Eurocodice 9 - Progettazione Delle Strutture in Alluminio

NN NOO O

RR RMM M

AA A EE E

UU URR R

OO OPP P

EE EAA A

SS SPP P

EE ERR R

II I MM MEE E

NN NTT T

AA ALL L

EE E

NORMA ITALIANA

Pagina IUNI ENV 1999-1-1:2002

© UNI - MilanoRiproduzione vietata. Tutti i diritti sono riservati. Nessuna parte del presente documentopuò essere riprodotta o diffusa con un mezzo qualsiasi, fotocopie, microfilm o altro, senzail consenso scritto dell’UNI.

UNIEnte Nazionale Italianodi Unificazione

Via Battistotti Sassi, 11B20133 Milano, Italia

S P E R I M E N T A L E

UNI ENV 1999-1-1

MARZO 2002

Eurocodice 9

Progettazione delle strutture di alluminio

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

Eurocode 9

Design of aluminium structures

Part 1-1: General rules - General rules and rules for buildings

CLASSIFICAZIONE ICS

91.080.10; 91.010.30

SOMMARIO

La norma, sperimentale, si applica alla progettazione di edifici, opere civilie di ingegneria strutturale costruite in lega di alluminio. L’Eurocodice forni-sce i requisiti che le strutture di alluminio devono avere nei riguardi dellaresistenza, delle condizioni di servizio e della durabilità.

La norma non copre i requisiti dovuti alle azioni sismiche.

RELAZIONI NAZIONALI

RELAZIONI INTERNAZIONALI

= ENV 1999-1-1:1998 La presente norma sperimentale è la versione ufficiale in lingua italiana

della norma europea sperimentale ENV 1999-1-1 (edizione maggio 1998).

ORGANO COMPETENTE

Commissione "Ingegneria strutturale"

RATIFICA

Presidente dell’UNI, delibera del 17 luglio 2001

Gr. 23

© UNI Pagina IIUNI ENV 1999-1-1:2002

Le norme sperimentali sono emesse, per applicazione provvisoria, in campi in cui vieneavvertita una necessità urgente di orientamento, senza che esista una consolidata espe-rienza a supporto dei contenuti tecnici descritti.Si invitano gli utenti ad applicare questa norma sperimentale, così da contribuire a farematurare l'esperienza necessaria ad una sua trasformazione in norma raccomandata.Chiunque ritenesse, a seguito del suo utilizzo, di poter fornire informazioni sulla sua appli-cabilità e suggerimenti per un suo miglioramento o per un suo adeguamento ad uno statodell'arte in evoluzione è pregato di inviare, entro la scadenza indicata, i propri contributiall'UNI, Ente Nazionale Italiano di Unificazione.

PREMESSA NAZIONALE

La presente norma costituisce il recepimento, in lingua italiana, del-la norma europea sperimentale ENV 1999-1-1 (edizione maggio 1998),che assume così lo status di norma nazionale italiana sperimentale.La traduzione è stata curata dall’UNI.La Commissione "Ingegneria strutturale" dell’UNI segue i lavori euro-pei sull’argomento per delega della Commissione Centrale Tecnica.La scadenza del periodo di validità della ENV 1999-1-1 è stata fis-sata inizialmente dal CEN per maggio 2000. Eventuali osservazionisulla norma devono pervenire all’UNI.

Le norme UNI sono revisionate, quando necessario, con la pubbli-cazione di nuove edizioni o di aggiornamenti. È importante pertanto che gli utilizzatori delle stesse si accertino di es-sere in possesso dell’ultima edizione e degli eventuali aggiornamenti. Si invitano inoltre gli utilizzatori a verificare l’esistenza di norme UNIcorrispondenti alle norme EN o ISO ove citate nei riferimenti normativi.

INDICE

© UNI Pagina IIIUNI ENV 1999-1-1:2002

1 GENERALITÀ

11.1 Scopo e campo di applicazione

........................................................................................................

11.2 Distinzione tra principi e regole applicative

................................................................................

11.3 Riferimenti normativi

...............................................................................................................................

21.4 Ipotesi

..............................................................................................................................................................

51.5 Termini e definizioni

.................................................................................................................................

5

prospetto 1.1

Elenco dei termini corrispondenti nelle varie lingue

..........................................................................

6

prospetto 1.1

Elenco dei termini corrispondenti nelle varie lingue (Continua)

....................................................

6

prospetto 1.1


....................................................

7

prospetto 1.1


....................................................

71.6 Unità di misura S.I.

...................................................................................................................................

71.7 Simboli usati nella presente norma europea

.............................................................................

7

figura 1.1

Sezioni in lega di alluminio

.....................................................................................................................

12

2 PRINCIPI DI PROGETTAZIONE

132.1 Requisiti fondamentali

.........................................................................................................................

132.2 Definizioni e classificazioni

...............................................................................................................

132.3 Requisiti di progetto

..............................................................................................................................

162.4 Durabilità

....................................................................................................................................................

182.5 Resistenza all’incendio

.......................................................................................................................

18

3 MATERIALI

183.1 Generalità

...................................................................................................................................................

183.2 Alluminio per uso strutturale

............................................................................................................

18

prospetto 3.1a

Leghe di alluminio da lavorazione plastica per strutture

..............................................................

19

prospetto 3.1b

Leghe di alluminio da fonderia per strutture

.....................................................................................

19

prospetto 3.2a

Valori minimi garantiti della resistenza al limite elastico convenzionale

f

0,2

corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% e della resistenza ultima di trazione

f

u

per leghe di alluminio da lavorazione plastica - Lamiere, nastri e piatti

............

20

prospetto 3.2b


f

0,2


f

u

per leghe di alluminio da lavorazione plastica - Profili estrusi, tubi estrusi, barre e tondi estrusi e tubi trafilati

.......................................................................................................

21

prospetto 3.2c


f

0,2


f

u

per leghe di alluminio da lavorazione plastica - Tubi saldati elettricamente

.............................................................................................................................................

22

prospetto 3.2d


f

0,2


f

u

per leghe di alluminio da lavorazione plastica - Prodotti fucinati (L: longitudinale)

........................................................................................................................................

22

prospetto 3.3


f

0,2


f

u

per leghe di alluminio da fonderia - Colate

.................................................................

233.3 Dispositivi di collegamento

...............................................................................................................

24

prospetto 3.4


f

0,2

corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% e della resistenza ultima per bulloni, chiodi pieni e cavi

..............................................................................................................

24

prospetto 3.5

Raggruppamento delle leghe utilizzate nel prospetto 3.6

............................................................

25

prospetto 3.6

Scelta del metallo di apporto

.................................................................................................................

253.4 Durabilità e protezione dalla corrosione

....................................................................................

27

prospetto 3.7

Protezione generale dalla corrosione delle strutture di alluminio

..............................................

283.5 Criteri di selezione delle leghe di alluminio

..............................................................................

30

© UNI Pagina IVUNI ENV 1999-1-1:2002

prospetto 3.8

Protezioni addizionali in corrispondenza delle superfici di contatto tra metalli per controllare la corrosione interstiziale e gli effetti galvanici

.........................................................

31

4 STATI LIMITE DI ESERCIZIO

324.1 Basi

...............................................................................................................................................................

324.2 Spostamenti

..............................................................................................................................................

32

figura 4.1

Spostamenti verticali da prendere in considerazione

...................................................................

324.3 Vibrazioni

...................................................................................................................................................

334.4 Effetti dinamici

.........................................................................................................................................

34

5 STATI LIMITE ULTIMI (MEMBRATURE)

345.1 Basi

...............................................................................................................................................................

345.2 Calcolo delle forze e dei momenti interni

.................................................................................

375.3 Resistenza delle sezioni trasversali

............................................................................................

375.4 Classificazione delle sezioni trasversali

....................................................................................

39

figura 5.1

Tipologie di elementi

................................................................................................................................

41

figura 5.2

Valori di

g

per elementi piani interni soggetti a gradiente di tensione. Si adoperi la curva A per elementi interni o sporgenti (con tensione di compressione massima all’attacco). Si adoperi la curva B per elementi sporgenti (con tensione di compressione massima all’estremità)

...............................................................................................

42

figura 5.3

Modi instabili per elementi piani irrigiditi

............................................................................................

42

figura 5.4

Valori di

η

per elementi irrigiditi

............................................................................................................

44

prospetto 5.1

Parametri di snellezza

β

1

,

β

2

e

β

3

......................................................................................................

45

figura 5.5

Relazione tra

ρ

c

e

β

/

ε

per elementi interni, elementi sporgenti e tubi circolari

...................

475.5 Addolcimento (softening) nelle HAZ in prossimità delle saldature

.............................

47

figura 5.6

Estensione delle zone termicamente alterate (HAZ)

....................................................................

48

prospetto 5.2

Fattore di addolcimento (softening) per le HAZ (

ρ

haz

)

.................................................................

495.6 Resistenza delle travi

..........................................................................................................................

50

prospetto 5.3

Valori del fattore di forma

α

...................................................................................................................

51

figura 5.7

Fattore di riduzione

χ

LT

per l’instabilità flesso-torsionale

............................................................

54

prospetto 5.4

Instabilità flesso-torsionale delle travi, coefficienti X e Y

.............................................................

565.7 Resistenza delle membrature tese

..............................................................................................

