemi di protezione sismica, quali quelli basati sullimpiego di dispositivi dissipativi distribuiti a vari livelli, allinternodellacostruzione,comenelcasodeisistemidicontroventidissipativipergliedificia struttura intelaiata.Per essi non necessaria una trattazione specifica, poich la loro progettazione non richiede regole aggiuntiverispettoaquellegidescritteperlecostruzioniordinarie,unavoltacheil comportamentodeidispositiviantisismicisiatenutocorrettamenteincontoecheleloro caratteristiche e le modalit di accertamento siano conformi alle prescrizioni del 11.9, fatto salvo TbfTISTbfTIS 255il numero di cicli da effettuare nelle prove di qualificazione, che dovr essere commisurato aquello prevedibileperilterremotodiprogettoalloSLC.Infatti,leNTCfornisconoindicazionie prescrizioni sugli strumenti e metodi di valutazione (modellazione e analisi strutturali lineari e non lineari) nonch le regole per le verifiche di sicurezza degli elementi strutturali e dei dispositivi. C7.10.2 REQUISITI GENERALI E CRITERI PER IL LORO SODDISFACIMENTO Il sistema disolamento deve consentire elevati spostamenti orizzontali garantendo, al contempo, le previstecondizionidivincolosottoleazionidiservizio.Pergarantirequestultimacondizione, qualoraidispositividisolamentononsianoingradodigarantirelacondizionedivincolo necessaria,possonoessereancheutilizzatidispositividivincolotemporaneo,deltipoafusibile (v. 11.9 delle NTC), che cessano di essere efficaci quando lazione sismica supera una prefissata intensit.Quandosiutilizzanodispositividivincolotemporaneooccorrevalutareglieffettiche hannosulmovimentodellastrutturaisolataancheperazionisismichecheeccedonoquestolivello prefissato. La capacit di ricentraggio del sistema disolamento un requisito aggiuntivo, legato alla necessit, o, semplicemente lopportunit, di garantire che al termine di un terremoto anche violento il sistema disolamento,equindilastrutturanellasuaglobalit,presentispostamentiresiduinulliomolto piccoli, in modo da non compromettere la sua efficacia operativa nel caso di scosse successive di a Ilcomportamentodiunacostruzioneconisolamentosismicorisultabenprevedibileseisuoi elementi strutturali non subiscono grandi escursioni in campo plastico. La completa plasticizzazione dellasovrastrutturapucondurre,inalcunicasiparticolari(struttureconunooduepiani,conalti periodi di isolamento, scarsa ridondanza e basso incrudimento post-elastico), a notevoli richieste di duttilit.Perquestomotivolasovrastrutturaelasottostrutturasidevonomantenere sostanzialmenteincampoelastico,ilche,perazionisismicherelativealloSLV,implicaun danneggiamentostrutturalemoltopilimitato,quasinullo,rispettoaquellodiunastruttura antisismicaconvenzionale,dovesiammettecheperlostessolivellodiazionesiverifichino notevoli richieste di duttilit.Ilrispettodiquestaprescrizione,peraltro,nonrichiedeingeneralesovradimensionamentirispetto allecostruzioniconvenzionali,graziealdrasticoabbattimentodelleaccelerazionicuilastruttura isolatasoggetta,eanziconduceasollecitazionidiprogettoparagonabiliquandononinferiori. Essendonulleomoltolimitatelerichiestediduttilitaglielementistrutturali,ladozionediuna progettazioneinaltaduttilitcomporterebbedegliinutiliaggravidicosto,senzasostanziali vantaggi.Pertantoperidettaglicostruttivi(esoloperquesti)sifariferimentoalleregolerelative alla Classe di Duttilit Bassa CDB, per la quale non si richiedono particolari capacit dissipative, 256ma solo unadeguata resistenza laterale.C7.10.3 CARATTERISTICHE E CRITERI DI ACCETTAZIONE DEI DISPOSITIVI In relazione alla funzione svolta nellambito del sistema disolamento, i dispositivi facenti parte di un sistema di isolamento si possono distinguere in isolatori e dispositivi ausiliari.Gli isolatori, in accordo con la definizione data nel 11.9 delle NTC, sono