565.8 Resistenza delle membrature compresse ............................................................................... 57

figura 5.8 Fattore di riduzione χ per instabilità flessionale ............................................................................. 59prospetto 5.5 Valori dei fattori k1 e k2............................................................................................................................ 59prospetto 5.6 Valori dei fattori di imperfezione α e ............................................................................................ 59prospetto 5.7 Fattore K di lunghezza efficace per elementi strutturali compressi.......................................... 60prospetto 5.8 Valori di α e per l’instabilità torsionale......................................................................................... 61figura 5.9 Instabilità torsionale di membrature compresse, fattore di interazione k .............................. 62prospetto 5.9 Parametri per la verifica di instabilità torsionale di aste compresse ........................................ 63

5.9 Resistenza delle membrature soggette a sforzo assiale e flessione biassiale.... 67

figura 5.10 Fattori di forma per sezioni non simmetriche di classe 1 o 2 ..................................................... 70figura 5.11 Lunghezza libera d’inflessione lc e definizione di x ....................................................................... 73

5.10 Resistenza delle piastre non irrigidite soggette ad azioni applicate nel piano medio ........................................................................................................................................................... 74

figura 5.12 Piatti non irrigiditi ....................................................................................................................................... 745.11 Resistenza delle piastre irrigidite soggette ad azioni applicate nel piano

medio .......................................................................................................................................................... 78

figura 5.13 Piastre irrigidite e tipi di irrigidimenti ................................................................................................... 78prospetto 5.10 Rigidezze flessionali e torsionali di piastre ortotrope .................................................................... 83figura 5.14 Notazioni degli irrigidimenti sulle sezioni trasversali ..................................................................... 83figura 5.15 Piastra ortotropa con un bordo libero ................................................................................................. 84

5.12 Resistenza delle travi a parete piena ......................................................................................... 84

λ0

λ1

© UNI Pagina VUNI ENV 1999-1-1:2002

figura 5.16 a) - n) e q): forme instabili dell’anima e o) - p) forme instabili della flangia............................ 85prospetto 5.11 Meccanismi di instabilità (figura 5.16) e corrispondenti punti per le espressioni di

valutazione della resistenza .................................................................................................................. 85figura 5.17 a) Notazioni relative alla sezione trasversale. b) Sezione trasversale efficace per

una trave a parete piena con flange di classe 1, 2 o 3. c) Sezione trasversale efficace per una trave a parete piena con una flangia tesa più piccola e una flangia compressa di classe 4 .................................................................................................................................................... 87

figura 5.18 a) Pannello d’anima irrigidito b) sezione trasversale c) area efficace della colonna fittizia d) sezione trasversale della colonna fittizia per il calcolo di Ist d1) irrigidimento a sezione aperta d2) irrigidimento a sezione chiusa ..................................................................... 88

prospetto 5.12 Fattore di riduzione rv per l’instabilità per taglio .............................................................................. 89figura 5.19 Irrigidimento terminale rigido a) e non rigido b)............................................................................... 89figura 5.20 Fattore di riduzione ρv per instabilità per taglio............................................................................... 90figura 5.21 Anime con irrigidimenti trasversali e longitudinali........................................................................... 91figura 5.22 Interazione tra resistenza a flessione e resistenza a taglio......................................................... 93figura 5.23 Modalità di applicazione del carico e coefficienti di instabilità.................................................... 94figura 5.24 Lunghezza del tratto di contatto rigido ............................................................................................... 95figura 5.25 Anime corrugate......................................................................................................................................... 96

6 COLLEGAMENTI SOGGETTI A CARICHI STATICI 976.1 Basi per i collegamenti bullonati, chiodati e saldati............................................................. 976.2 Intersezioni per collegamenti bullonati, chiodati e saldati................................................ 986.3 Nodi caricati a taglio soggetti a vibrazioni e/o inversioni di carico .............................. 996.4 Classificazione dei collegamenti.................................................................................................... 99

figura 6.1 Definizione tra "collegamento" e "nodo" ............................................................................................ 99figura 6.2 a) - d): Classificazione dei collegamenti ......................................................................................... 101figura 6.3 Principali tipi di collegamento ............................................................................................................. 103prospetto 6.1 Requisiti generali di progetto .............................................................................................................. 104

6.5 Collegamenti con bulloni, chiodi o perni................................................................................. 105

figura 6.4 Simboli per la spaziatura dei dispositivi di giunzione ................................................................. 106figura 6.5 Spaziatura sfalsata - compressione ................................................................................................. 107figura 6.6 Spaziatura in elementi tesi .................................................................................................................. 107figura 6.7 Rottura a taglio in prossimità di un gruppo di fori (block-shear) - area efficace a

taglio............................................................................................................................................................ 108figura 6.8 Collegamenti di angolari con bulbi (comprende anche gli angolari senza bulbi) .............. 109prospetto 6.2 Fattori di riduzione β2 e β3 .................................................................................................................. 110prospetto 6.3 Categorie di collegamenti bullonati................................................................................................... 110figura 6.9 Distribuzione delle forze tra i dispositivi di giunzione ................................................................. 112prospetto 6.4 Resistenza di progetto dei bulloni ..................................................................................................... 113prospetto 6.5 Resistenze di progetto dei chiodi di alluminio ............................................................................... 115prospetto 6.6 Coefficiente di attrito per superfici trattate...................................................................................... 116figura 6.10 Forze indotte dall’effetto leva.............................................................................................................. 117figura 6.11 Effetto dei dettagli costruttivi sulle forze indotte dall’effetto leva ............................................. 118figura 6.12 Giunti a sviluppo longitudinale ........................................................................................................... 119figura 6.13 Giunto a singola sovrapposizione con un unico bullone ........................................................... 119prospetto 6.7 Resistenze di progetto per collegamenti con perni ..................................................................... 120figura 6.14 Momento flettente in un perno ........................................................................................................... 121

6.6 Collegamenti saldati .......................................................................................................................... 121

prospetto 6.8 Resistenza caratteristica fw del metallo di saldatura .................................................................. 122figura 6.15 Saldature di testa, tensioni normali .................................................................................................. 124figura 6.16 Saldature di testa, tensioni tangenziali............................................................................................ 124figura 6.17 Distribuzione delle tensioni in un giunto a sovrapposizione con saldature a

cordone d’angolo .................................................................................................................................... 125

© UNI Pagina VIUNI ENV 1999-1-1:2002

figura 6.18 Altezza di gola efficace a ; penetrazione alla base favorevole apen ...................................... 125figura 6.19 Tensioni σ⊥ , τ⊥ , τII, agenti sulla sezione di gola di una saldatura a cordone

d’angolo ...................................................................................................................................................... 126figura 6.20 Giunto a doppio cordone d’angolo, caricato perpendicolarmente all’asse della

saldatura..................................................................................................................................................... 127figura 6.21 Giunto a doppio cordone d’angolo caricato parallelamente all’asse della saldatura ....... 127figura 6.22 Piani di collasso della HAZ adiacente alla saldatura; F = HAZ, confine della zona di

fusione; T = HAZ, estremità della saldatura, sezione trasversale piena .............................. 1296.7 Collegamenti ibridi .............................................................................................................................. 1306.8 Collegamenti con adesivi ................................................................................................................ 130

figura 6.23 Elementi estrusi; le forze di trazione nel piano vengono trasferite mediante le parti ad incastro; le forze di taglio sono trasferite attraverso l’adesivo ........................................... 131

prospetto 6.9 Valori della resistenza caratteristica a taglio degli adesivi ........................................................ 131figura 6.24 Provino per le prove a taglio sullo spessore aderente............................................................... 132

7 FABBRICAZIONE ED ESECUZIONE 1337.1 Generalità ................................................................................................................................................ 1337.2 Specifica di progetto .......................................................................................................................... 1337.3 Preparazione del materiale ............................................................................................................ 133

prospetto 7.1 Tolleranza dei fori per bulloni, rivetti e dispositivi di giunzione speciali ................................ 1357.4 Collegamenti bullonati ...................................................................................................................... 1367.5 Saldature .................................................................................................................................................. 1377.6 Adesivi strutturali ................................................................................................................................. 1397.7 Protezione ............................................................................................................................................... 1407.8 Controllo e sicurezza ......................................................................................................................... 143

8 PROGETTAZIONE INTEGRATA DA PROVE 1448.1 Basi ............................................................................................................................................................. 1448.2 Pianificazione delle prove ............................................................................................................... 1448.3 Esecuzione delle prove .................................................................................................................... 1458.4 Valutazione dei risultati delle prove ........................................................................................... 1458.5 Documentazione .................................................................................................................................. 145

APPENDICE A PROVA DEL FATTORE DI SCORRIMENTO 146(normativa)A.1 Scopo della prova ............................................................................................................................... 146A.2 Variabili significative........................................................................................................................... 146A.3 Provini ........................................................................................................................................................ 146A.4 Procedimento di prova...................................................................................................................... 147A.5 Prove di viscosità di lunga durata............................................................................................... 147A.6 Risultati delle prove ............................................................................................................................ 147

figura A.1 Provini normalizzati per la determinazione del fattore di scorrimento................................... 148figura A.2 Utilizzazione della curva "Spostamento - logaritmo del tempo" per la prova

di viscosità di lunga durata .................................................................................................................. 149

APPENDICE B SELEZIONE DEI MATERIALI 150(informativa)B.1 Generalità ................................................................................................................................................ 150B.2 Prodotti da lavorazione plastica................................................................................................... 150

prospetto B.1 Confronto tra le caratteristiche generali e tra le altre proprietà per le leghe per uso strutturale .................................................................................................................................................. 151

prospetto B.2 Confronto tra le caratteristiche delle leghe da fonderia e altre proprietà generali ............ 152B.3 Prodotti da fonderia ............................................................................................................................ 154

© UNI Pagina VIIUNI ENV 1999-1-1:2002

APPENDICE C CALCOLO DELLE FORZE E DEI MOMENTI INTERNI 155(informativa)C.1 Analisi globale....................................................................................................................................... 155

figura C.1 Modelli comportamentali del materiale per l’analisi globale elastica..................................... 156figura C.2 Modelli comportamentali del materiale per analisi globale plastica senza

incrudimento ............................................................................................................................................ 156figura C.3 Modelli comportamentali del materiale per analisi globale plastica con incrudimento.... 157figura C.4 Relazione forza-spostamento generalizzata per le sezioni trasversali ................................ 158

C.2 Ipotesi di progetto ............................................................................................................................... 158C.3 Sistema strutturale ............................................................................................................................. 159C.4 Imperfezioni ........................................................................................................................................... 160

figura C.5 Sostituzione delle imperfezioni laterali iniziali con forze orizzontali equivalenti ................ 162figura C.6 Forze orizzontali equivalenti ............................................................................................................... 162figura C.7 Forza stabilizzante equivalente ......................................................................................................... 163figura C.8 Forze sul controvento in corrispondenza di discontinuità degli elementi compressi ....... 164

C.5 Stabilità agli spostamenti laterali ................................................................................................ 164

figura C.9 Telaio di edificio con travi che collegano tutte le colonne a ciascun livello di impalcato .................................................................................................................................................. 165

APPENDICE D METODI DI ANALISI GLOBALE 167(informativa)D.1 Generalità................................................................................................................................................ 167

prospetto D.1 Relazioni tra i modelli comportamentali del materiale e della sezione ................................. 168D.2 Valutazione delle richieste di duttilità ....................................................................................... 168

figura D.1 Valutazione convenzionale della duttilità richiesta ...................................................................... 169D.3 Applicazione dei metodi delle cerniere plastiche............................................................... 169

figura D.2 Valore del coefficiente correttivo η ................................................................................................... 170prospetto D.2 Valori dei coefficienti a, b e c .............................................................................................................. 171figura D.3 Valori della deformazione ultima εu.................................................................................................. 171prospetto D.2 Valori del coefficiente correttivo η .................................................................................................... 172prospetto D.3 Valori della deformazione ultima εu.................................................................................................. 173

APPENDICE E MODELLI ANALITICI PER I LEGAMI TENSIONE-DEFORMAZIONE 174(informativa)E.1 Scopo e campo di applicazione .................................................................................................. 174E.2 Modelli analitici ..................................................................................................................................... 174

prospetto E.1 Valori di fe, Er, µ, ed m per i modelli tri-lineari ............................................................................. 175figura E.1 Modelli bi-lineari ...................................................................................................................................... 176figura E.2 Modelli tri-lineari ...................................................................................................................................... 176figura E.3 Modelli continui del tipo σ = σ(ε) ...................................................................................................... 177figura E.4 Modelli continui del tipo ε = ε(σ) ....................................................................................................... 178

APPENDICE F STABILITÀ DEI TELAI 180(informativa)F.1 Generalità................................................................................................................................................ 180F.2 Analisi elastica di telai a nodi spostabili ................................................................................. 180F.3 Analisi plastica di telai a nodi spostabili ................................................................................. 181F.4 Requisiti delle colonne per l’analisi plastica (con o senza incrudimento) ............ 181

APPENDICE G COMPORTAMENTO DELLE SEZIONI TRASVERSALI OLTRE IL LIMITE (informativa) ELASTICO 183G.1 Generalità................................................................................................................................................ 183G.2 Definizione degli stati limite per le sezioni trasversali ..................................................... 183G.3 Classificazione delle sezioni trasversali in relazione agli stati limite ...................... 183

© UNI Pagina VIIIUNI ENV 1999-1-1:2002

figura G.1 Classificazione delle sezioni trasversali .......................................................................................... 184G.4 Valutazione dello sforzo assiale ultimo ................................................................................... 184

prospetto G.1 Sforzo assiale ultimo .............................................................................................................................. 185G.5 Valutazione del momento flettente ultimo .............................................................................. 185

prospetto G.2 Momento flettente ultimo ...................................................................................................................... 185G.6 Previsione della capacità rotazionale ....................................................................................... 186

figura G.2 Definizione della capacità rotazionale.............................................................................................. 187

APPENDICE H INSTABILITÀ FLESSO-TORSIONALE 188(informativa)H.1 Momento critico elastico e snellezza ........................................................................................ 188

prospetto H.1.1 Valori dei coefficienti C1, C2 e C3 corrispondenti ai valori del coefficiente k : condizione di carico con momento all’estremità ........................................................................... 190

prospetto H.1.2 Valori dei coefficienti C1, C2 e C3 corrispondenti ai valori del coefficiente k : condizioni di carico trasversale .......................................................................................................... 191

figura H.1.1 Convenzione sui segni per la determinazione di zj...................................................................... 191H.2 Snellezza.................................................................................................................................................. 192

APPENDICE J PROPRIETÀ TORSIONALI DI SEZIONI IN PARETE SOTTILE 195(informativa)J.1 Costante di torsione ........................................................................................................................... 195J.2 Posizione del centro di taglio ........................................................................................................ 195J.3 Costante di ingobbamento ............................................................................................................. 195

figura J.1 Coefficienti di costante di torsione per alcuni tipi di raccordi e di bulbi................................. 196figura J.2 Posizione del centro di taglio (S) e fattore di ingobbamento (H) per alcuni tipi di

sezione trasversale in parete sottile ................................................................................................ 197

La presente norma europea sperimentale (ENV) è stata approvata dal CEN,come norma per applicazione provvisoria,Il periodo di validità della presente norma ENV è limitato inizialmente a anni.I membri del CEN saranno invitati dopo anni a sottoporre i loro commenti, inparticolare per quanto riguarda la sua trasformazione da ENV a norma europea.I membri del CEN sono tenuti a rendere nota l’esistenza della presenteENV nello stesso modo utilizzato per una EN e a renderla prontamente di-sponibile a livello nazionale in una forma appropriata. È possibile mantene-re in vigore, contemporaneamente alla ENV, norme nazionali contrastanti,fino alla decisione finale sulla possibile conversione da ENV a EN. I membri del CEN sono gli Organismi nazionali di normazione di Austria,Belgio, Danimarca, Finlandia, Francia, Germania, Grecia, Irlanda, Islanda,Italia, Lussemburgo, Norvegia, Paesi Bassi, Portogallo, Regno Unito, Re-pubblica Ceca, Spagna, Svezia e Svizzera.

© UNI Pagina IXUNI ENV 1999-1-1:2002

CENCOMITATO EUROPEO DI NORMAZIONEEuropean Committee for StandardizationComité Européen de NormalisationEuropäisches Komitee für Normung

Segreteria Centrale: rue de Stassart, 36 - B-1050 Bruxelles

© CENTutti i diritti di riproduzione, in ogni forma, con ogni mezzo e in tutti i Paesi, sonoriservati ai Membri nazionali del CEN.

ENV 1999-1-1

MAGGIO 1998

Eurocodice 9PRENORMA EUROPEA Progettazione delle strutture di alluminio

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

Eurocode 9EUROPEAN PRESTANDARD Design of aluminium structures

Part 1-1: General rules - General rules and rules for buildings

Eurocode 9PRÉNORME EUROPÉENNE Conception et dimensionnement des structures en aluminium

Partie 1-1: Règles générales - Règles générales et règles pour les bâtiments

Eurocode 9EUROPÄISCHE VORNORM Bemessung und Konstruktion von Aluminiumbauten

Teil 1-1: Allgemeine Regeln - Allgemeine Bemessungsregeln und Bemessungsregeln für den Hochbau

DESCRITTORI Ingegneria civile, struttura di acciaio, alluminio, progettazione, codice per l'edilizia,calcolo, generalità

ICS 91.010.30; 91.080.10

il 26 ottobre 1997.

32

1998

© UNI Pagina XUNI ENV 1999-1-1:2002

PREMESSA

Obiettivi degli EurocodiciGli Eurocodici Strutturali costituiscono un gruppo di norme relative alla progettazionestrutturale e geotecnica degli edifici e delle opere di ingegneria civile.

Essi sono redatti per essere utilizzati come documenti di riferimento per i seguenti scopi:

- come strumento per verificare la conformità delle caratteristiche degli edifici e delleopere di ingegneria civile ai requisiti essenziali della Direttiva Prodotti da Costruzione(CPD);

- come disposizioni quadro per redigere specifiche tecniche armonizzate per i prodottida costruzione.

Essi trattano esecuzione e controllo solo nella misura necessaria a definire la qualità deiprodotti da costruzione ed il livello di preparazione professionale necessario per soddi-sfare le ipotesi assunte nelle regole di progettazione.

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

Cronistoria del programma degli EurocodiciLa Commissione della Comunità Europea (CEC) avviò l’elaborazione di un insieme diregole tecniche armonizzate per la progettazione di edifici e di opere di ingegneria civileche sarebbero servite inizialmente come alternativa alle diverse regole in vigore nei variPaesi membri e, successivamente, per sostituirli.

Tali norme tecniche sono diventate note come “Eurocodici Strutturali”.

Nel 1990, dopo aver consultato i rispettivi Paesi membri, la CEC ha trasferito al CEN illavoro di ulteriore sviluppo, emanazione ed aggiornamento degli Eurocodici Strutturali e laSegreteria dell'EFTA ha accettato di dare supporto ai lavori del CEN.

Il Comitato tecnico CEN/TC 250 è responsabile di tutti gli Eurocodici Strutturali.

Programma degli EurocodiciSono in fase di redazione i seguenti Eurocodici Strutturali, ognuno dei quali generalmenteconsta di un numero di parti:

EN 1991 = Eurocode 1: Basis of design and actions on structures

EN 1992 = Eurocode 2: Design of concrete structures

EN 1993 = Eurocode 3: Design of steel structures

EN 1994 = Eurocode 4: Design of composite steel and concrete structures

EN 1995 = Eurocode 5: Design of timber structures

EN 1996 = Eurocode 6: Design of masonry structures

EN 1997 = Eurocode 7: Geo-technical design

EN 1998 = Eurocode 8: Design of structures for earthquake resistance

EN 1999 = Eurocode 9: Design of aluminium structures

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

La presente parte dell'Eurocodice strutturale per la progettazione delle strutture dialluminio è pubblicata dal CEN come norma europea sperimentale (ENV) per un periododi vita iniziale di tre anni.

La presente norma sperimentale è utilizzata per applicazioni pratiche di tipo sperimentalenella progettazione di edifici e di opere di ingegneria civile trattate nello scopo e campo diapplicazione come fornito in 1.1.2 e per la presentazione di commenti.

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

© UNI Pagina XIUNI ENV 1999-1-1:2002

Nel frattempo, suggerimenti e commenti relativi alla presente norma europea speri-mentale dovrebbero essere inviati alla segreteria del CEN/TC 250/SC 9 al seguenteindirizzo:

Secretariat of CEN/TC 250/SC 9c/o Norwegian Council for Building StandardizationPostboks 129 BlindernN-0314 OSLOoppure all’ente normatore nazionale.

(nota nazionale - per l’Italia: UNI

Via Battistotti Sassi, 11B

20133 MILANO

(tel. 02/70024.1 - fax. 02/70106106, URL www.uni.com)

Documenti di Applicazione Nazionale (NAD)Considerando la responsabilità delle Autorità nei Paesi membri in fatto di sicurezza,salute ed altre questioni trattate dai requisiti essenziali della Direttiva "Prodotti da Costru-zione" (CPD), ad alcuni fattori di sicurezza contenuti nella presente ENV sono statiassegnati dei valori indicativi che vengono identificati da . Si prevede che le Autorità diciascun Paese membro attribuiscano valori definitivi a questi fattori di sicurezza.

Molte delle norme armonizzate di supporto possono non essere disponibili al momento incui è pubblicata la presente norma sperimentale. Si anticipa quindi che sarà pubblicato daogni Paese membro o dall'Organismo di normazione un Documento di ApplicazioneNazionale (NAD), il quale fornirà i valori definitivi per i fattori di sicurezza, farà riferimentoalle norme di supporto compatibili e rappresenterà una guida a livello nazionale perl'applicazione della presente norma sperimentale.

È inteso che la presente norma sperimentale è utilizzata insieme al NAD valido nel Paesein cui sono situati l’edificio o le opere di ingegneria civile.

Questioni specifiche della presente norma sperimentale

GeneralitàLo scopo ed il campo di applicazione dell'Eurocodice 9 è definito in 1.1.1, mentre lo scopoed il campo di applicazione della presente parte dell'Eurocodice 9 è definito in 1.1.2.

Per l'utilizzo pratico della presente norma sperimentale, si dovrebbe porre particolareattenzione alle affermazioni e alle condizioni indicate in 1.4.