dispositivi che svolgono fondamentalmentelafunzionedisostegnodeicarichiverticali,conirequisitidiunelevata rigidezzaindirezioneverticaleediunabassarigidezzaoresistenzaindirezioneorizzontale, permettendo notevoli spostamenti orizzontali. A tale funzione possono essere associate o no quelle di dissipazione di energia, di ricentraggio del sistema, di vincolo laterale sotto carichi orizzontali di servizio (non sismici).Ricadononellampiacategoriadeidispositiviausiliarituttiqueidispositivitrattatinel11.9che nonsostengonocarichiverticalimasvolgono,rispettoalleazioniorizzontali,lafunzionedi dissipazione di energia e/o di ricentraggio del sistema e/o di vincolo laterale temporaneo per azioni sismiche o non sismiche.Un sistema di isolamento pu essere costituito unicamente da isolatori elastomerici, eventualmente realizzaticonelastomeriadaltadissipazioneocomprendentiinsertidimaterialidissipativi(ades. piombo),oppureunicamentedaisolatoriascorrimentoorotolamento,cheinglobanofunzioni dissipativeoricentrantipercapacitintrinsecaoperpresenzadielementicapacidisvolgeretali funzioni,oppuredaunopportunacombinazionediisolatoriedispositiviausiliari,questiultimi generalmente con funzione dissipativa, ricentrante e/o di vincolo. Leproprietdiunsistemadiisolamento,nelsuocomplesso,elalorocostanzaneltempoenelle variecondizionidifunzionamentoscaturisconodallacombinazionedelleproprietdeidispositivi che lo costituiscono.C7.10.4 INDICAZIONI PROGETTUALI C7.10.4.1 Indicazioni riguardanti i dispositivi Lasalvaguardiadellacostruzioneisolatadaiterremotigarantitadalcorrettofunzionamentodel sistemadisolamento.Malfunzionamentidelsistemapossonosopraggiungere,durantelasuavita utile, per invecchiamento dei materiali, come gli elastomeri degli isolatori o le guarnizioni di tenuta deidispositivioleodinamici,o,piingenerale,perillorodeterioramentooperuneccessivo accumulo di deformazioni plastiche a seguito di un terremoto.Occorrequindiprevederelapossibilitdisostituzione,edunquepredisporrelastrutturainmodo chesiapossibiletrasferiretemporaneamenteallasottostruttura,attraversomartinetti 257opportunamente disposti, il carico gravante sul singolo isolatore e prevedere un adeguato spazio per le operazioni necessarie alla rimozione e sostituzione. Perridurreoannullareglispostamentiresiduiaseguitodiunterremotoinoltrenecessario verificare la presenza o prevedere appositi elementi strutturali di contrasto contro cui fare forza per ricollocare la struttura nella sua posizione originaria. C7.10.4.2 Controllo di movimenti indesiderati Gli effetti torsionali dinsieme del sistema strutturale, ossia di rotazione intorno ad un asse verticale, determinanospostamentidiversineidispositivie,nelcasodifortinonlinearit,differenzedi comportamentochepossonoulteriormenteaccentuarelatorsione.Occorrepertantoevitareo limitarequantopipossibileleeccentricitmassa-rigidezza,cosaperaltrofacilmenteottenibile attraversounacorrettaprogettazionedegliisolatoriedeidispositiviausiliari,eincrementarela rigidezza e/o resistenza torsionale del sistema disolamento.Nelcasodisistemidiisolamentocostituitiunicamentedaisolatorielastomerici,questultimo obiettivovieneconseguitomaggiorando,rispettoallarigidezzaderivantedaundimensionamento basatosulletensioniverticalidicompressione,gliisolatoriingommadispostilungoilperimetro. Nelcasodisistemicondispositiviausiliaricheconferiscanorigidezzae/oresistenzaalsistema, opportunodisporrequestiultimilungoilperimetroinmododamassimizzarelarigidezzae/o resistenza torsionale del sistema disolamento.Sistemi disolamento che combinano isolatori elastomerici e isolatori a scorrimento possono fornire ottimeprestazioniinrelazioneallanecessitdiconseguireunelevatoperiododivibrazionein presenza di bassi carichi verticali, e quindi di piccole masse da isolare. opportuno i