Nello sviluppo della presente norma sperimentale, sono stati preparati alcuni documentidi riferimento che forniscono commenti e giustificazioni ad alcune prescrizioni dellapresente norma sperimentale.

Uso delle appendici Le otto Sezioni della presente norma sperimentale sono completati da un certo numero diappendici, alcune normative ed altre informative.

Le appendici normative hanno lo stesso valore delle Sezioni cui esse fanno riferimento.Molte di queste appendici sono state introdotte spostando al di fuori della parte principaledel testo alcune delle Regole Applicative più dettagliate, le quali risultano necessarie soloin casi particolari, in modo da facilitare la comprensione del testo.

Significato delle Norme di RiferimentoNell'uso della presente norma sperimentale è necessario far riferimento alle varie normeCEN ed ISO. Queste sono usate per definire le caratteristiche dei prodotti e dei processiche sono stati assunti nella formulazione delle regole di progettazione.

La presente norma sperimentale cita alcuni "Riferimenti Normativi". Quando qualcunadelle norme CEN o ISO cui si fa riferimento non è ancora disponibile, si dovrebbeconsultare il Documento di Applicazione Nazionale per individuare la norma da utilizzare.Si suppone che, per gli edifici e per le opere di ingegneria civile progettati secondo lapresente ENV, sono usate solamente le classi e le qualità specificate nella Sezione 3.

© UNI Pagina XIIUNI ENV 1999-1-1:2002

Coefficienti parziali di sicurezza

La presente norma sperimentale fornisce le regole generali per la progettazione dellestrutture di alluminio, relativamente agli stati limite delle membrature, quali la rottura pertrazione, il collasso per fenomeni di instabilità o la rottura dei collegamenti.

La maggior parte delle regole sono state calibrate sulla base di risultati di prova, al fine diottenere valori coerenti per i coefficienti parziali di sicurezza per la resistenza γM.

Per evitare un'eccessiva varietà di valori γM, furono individuate due categorie:

- γM1 deve essere applicato a resistenze relative alla tensione limite elastica conven-zionale f0,2 corrispondente allo 0,2% di deformazione residua f0,2 (per esempio,per tutti i fenomeni di instabilità)

- γM2 deve essere applicato a resistenze relative alla tensione limite ultima fu (peresempio, la resistenza a trazione riferita alla sezione netta o le resistenze deibulloni e delle saldature).

Fabbricazione ed esecuzione

La Sezione 7 della presente norma sperimentale ha lo scopo di indicare alcuni livelliminimi di preparazione professionale e le normali tolleranze che si sono supposte nelderivare le regole di progettazione specificate nella presente norma sperimentale.

Esse forniscono al progettista anche le informazioni relative ad una particolare strutturanecessarie a definire i requisiti di esecuzione.

Inoltre, essa definisce le approssimazioni ed altri pratici dettagli che il progettista habisogno di usare nei calcoli.

Progettazione integrata da provePer la progettazione ordinaria, non è richiesto l'uso della Sezione 8, che, invece, è fornitaper essere utilizzata in particolari circostanze, nelle quali essa può diventare utile.

© UNI Pagina 1 UNI ENV 1999-1-1:2002

1 GENERALITÀ

1.1 Scopo e campo di applicazione

1.1.1 Scopo e campo di applicazione della ENV 1999 - Eurocodice 9

(1) La ENV 1999 - Eurocodice 9 si applica alla progettazione degli edifici, delle costruzionicivili e delle strutture di alluminio. Essa è suddivisa in varie parti, elencate in 1.1.2

(2) Il presente Eurocodice si riferisce unicamente ai requisiti di resistenza, servizio edurabilità delle strutture. Altri requisiti, quali per esempio quelli dell'isolamento termico edacustico, non sono considerati.

(3) L'esecuzione è trattata in quanto è necessario indicare la qualità dei materiali dacostruzione e dei prodotti che dovrebbero essere utilizzati ed il livello di qualità di esecu-zione in cantiere che serve per soddisfare le ipotesi assunte alla base delle regole diprogettazione. In generale, le regole relative all'esecuzione ed alla qualità di esecuzionedevono essere considerate quali requisiti minimi che possono essere ulteriormentesviluppati per tipi particolari di edifici o di costruzioni civili e di strutture di alluminio emetodi di costruzione.

(4) La ENV 1999 - Eurocodice 9 non contiene i requisiti specifici di progettazione in zonasismica.

(5) Nella ENV 1999 - Eurocodice 9 non sono specificati i valori numerici delle azioni sugliedifici, sulle costruzioni civili e sulle strutture che devono essere considerate nel progetto.Essi sono specificati nella ENV 1991 - Eurocodice 1 "Principi di progettazione e azionisulle strutture" che è applicabile a tutti i tipi di costruzioni.

1.1.2 Scopo e campo di applicazione della parte 1.1 della ENV 1999 - Eurocodice 9

(1) La presente norma europea sperimentale fornisce i principi generali per la progetta-zione degli edifici, delle costruzioni civili e delle strutture di lega di alluminio.

(2) Nella presente versione iniziale della presente ENV, vengono trattati i seguentiargomenti:

- Sezione 1: Generalità

- Sezione 2: Principi di progettazione

- Sezione 3: Materiali

- Sezione 4: Stati limite di servizio

- Sezione 5: Stati limite ultimi (membrature)

- Sezione 6: Collegamenti soggetti a carichi statici

- Sezione 7: Fabbricazione ed esecuzione

- Sezione 8: Progettazione integrata da prove

(3) La maggior parte dei contenuti della Sezione 1 e della Sezione 2 sono comuni a tuttigli Eurocodici Strutturali, ad eccezione di alcune prescrizioni addizionali che risultanospecifiche per ciascun Eurocodice.

(4) Nella presente norma europea sperimentale non sono trattati:

- resistenza al fuoco

- casi in cui potrebbero essere necessarie misure speciali per limitare le conseguenzedi incidenti

- fatica.

1.2 Distinzione tra principi e regole applicative(1) Nel presente Eurocodice, a seconda delle caratteristiche di ciascuna prescrizione, èstata effettuata una distinzione tra Principi e Regole di Progettazione.

(2) I Principi comprendono:

- affermazioni e definizioni di natura generale per le quali non è data alternativa; edanche

© UNI Pagina 2UNI ENV 1999-1-1:2002

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

(3) I principi sono identificati dalla lettera P che segue il numero del paragrafo.

(4) Le Regole Applicative, generalmente, sono regole riconosciute che seguono i Principie soddisfano i loro requisiti.

(5) È consentito l'uso di regole progettuali alternative alle Regole Applicative fornitedall'Eurocodice, sempre che sia dimostrato che la regola alternativa soddisfi i Principi adessa collegati e risulti almeno equivalente in rapporto alla resistenza, funzionalità edurabilità raggiunte dalla struttura.

(6) Nel presente Eurocodice, le Regole Applicative sono identificate mediante un numerotra parentesi, nel modo indicato in questo paragrafo.

1.3 Riferimenti normativi(1)P La presente norma europea sperimentale rimanda, mediante riferimenti datati e non,a disposizioni contenute in altre pubblicazioni. Tali riferimenti normativi sono citati neipunti appropriati del testo e vengono di seguito elencati. Per quanto riguarda i riferimentidatati, successive modifiche o revisioni apportate a dette pubblicazioni valgono unica-mente se introdotte nella norma europea sperimentale come aggiornamento o revisione.Per i riferimenti non datati vale l'ultima edizione della pubblicazione alla quale si fa riferi-mento.

1.3.1 Riferimenti sulle leghe di alluminio

1.3.1.1 Definizioni di composizione chimica, forma e tempra dei prodotti da lavorazione plasticaEN 573-1:1994 Aluminium and aluminium alloys - Chemical composition and form

of wrought products - Numerical designation system.

EN 573-2:1994 Aluminium and aluminium alloys - Chemical composition and formof wrought products - Chemical symbol based designation system

EN 573-3:1994 Aluminium and aluminium alloys - Chemical composition and formof wrought products - Chemical compositions

EN 573-4:1994 Aluminium and aluminium alloys - Chemical composition and formof wrought products - Forms of products

EN 515:1993 Aluminium and aluminium alloys - Wrought products - Temperdesignations

1.3.1.2 Condizioni tecniche di fornituraEN 485-1:1993 Aluminium and aluminium alloys - Sheet, strip and plate -

Technical conditions for inspection and delivery

prEN 586-1:1996 Aluminium and aluminium alloys - Forgings - Technical conditionsfor inspection and delivery

prEN 754-1:1996 Aluminium and aluminium alloys - Cold drawn rod/bar and tube -Technical conditions for inspection and delivery

prEN 755-1:1996 Aluminium and aluminium alloys - Extruded rod/bar, tube andprofiles - Technical conditions for inspection and delivery

prEN 1592-1:1996 Aluminium and aluminium alloys - HF seam welded tubes -Technical conditions for inspection and delivery

prEN 12020-1:1995 Aluminium and aluminium alloys - Extruded precision profiles inalloys EN AW-6060 and EN AW-6063 - Technical conditions forinspection and delivery

1.3.1.3 Dimensioni e proprietà meccanicheEN 485-2:1994 Aluminium and aluminium alloys - Sheet, strip and plate -

Mechanical properties


EN 485-3:1993 Aluminium and aluminium alloys - Sheet, strip and plate -Tolerances on shape and dimensions for hot-rolled products

EN 485-4:1993 Aluminium and aluminium alloys - Sheet, strip and plate -Tolerances on shape and dimensions for cold-rolled products

prEN 508-2:1996 Roofing products from metal sheet - Specifications for selfsupporting products of steel, aluminium or stainless steel -Aluminium

EN 586-2:1994 Aluminium and aluminium alloys - Forgings - Mechanicalproperties and additional property requirements

prEN 586-3:1996 Aluminium and aluminium alloys - Forgings - Tolerances ondimension and form

prEN 754-2:1996 Aluminium and aluminium alloys - Cold drawn rod/bar and tube -Mechanical properties

EN 754-3:1995 Aluminium and aluminium alloys - Cold drawn rod/bar and tube -Round bars, tolerances on dimension and form

EN 754-4:1995 Aluminium and aluminium alloys - Cold drawn rod/bar and tube -Square bars, tolerances on dimension and form

EN 754-5:1995 Aluminium and aluminium alloys - Cold drawn rod/bar and tube -Rectangular bars, tolerances on dimension and form

EN 754-6:1995 Aluminium and aluminium alloys - Cold drawn rod/bar and tube -Hexagonal bars, tolerances on dimension and form

prEN 754-7:1995 Aluminium and aluminium alloys - Cold drawn rod/bar and tube -Seamless tubes, tolerances on dimension and form

prEN 754-8:1995 Aluminium and aluminium alloys - Cold drawn rod/bar and tube -Porthole tubes, tolerances on dimension and form

prEN 755-2:1996 Aluminium and aluminium alloys - Extruded rod/bar, tube andprofiles - Mechanical properties

EN 755-3:1995 Aluminium and aluminium alloys - Extruded rod/bar, tube andprofiles- Round bars, tolerances on dimension and form

EN 755-4:1995 Aluminium and aluminium alloys - Extruded rod/bar, tube andprofiles- Square bars, tolerances on dimension and form

EN 755-5:1995 Aluminium and aluminium alloys - Extruded rod/bar, tube andprofiles- Rectangular bars, tolerances on dimension and form

EN 755-6:1995 Aluminium and aluminium alloys - Extruded rod/bar, tube andprofiles- Hexagonal bars, tolerances on dimension and form

prEN 755-7:1995 Aluminium and aluminium alloys - Extruded rod/bar, tube andprofiles- Seamless tubes, tolerances on dimension and form

prEN 755-8:1995 Aluminium and aluminium alloys - Extruded rod/bar, tube andprofiles- Porthole tubes, tolerances on dimension and form

prEN 755-9:1995 Aluminium and aluminium alloys - Extruded rod/bar, tube andprofiles- Profiles, tolerances on dimension and form

prEN 12020-2:1995 Aluminium and aluminium alloys - Extruded precision profiles inalloys EN AW-6060 and EN AW-6063 - Tolerances on dimensionsand form

prEN 1592-2:1994 Aluminium and aluminium alloys - HF seam welded tubes -Mechanical properties

prEN 1592-3:1994 Aluminium and aluminium alloys - HF seam welded tubes -Tolerance on dimensions and shape of circular tubes

prEN 1592-4:1994 Aluminium and aluminium alloys - HF seam welded tubes -Tolerance on dimensions and form for square, rectangular andshaped tubes


1.3.1.4 Leghe di alluminio da fonderiaprEN 1559-1 Founding - Technical conditions of delivery - General

prEN 1559-2 Founding - Technical conditions of delivery - Additionalrequirements for aluminium alloy castings

prEN 1706:1993 Aluminium and aluminium alloys - Castings - Chemicalcomposition and mechanical properties

prEN190/120 Castings - System of dimensional tolerances and machiningallowances

1.3.2 Riferimenti sulle saldatureEN 287-2:1992 Approval testing of welders - Fusion welding - Aluminium and

aluminium alloysEN 288-1:1992 Specification and approval of welding procedures for metallic

materials - General rules for fusion weldingEN 288-4:1992 Specification and approval of welding procedures for metallic

materials - Welding procedure tests for the arc welding ofaluminium and its alloys

prEN 288-13 Specification and approval of welding procedures for metallicmaterials - Welding procedure test for the arc welding of castaluminium and combinations of cast to wrought materials

EN 439:1994 Welding consumables - Shielding gases for arc welding andcutting

prEN 970 Non destructive examination of welds - Visual examinationprEN 1011-1 Welding - Fusion welding of metallic materials - GeneralprEN 1011-4 Requirements for fusion welding of metallic materials - Aluminium

and aluminium alloysprEN 1418 Welding personnel - Approval testing of welding operators for

fusion welding and resistance weld setters for fully mechanisedand automatic welding of metallic materials

EN 30042:1994 Arc-welded joints in aluminium and its weldable alloys - Guidanceon quality levels for imperfections

prEN (WI 121127) Welding consumables - Wire electrodes, wires and rods for arcwelding of aluminium and aluminium alloys - Classification

prEN (WI 121214) Welding consumables - Covered electrodes for manual metal arcwelding of aluminium and aluminium alloys. Classification

1.3.3 Altri riferimentiENV 1991-1:1994 Eurocode 1 - Basis of design and actions on structures - Basis of

design

ENV 1991-2-1:1995 Eurocode 1 - Basis of design and actions on structures - Actionson structures - Densities, self-weight and imposed loads

ENV 1991-2-2:1994 Eurocode 1 - Basis of design and actions on structures - Actionson structures imposed to fire

ENV 1991-2-3:1995 Eurocode 1 - Basis of design and actions on structures - Actionson structures - Snow loads

ENV 1991-2-4:1995 Eurocode 1 - Basis of design and actions on structures - Actionson structures - Wind actions

ENV 1993-1-1:1992 Eurocode 3: Design of steel structures - General rules and rulesfor buildings

ENV 1999-1-2 Eurocode 9: Design of aluminium structures - Structural firedesign

ENV 1999-2 Eurocode 9: Design of aluminium structures - Structuressusceptible to fatigue

ISO 1000:1981 SI units and recommendations for the use of their multiples and ofcertain other units


ISO 8930:1987 General principles on reliability for structures - List of equivalentterms

ISO 468:1982 Surface roughness - Parameters, their values and general rulesfor specifying requirements

ISO 11003-1:1993 Adhesives Determination of shear behaviour of structural bonds -Torsion test method using butt-bonded hollow cylinders

ISO 11003-2:1993 Adhesives Determination of shear behaviour of structural bonds -Thick-adherend tensile-test method

ISO 468:1982 Surface roughness - Parameters, their values and general rulesfor specifying requirement

ISO 1302:1992 Technical drawings - Method of indicating surface texture

1.4 Ipotesi(1) Si considerano le seguenti ipotesi di base:

- Le strutture sono progettate da personale adeguatamente qualificato e con sufficienteesperienza.

- Negli stabilimenti, negli impianti e nei cantieri è garantito un adeguato livello di super-visione e di controllo della qualità.

- La costruzione è eseguita da personale dotato della necessaria abilità ed esperienza.

- I materiali da costruzione ed i prodotti impiegati sono utilizzati così come indicato nelpresente Eurocodice oppure nelle relative specifiche dei materiali e dei prodotti.

- La struttura sarà sottoposta ad un adeguato livello di manutenzione (vedere 7.7).

- La struttura sarà impiegata in conformità alla destinazione d’uso prevista in progetto.

(2) I metodi di progettazione proposti sono validi soltanto alla condizione che anche irequisiti dell’esecuzione e costruzione, specificati nella Sezione 7, siano soddisfatti.

(3) I valori numerici indicati con sono forniti a titolo indicativo. Valori differenti possonoessere specificati da ciascun Paese Membro.

1.5 Termini e definizioni

1.5.1 Termini comuni a tutti gli Eurocodici

(1) Salvo dove diversamente specificato, si applica la terminologia adottata nellaISO 8930:1987

(2) I seguenti termini sono usati in comune per tutti gli Eurocodici con i seguenti significati:

- costruzione: Qualunque cosa che sia costruita o risulti da operazioni di costruzione.Questo termine copre sia gli edifici che le opere di ingegneria civile e strutturale. Essosi riferisce alla struttura completa comprendente sia gli elementi strutturali sia quellinon-strutturali.

- esecuzione: L’attività di realizzazione di un edificio o di opere di ingegneria civile estrutturale. Il termine identifica il lavoro in cantiere; esso può anche significare lafabbricazione dei componenti al di fuori del cantiere ed il loro successivo montaggio incantiere.

Nota In inglese il termine "costruction" (costruzione) può essere usato in sostituzione del termine "execution"(esecuzione) in certe combinazioni di parole dove non vi sia ambiguità, per esempio "duringconstruction" (durante la costruzione).

- struttura: Combinazione organizzata di parti collegate, progettate per fornire unacerta misura di rigidezza e resistenza. Questo termine si riferisce ai componenti chetrasmettono i carichi.

- tipo di edificio o di opere di ingegneria civile e strutturale: Tipo di "costruzione"che definisce il suo scopo per esempio: casa di abitazione, edificio industriale, pontestradale, vettura ferroviaria, veicolo stradale, costruzione navale, antenna o torre.

Nota "Type of costruction works" (tipo di costruzioni) non è utilizzato nella lingua inglese.


- tipo di struttura: Tipologia strutturale che definisce la disposizione di elementi strut-turali, per esempio: trave, struttura triangolarizzata, struttura tubolare, arco.

- materiale da costruzione: Materiale usato nella costruzione, per esempio: calce-struzzo, acciaio, legno, muratura, alluminio.

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

- procedimento esecutivo: Metodo mediante il quale la costruzione è eseguita, peresempio: saldata in opera, prefabbricata, eseguita a sbalzo.

- sistema strutturale: Gli elementi strutturali portanti di un edificio o di opere diingegneria civile o strutturale e la modalità di funzionamento di tali elementi ipotizzataper la modellazione.

(3) Le terminologie equivalenti nelle varie lingue sono date nel prospetto 1.1

prospetto 1.1 Elenco dei termini corrispondenti nelle varie lingue

prospetto 1.1 Elenco dei termini corrispondenti nelle varie lingue (Continua)

Inglese Francese Tedesco

Construction works Construction Bauwerk

Execution Exécution (Bau)-Ausführung

Structure Structure Tragwerk

Type of building or civil engineeringworks

Nature de construction Art des Bauwerks

Form of structure Type de structure Art des Tragwerks

Construction material Matériau de construction Baustoff; Werkstoff*)

(* nur im Stahlbau)

Type of construction Mode de construction Bauweise

Method of construction Procédé d’exécution Bauverfahren

Structural system Système structural Tragsystem

Italiano Olandese Spagnolo

Costruzione Bouwwerk Construcción

Esecuzione Uitvoering Ejecución

Struttura Draagconstructie Estructura

Tipo di Cotruzione Type Bouwwerk Naturaleza de la construcción

Tipo di struttura Type draagconstructie Tipo de estructura

Materiale da costruzione Constructie materiaal Material de construcción

Sistema costruttivo Bouwwijze Modo de construcción

Procedimento esecutivo Bouwmethode Procedimiento de ejecución

Sistema strutturale constructief systeem Sistema estructural




1.6 Unità di misura S.I.(1) Devono utilizzarsi le unità di misura del S.I in conformità con la ISO 1000:1981

(2) Per i calcoli di progetto, si raccomanda l’uso delle seguenti unità di misura:

- Forze e carichi: kN, kN/m, kN/m2

- Massa specifica: kg/m3

- Peso specifico: kN/m3

- Tensioni e resistenze: N/mm2 (=MN/m2 o MPa)

- Momenti (flettente....): kNm.

1.7 Simboli usati nella presente norma europea

1.7.1 Lettere latine maiuscoleA Azione accidentale, Area

B Forza nel bullone

C Capacità; valore fissato, coefficiente

D Danno (valutazione della resistenza a fatica)

E Modulo di elasticità

F Azione

F Forza

G Azione permanente

Portoghese Svedese Norvegese

Construção Byggnadsverk Byggverk

Execução Utförande Utførelse

Estrutura Bärverk Bærende konstruksjon

Tipo de edificio ou de obras deengenharia civil

Typ av byggnadsverk Type byggverk

Tipo de estrutura Typ av bärverk Konstruksjonsform

Material de construção Byggmaterial Byggemateriale

Tipo de construção Typ av konstruktion med avseendepå material

Konstruksjonstype(etter hovedmateriale)

Processo construtivo Byggnadssätt Utførelsesmetode

Sistema estrutural Bärande system Bærende system

Finlandese Danese Greco

Rakennuskohde Bygge- og anlægsarbejde Κατασκειε s

Työnsuoritus Udførelse Εκτελεση εργου

Rakenne Bærende konstruktion Κατασκευη

Rakennuksen tai maa - ja vesirakennuskohteen tyyppi

Arten af bygge- och anlægsarbejde Ειδοs κατασκευη s

Rakenteen muoto Konstruktionsprincip Ειδοs ξορεα

Rakennusmateriaali Konstruktionsmateriale Υλικο κατασκευη s

Rakenteen materiaali Konstruktionstype Τροηοs εκτελεση s

Rakentamistapa Udførelsesmetode Μεδοδοs εκτελεση s

Rakennejärjestelmä Bærende system Φορεασs

´

´

´

´

´

´

´

´


G Modulo di elasticità trasversale

H Carico o azione orizzontale totale

I Momento di inerzia

K Fattore di rigidezza (I/L)

L Lunghezza; campata; lunghezza di sistema

M Momento in generale

M Momento flettente

N Forza assiale

Q Azione variabile

R Resistenza; reazione

S Forze interne e momenti (con indici d o k)

S Rigidezza (rigidezza a taglio, rigidezza rotazionale, … con indici v, j ...)

T Momento torcente; temperatura

V Azione tagliante; carico verticale totale o reazione

W Modulo di resistenza

X Valore di una proprietà di un materiale

1.7.2 Lettere greche maiuscole∆ Differenza in …. (precede il simbolo principale).

1.7.3 Lettere latine minuscolea Distanza, dato geometrico

a Sezione di gola di una saldatura, rapporto di area

b larghezza; ampiezza

c Distanza; sporgenza

d Diametro; profondità; lunghezza della diagonale

e Eccentricità; spostamento dell’asse neutro

e Distanza dal bordo; distanza dalla estremità

f Resistenza (di un materiale)

g Intervallo; coefficiente del gradiente tensionale

h Altezza

i Raggio di inerzia; numero intero

k coefficiente; fattore

l (o l o L) Lunghezza; campata; lunghezza di sistema

n Rapporto fra forze o tensioni normali

n Numero di ……

p Passo; interasse

q Forza uniformemente distribuita

r Raggio; raggio di raccordo

s Passo sfalsato; distanza

t Spessore

u, v, w Componenti dello spostamento

uu Asse maggiore

vv Asse minore

xx, yy, zz Assi ortogonali


1.7.4 Lettere greche minuscoleα (alpha) Angolo; rapporto; coefficiente

α Coefficiente di dilatazione termica lineare

β (beta) Angolo; rapporto; coefficiente

γ (gamma) Coefficiente parziale di sicurezza, rapporto

ε (epsilon) Deformazione

η (eta) Coefficiente

ϑ (theta) Angolo; pendenza

λ (lambda) Rapporto di snellezza; rapporto

µ (mu) Coefficiente di attrito; coefficiente

ν (ni) Coefficiente di Poisson

ρ (rho) Coefficiente di riduzione; massa specifica

σ (sigma) Tensione normale

τ (tau) Tensionale tangenziale

Φ (phi) Rotazione; pendenza; rapporto

χ (chi) Fattore di riduzione (per l’instabilità)

ψ (psi) Rapporto tra tensioni; coefficiente di riduzione

ψ Coefficiente che definisce i valori rappresentativi delle azioni variabili

1.7.5 IndiciA Accidentale; area

a Capacità locale di una sezione netta soggetta a trazione o compressione

a, b … Prima, seconda … alternativa

b Rifollamento, instabilità

b Bullone; trave; calastrello

C Capacità; conseguenze

c Sezione trasversale

c Calcestruzzo; colonna

com Compressione

cr Critico

d Progetto; diagonale

dst Instabilizzante

E Effetto delle azioni (con d o k)

E Eulero

eff Efficace

e Efficace (con ulteriore indice)

el Elastico

ext Esterno

f Ala; dispositivo di giunzione

fic Fittizio

g (oppure gr) Lordo

G Azione permanente

h Altezza; più alto; orizzontale

haz Zona alterata termicamente

i Interno

inf Inferiore; più basso

i, j, k Indici (in sostituzione di valori numerici)

j Giunto

k Caratteristica


l Più basso

L Lungo

LT Latero-torsionale

M Materiale

M (Ammesso per) momento flettente

m Flettente; media

max Massimo

min Minimo

N (Ammesso per) forza assiale

n Normale

net Netto

nom Nominale

o Foro; iniziale; esterno

o Snervamento globale in trazione e compressione

o Punto di momento nullo

ov Sovrapposizione

p Piatto, cerniera; imbottitura

p Precarico (forza)

p Parziale; punching shear

pl Plastico

Q Azione variabileR Resistenzar Chiodo; vincolorep RappresentativoS Forza interna, momento internos Sollecitazione di trazione (area); stabilità globales Scorrimento; pianost Rigido; irrigidimentoser Serviziostb Stabilizzantesup Superiore; più altot (oppure ten) Trazionet (oppure tor) Torsioneu Asse maggiore della sezione trasversaleu Ultima (resistenza a rottura per trazione)ult Ultimo (stato limite)V (Ammesso per) azione tagliantev Taglio; verticalev Asse minore della sezione trasversalevec Effetti vettorialiw Anima; saldatura; ingobbamentox Asse lungo la membratura; allungamentoy Asse della sezione trasversalez Asse della sezione trasversaleσ Tensione normaleτ Tensione tangenziale⊥ Perpendicolare⁄⁄ Parallela0,2 Resistenza al limite elastico convenzionale, corrispondente allo 0,2% della

deformazione residua


1.7.6 Uso degli indici nella presente norma europea sperimentale

(1) I valori delle resistenze e delle proprietà dei materiali in lega di alluminio sononominali, trattati alla stregua di valori caratteristici, ma indicati come segue:

f0,2 resistenza al limite elastico convenzionale; notazione semplificata: fofhaz resistenza del materiale nelle zone alterate termicamente

fu resistenza a rottura

E modulo di elasticità

(2) Nella presente norma europea sperimentale, per evitare ambiguità, gli indici sonosempre indicati per esteso. Comunque, per praticità, laddove la loro omissione non ècausa di ambiguità, alcuni indici possono essere omessi.

(3) Laddove sono richiesti i simboli con indici multipli, essi sono stati raggruppati secondola seguente sequenza:

- parametro principale: per esempio M, N, β- tipo di variante: per esempio pl, eff, b, c

- direzione: per esempio t, v

- asse: per esempio y, z

- posizione: per esempio 1, 2, 3

- natura: per esempio R, E

- livello: per esempio d, k

- indice: per esempio 1, 2, 3

(4) Le virgole sono utilizzate per separare gli indici in coppie di caratteri, con le seguentieccezioni:

- Gli indici con più di un carattere non sono suddivisi.

- Esempio: le combinazioni Rd, Sd, ecc. non sono suddivise.

(5) Quando due indici relativi al tipo di variante sono necessari per descrivere unparametro, essi possono essere separati da una virgola, per esempio: M,Ψ

1.7.7 Convenzione per gli assi delle membrature

(1) In generale la convenzione per gli assi delle membrature è la seguente:

x-x lungo la membratura

y-y asse della sezione trasversale

z-z asse della sezione trasversale

(2) Per le membrature in lega di alluminio con sezione ad I, le convenzioni usate per gliassi della sezione trasversale sono le seguenti:

- in generale:

y-y asse della sezione trasversale parallelo alle flange

z-z asse della sezione trasversale perpendicolare alle flange

- per sezioni angolari:

y-y asse parallelo all’ala minore

z-z asse perpendicolare all’ala minore

- laddove necessario:

u-u asse maggiore (quando questo non coincide con l’asse yy)

v-v asse minore (quando questo non coincide con l’asse zz)

(3) Alcune tipiche tipologie di sezioni estruse in lega di alluminio sono rappresentate infigura 1.1.


figura 1.1 Sezioni in lega di alluminio

(4) la convenzione usata per gli indici che indicano gli assi dei momenti è la seguente:

"Si indichi l’asse intorno al quale agisce il momento."

(5) per esempio, per una sezione ad I, il momento agente nel piano dell’anima è indicatocon My , in quanto esso agisce intorno all’asse della sezione trasversale parallelo alleflange.


2 PRINCIPI DI PROGETTAZIONE

2.1 Requisiti fondamentali(1)P Una struttura deve essere progettata e realizzata in modo tale che:

- con accettabile grado di probabilità essa rimarrà idonea all'uso alla quale è statadestinata tenendo conto della sua durata prevista e del suo costo, inoltre:

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

(2)P Una strutture deve inoltre essere progettata in modo tale che, a seguito di eventiquali esplosioni, urti o conseguenze di errori umani, il suo danneggiamento non siasproporzionato rispetto alla causa originaria.

(3)P Il danno potenziale deve essere limitato o evitato attraverso una appropriata scelta diuna o più delle precauzioni volte a:

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

- scegliere una tipologia strutturale che abbia una ridotta sensibilità ai rischi considerati;

- assicurare il collegamento della struttura nel suo insieme;

- scegliere una tipologia strutturale ed un progetto capaci di resistere adeguatamentealla rimozione accidentale di un singolo elemento.

(4)P I requisiti sopra indicati devono essere soddisfatti attraverso la scelta di materialiidonei, attraverso un adeguato progetto e studio dei dettagli costruttivi ed attraversol'indicazione di specifiche procedure per il controllo della produzione, costruzione ed uso,secondo quanto necessario per il particolare progetto.

2.2 Definizioni e classificazioni

2.2.1 Stati limite e situazioni di progetto

2.2.1.1 Stati limite

(1)P Gli stati limite rappresentano condizioni oltre le quali la struttura non soddisfa più irequisisti delle prestazioni di progetto. Gli stati limite si classificano in:

- stati limite ultimi;

- stati limite di servizio.

(2)P Gli stati limite ultimi sono quelli associati al collasso o ad altre forme di cedimentistrutturali che possono mettere in pericolo la sicurezza delle persone.

(3)P Anche gli stati che precedono il collasso strutturale, che, per semplicità, sono consi-derati in luogo del collasso medesimo, sono classificati e trattati quali stati limite ultimi.

(4)P Gli stati limite ultimi che devono essere presi in considerazione comprendono:

- la perdita di equilibrio della struttura o di una sua parte, considerata come corporigido;

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

(5) Gli stati limite di servizio corrispondono agli stati oltre i quali i criteri di servizio speci-ficati non sono più soddisfatti.

(6) Gli stati limite di servizio che possono essere presi in considerazione comprendono:

- le deformazioni o gli spostamenti che compromettono l'aspetto esteriore o l'usoefficiente della struttura (includendo il corretto funzionamento dei macchinari e deiservizi) o che inducono danni alle finiture e agli elementi non strutturali;

- le vibrazioni che creano fastidio alle persone, danni all’edificio o ai suoi contenuti, oche ne limitano la funzionalità.


2.2.1.2 Situazioni di progetto

(1) Le situazioni di progetto sono classificate come:

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

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

- situazioni accidentali. Le situazioni accidentali si riferiscono a situazioni eccezionaliche non possono essere il risultato di un incidente.

2.2.2 Azioni

2.2.2.1 Definizioni e principale classificazione*)

(1)P Un’azione (F) è:

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

- una deformazione imposta (azione indiretta), per esempio effetti della temperatura oassestamento.

(2)P Le azioni sono classificate:

a) secondo la loro variazione nel tempo:

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

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

- azioni accidentali (A), per esempio esplosioni, urti di masse volanti, urti dacollisione.

b) Secondo la loro variazione nello spazio:

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

- azioni variabili, che derivano da diverse disposizioni delle azioni, per esempiocarichi mobili imposti, carichi di vento, carichi di neve o carichi alternati.

(3) Ulteriori classificazioni relative alla risposta strutturale sono fornite nelle prescrizionipertinenti.

2.2.2.2 Valori caratteristici delle azioni

(1)P I valori caratteristici Fk, sono specificati:

- nell’Eurocodice 1- Parte 2 (ENV 1991-2-1, ENV 1991-2-2, ENV 1991-2-3,ENV 1991-2-4) oppure in altre norme relative ai carichi, oppure;

- dal cliente o dal progettista di concerto con il cliente, purché siano rispettate le dispo-sizioni minime specificate dalle relative norme sui carichi oppure dall’Autorità compe-tente.

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

(3) Nella maggior parte dei casi, il peso proprio della struttura può essere calcolato sullabase delle dimensioni nominali e delle masse specifiche medie.

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

- al valore superiore avente una probabilità assegnata di non essere superato o alvalore inferiore avente una probabilità definita di non essere raggiunto durante uncerto periodo di riferimento, tenendo conto della durata della vita prevista dellastruttura o della durata assunta per la situazione di progetto, oppure;

- al valore specificato.

(5) Per le azioni eccezionali il valore caratteristico Ak (quando applicabile) corrispondegeneralmente ad un valore specificato.

*) Definizioni più complete sulla classificazione delle azioni sono riportate nella ENV 1991-1.


2.2.2.3 Valori rappresentativi delle azioni variabili†)

(1)P Il valore rappresentativo principale è il valore caratteristico Qk.

(2)P Gli altri valori rappresentativi sono correlati al valore caratteristico Qk attraverso unfattore Ψ.

Questi valori sono definiti come:

- valore di combinazione: ΨoQk (vedere 2.3.2.2)

- valore frequente: Ψ1Qk (vedere 2.3.4)

- valore quasi-permanente: Ψ2Qk (vedere 2.3.4)

(3) Per la verifica a fatica e per le analisi dinamiche si utilizzano valori rappresentativisupplementari.

(4) I fattori Ψo Ψ1 e Ψ2 sono specificati:

- nella ENV 1991 Eurocodice 1 o in altre norme relative ai carichi, oppure;

- dal cliente o dal progettista di concerto con il cliente, purché siano rispettate le dispo-sizioni minime specificate dalle relative norme per i carichi oppure dall’Autoritàcompetente.

2.2.2.4 Valori di progetto delle azioni

(1)P Il valore di progetto Fd di una azione è espresso in termini generali come segue:

Fd = γFFk (2.1)

dove:γF è il coefficiente parziale di sicurezza - che tiene conto, per esempio, della

possibilità di una variazione non favorevole delle azioni, della possibilità di unamodellazione delle azioni poco accurata, dell'incertezza nella valutazione deglieffetti delle azioni e dell'incertezza nella valutazione dello stato limite considerato.

(2) Esempi specifici dell’uso di γF sono riportati nella ENV 1991-1.

2.2.2.5 Valori di progetto degli effetti delle azioni

(1)P Gli effetti delle azioni (E) sono le risposte (per esempio forze e momenti interni,tensioni, deformazioni) della struttura alle azioni. I valori di progetto degli effetti delleazioni (Ed) sono determinati a partire dai valori di progetto delle azioni, dai dati geometricie dalle proprietà dei materiali, quando applicabili:

Ed = E(Fd, ad, ...) (2.2)

dove:ad è definito in 2.2.4.

2.2.3 Proprietà dei materiali

2.2.3.1 Valori caratteristici

(1)P Una proprietà del materiale è rappresentata da un valore caratteristico Xk che ingenerale corrisponde al frattile della distribuzione statistica della particolare proprietà delmateriale, specificata dalle relative norme ed ottenuta da prove eseguite in condizionispecificate.

(2) In certi casi un valore nominale è utilizzato quale valore caratteristico.

(3) Le proprietà del materiale per le strutture di alluminio sono generalmente rappre-sentate attraverso valori nominali utilizzati quali valori caratteristici.

Nota Un valore minimo garantito può essere definito quale valore nominale, vedere 3.1 (1).

(4) Una proprietà del materiale può avere due valori caratteristici, il valore superiore edil valore inferiore. Nella maggior parte dei casi vi è necessità di considerare solo il valoreinferiore. Tuttavia, valori più elevati della resistenza al limite elastico convenzionale

†) Definizioni più complete dei valori rappresentativi sono riportate nella ENV 1991-1.


corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% dovrebbero, per esempio, essereconsiderati in casi speciali nei quali gli effetti della sovraresistenza possono indurre unariduzione della sicurezza.

2.2.3.2 Valori di progetto

(1)P Il valore di progetto Xd di una proprietà del materiale è generalmente definito come:

Xd = Xk/γM

dove:γM è il coefficiente parziale di sicurezza per la proprietà del materiale.

(2)P Per le strutture in lega di alluminio, la resistenza di progetto Rd è in genere deter-minata direttamente dai valori caratteristici delle proprietà del materiale e dai dati geome-trici:

Rd = R(Xk, aK, ...)/γM (2.3)

dove:γM è il coefficiente parziale di sicurezza per la resistenza.

(3) Il valore caratteristico Rk può essere determinato attraverso prove. Le linee guida sonofornite nella Sezione 8.

2.2.4 Dati geometrici

(1)P I dati geometrici sono in genere rappresentati attraverso i loro valori nominali:

ad = anom (2.4)

(2)P In alcuni casi i valori geometrici di progetto sono definiti da:

ad = anom + ∆a (2.5)

I valori di ∆a sono forniti nei punti appropriati.

(3) Per le imperfezioni da adottare nell’analisi globale della struttura, vedere appendice D.

2.2.5 Disposizioni di carico e condizioni di carico‡)

(1)P Una disposizione di carico identifica la posizione, l’ampiezza e la direzione di unaazione variabile, vedere ENV 1991-1.

(2)P Una condizione di carico identifica disposizioni di carico compatibili, gruppi di defor-mazioni e di imperfezioni considerati per una particolare verifica.

2.3 Requisiti di progetto

2.3.1 Generalità

(1)P Si deve verificare che nessuno dei relativi stati limite sia superato.

(2)P Devono essere considerate tutte le relative situazioni di progetto e condizioni dicarico.

(3)P Devono essere considerate le possibili variazioni di direzione o di posizione delleazioni assunte.

(4)P I calcoli devono essere svolti usando appropriati modelli di progetto (integrati, senecessario, da prove) coinvolgendo tutte le variabili pertinenti. I modelli devono esseresufficientemente precisi per prevedere il comportamento strutturale, commisurati allaprevista qualità della lavorazione ed alla affidabilità delle informazioni sulle quali ilprogetto è basato.

‡) Le regole dettagliate sulle disposizioni dei carichi e sulle condizioni di carico sono fornite dalla ENV 1991-1.


2.3.2 Stati limite ultimi

2.3.2.1 Condizioni di verifica

(1)P Quando si considera uno stato limite di equilibrio statico o di grandi spostamenti odeformazioni della struttura, si deve verificare che:

Ed,dst ≤ Ed,stb (2.6)

dove:Ed,dst è l’effetto di progetto delle azioni instabilizzanti;Ed,stb è l’effetto di progetto delle azioni stabilizzanti.

(2)P Quando si considera uno stato limite di rottura o di eccessiva deformazione di unasezione, membratura o collegamento (fatta esclusa la fatica), si deve verificare che:

Ed ≤ Rd (2.7)

dove:Ed è il valore di progetto di una forza o di momento interno (o di un rispettivo vettore

di diverse forze e momenti interni);Rd è la corrispondente resistenza di progetto.

(3)P Quando si considera lo stato limite di trasformazione di una struttura in un mecca-nismo, si deve verificare che il meccanismo non si instauri a meno che le azioni eccedanoi loro valori di progetto, tenendo conto dei rispettivi valori di progetto di tutte le proprietàstrutturali.

(4)P Quando si considera uno stato limite di stabilità indotto da effetti del secondo ordine,si deve verificare che l’instabilità non intervenga a meno che le azioni eccedano i lorovalori di progetto, tenendo conto dei rispettivi valori di progetto di tutte le proprietà strut-turali. Inoltre, le sezioni devono essere verificate in accordo a quanto riportato al prece-dente (2).

(5)P Quando si considera uno stato limite di rottura indotto dalla fatica, si deve verificareche il valore di progetto dell’indice di danno Dd non ecceda il valore unitario, vedereENV 1999-2.

2.3.2.2 Combinazioni delle azioni

(1)P Per ciascuna condizione di carico i valori di progetto Ed degli effetti delle azionidevono essere determinati attraverso le regole di combinazione, introducendo i valori diprogetto delle azioni forniti nella ENV 1991-1.

2.3.2.3 Coefficienti parziali di sicurezza per le resistenze (Stati Limite Ultimi)

(1) I coefficienti parziali di sicurezza per le resistenze sono forniti nei punti pertinenti delleSezioni 5 e 6.

(2) Qualora le proprietà strutturali siano determinate attraverso prove, vedere Sezione 8.

(3) Per le verifiche a fatica vedere il prENV 1999-2.

2.3.3 Stati limite di esercizio

(1)P Si deve verificare che:

Ed ≤ Cd oppure Ed ≤ Rd (2.8)

dove:Cd è un valore nominale o una funzione di certe proprietà di progetto dei materiali

relativo all’effetto di progetto delle azioni considerate;Ed è l’effetto di progetto delle azioni, determinato sulla base di una delle

combinazioni definite di seguito.

La combinazione richiesta è identificata nel particolare punto per ciascuna verifica diesercizio.

(2)P Le combinazioni delle azioni per gli stati limite di esercizio sono definite nellaENV 1991-1.


(3) I valori di γM dovrebbero essere assunti pari ad per tutti gli stati limite di esercizio,salvo nei casi in cui è diversamente indicato in alcune particolari punti.

2.4 Durabilità(1)P Al fine di garantire una adeguata durabilità della struttura si devono considerare iseguenti fattori tra loro interconnessi:

- l’impiego della struttura;

- la prestazione richiesta;

- le condizioni ambientali previste;

- la composizione, proprietà e prestazioni dei materiali;

- la forma delle membrature e dei dettagli strutturali;

- la qualità delle lavorazioni e l’entità dei controlli;

- le misure protettive particolari;

- la probabile manutenzione nel corso della vita prevista.

(2) Le condizioni ambientali interne ed esterne dovrebbero essere stimate durante la fasedi progetto, per valutare la loro influenza in relazione alla durabilità e per predisporreadeguati provvedimenti da adottare per la protezione dei materiali (vedere 3.4).

2.5 Resistenza all’incendio(1) Per la resistenza all’incendio, fare riferimento alla ENV 1999-1-2.

3 MATERIALI

3.1 Generalità(1) I valori delle proprietà dei materiali specificate nella presente Sezione sono i valoriminimi garantiti dei valori nominali, da assumersi quali valori caratteristici nei calcoli diprogetto (vedere 5.3.5).

(2) I valori relativi ad altre proprietà del materiale sono specificati nelle EN elencatein 1.3.1.3 e 1.3.1.4, nei prEN e nelle norme ISO.

3.2 Alluminio per uso strutturale

3.2.1 Serie dei materiali

(1) La presente norma europea sperimentale riguarda il progetto di strutture realizzatemediante materiali in lega di alluminio elencati nel prospetto 3.1a per leghe da lavora-zione plastica, conformemente alle EN elencate in 1.3.1.1, e per l’impiego in strutturerealizzate mediante le leghe da fonderia elencate nel prospetto 3.1b, conformementeall’elenco delle EN di cui in 1.3.1.4.

1,0


prospetto 3.1a Leghe di alluminio da lavorazione plastica per strutture

prospetto 3.1b Leghe di alluminio da fonderia per strutture

(2) Essa può anche essere impiegata per altre leghe di alluminio per uso strutturaleelencate nelle norme EN oppure ISO, purché esistano adeguati dati che servano a giusti-ficare l’applicazione di regole di progettazione e fabbricazione pertinenti.

(3)P Se tali adeguati dati devono essere determinati attraverso prove, i procedimenti diprova e la valutazione delle prove devono essere conformi a 6.5.9.5 e 6.8.3 della presentenorma europea sperimentale e i requisiti per le prove devono essere in linea con quellirichiesti nelle EN e nei prEN elencati in 1.3.1.

(4)Per una indicazione sulla scelta delle leghe di alluminio, vedere appendice B.

3.2.2 Proprietà del materiale per le leghe di alluminio da lavorazione plastica

3.2.2.1 Valori minimi garantiti

(1) I valori limite minimi della resistenza al limite elastico convenzionale f0,2 corrispon-dente alla deformazione residua dello 0,2% e della resistenza ultima di trazione fu per leleghe di alluminio da lavorazione plastica per una serie di tempra e di spessori sonospecificate nel prospetto 3.2a, per lamiere, nastri e piatti; nel prospetto 3.2b, per tondi e

Designazione della lega Forma del prodotto Durabilità

Numerica Simboli chimici

EN AW-3103 EN AW-Al Mn1 SH, ST, PL, ET A

EN AW-5083 EN AW-Al Mg4,5Mn0,7 SH, ST, PL, ET, SEP, ER/B, DT, FO A

EN AW-5052 ENl AW-Al Mg2,5 SH, ST, PL A

EN AW-5454 EN AW-Al Mg3Mn SH, ST, PL A

EN AW-5754 EN AW-Al Mg3 SH, ST, PL, FO A

EN AW-6060 EN AW-Al MgSi ET, EP, ER/B, DT B

EN AW-6061 EN AW-Al Mg1SiCu SH, ST, PL, ET, EP, ER/B, DT B

EN AW-6063 EN AW-Al Mg0,7Si ET, EP, ER/B, DT B

EN AW-6005 EN AW-Al SiMg(A) EP B

EN AW-6082 EN AW-Al Si1MgMn SH, ST, PL, ET, EP, ER/B, DT, FO B

EN AW-7020 EN AW-Al Zn4,5MgCu SH, ST, PL, ET, SEP, ER/B, DT C

Legenda: SH - lamiera.ST - nastro.PL - piatto.ET - tubo estruso.EP - profilo estruso.SEP - profilo estruso semplice.ER/B - tondi e barre estrusi.DT - tubo trafilato.FO - fucinati.

Designazione della lega Durabilità

Numerica Simboli chimici

EN AC-42100 EN AC-Al Si7Mg0,3 B

EN AC-42200 EN AC-Al Si7Mg0,6 B

EN AC-43200 EN AC-Al Si10Mg(Cu) C

EN AC-44100 EN AC-Al Si12(b) B

EN AC-51300 EN AC-Al Mg5 A


barre estrusi, tubi e profili estrusi e tubi trafilati; nel prospetto 3.2c, per tubi saldati elettri-camente; nel prospetto 3.2d, per i prodotti fucinati.

(2) I valori limite minimi riportati nei prospetti 3.2a e 3.2d possono essere utilizzati comevalori caratteristici nei calcoli per strutture soggette a temperature di servizio minori di100 °C (vedere 5.3.5). Per le strutture soggette a temperature elevate dovute ad incendio,vedere la ENV 1999-1-2:1997.

prospetto 3.2a Valori minimi garantiti della resistenza al limite elastico convenzionale f0,2 corrispondente alladeformazione residua dello 0,2% e della resistenza ultima di trazione fu per leghe di alluminio dalavorazione plastica - Lamiere, nastri e piatti

Lega Tempra Spessore

mm

f0,2resistenza al limite elastico

convenzionale corrispondente alla deformazione residua dello 0,2%

N/mm2

furesistenza

ultima

N/mm2

A50allungamento

minimo

%

da fino a

EN AW-3103 H14 0,2 25 120 140 2

H16 0,2 4 145 160 1

EN AW-5052 H12 0,2 4 160 210 4

H14 0,2 2 180 230 3

EN AW-5454 O/H111 0,2 8 85 215 12

H24/H34 0,2 25 200 270 4

EN AW-5754 O/H111 0,2 100 80 190 12

H24/H34 0,2 25 160 240 6

EN AW-5083 O/H111 0,2 50 125 275 11

50 80 115 270 14

H24/H34 0,2 25 250 340 4

EN AW-6061 T4 0,4 12,5 110 205 12

T6 0,4 12 240 290 6

EN AW-6082 T4 0,4 12 110 205 12

T6 0,4 6 260 310 6

6 12,5 255 300 9

T651 12 100 240 295 8

EN AW-7020 T6 0,4 12,5 280 350 7

T651 12,5 40 91)

1) Basati su A e non su A50.Nota I valori minimi dell'allungamento non si applicano all'intero campo degli spessori specificati, ma generalmente ai

materiali più sottili. Di solito, i valori più elevati dell’allungamento si applicano a materiali più spessi. Per gli effettivivalori minimi, vedere EN e prEN elencati in 1.3.1.3.


prospetto 3.2b Valori minimi garantiti della resistenza al limite elastico convenzionale f0,2 corrispondente alladeformazione residua dello 0,2% e della resistenza ultima di trazione fu per leghe di alluminio dalavorazione plastica - Profili estrusi, tubi estrusi, barre e tondi estrusi e tubi trafilati

Lega Forma del prodotto

Tempra Dimensione t,spessore della

parete o spessore

mm

f0,2resistenza al limite elastico


N/mm2

furesistenza

ultima

N/mm2

A50allungamento

minimo

%

EN AW-5083 ET, EP, ER/B F, H112 t ≤ 200 110 270 12

DT H12H22H32

t ≤ 10 200 280 6

H14H24H34

t ≤ 5 235 300 4

EN AW-6060 EP, ET, ER/B T5 t ≤ 5 120 160 8

EP 5 < t ≤ 25 100 140 8

ET, EP, ER/B T6 t ≤ 15 140 170 8

DT t ≤ 20 160 215 12

EN AW-6061 ET, EP, ER/B, DT

T6 t ≤ 20 240 260 8

EN AW-6063 EP, ET, ER/B T5 t ≤ 3 130 175 8

EP 3 < t ≤ 25 110 160 7

ET, EP, ER/B T6 t ≤ 10 170 215 8

DT t ≤ 20 190 220 10

EN AW-6005A EP/O T6 t ≤ 5 225 270 8

5 < t ≤ 10 215 260 8

10 < t ≤ 25 200 250 8

EP/H T6 t ≤ 5 215 255 8

5 < t ≤ 15 200 250 8

EN AW-6082 EP, ET, ER/B T4 t ≤ 25 110 205 14

EP/O, EP/H T5 t ≤ 5 230 270 8

EP/O, EP/HET

T6 t ≤ 5 250 290 8

5 < t ≤ 25 260 310 10

ER/B T6 t ≤ 20 250 295 8

20 < t ≤ 150 260 310 8

DT T6 t ≤ 5 255 310 8

5 < t ≤ 20 240 310 10

EN AW-7020 EP/ER/B, DT, ET

T6 t ≤ 15 280 350 10

Legenda EP - Profilo estruso EP/O - Profili aperto estrusoEP/H - Profili cavo estruso ET - Tubo estrusoER/B - Tondo e barra estrusi DT - Tubo trafilato

Nota 1 Quando i valori sono riportati in grassetto, è consentito utilizzare, per alcune forme, spessori maggiori e/o valoridelle proprietà meccaniche più elevati. Vedere EN e prEN elencati in 1.3.1.3.

Nota 2 Quando i valori minimi dell’allungamento sono riportati in grassetto, per alcune forme e spessori, possonoessere assunti valori minimi maggiori.

Nota 3 Nei casi in cui per un prodotto estruso si fa uso di spessori che rientrano nell'intervallo degli spessori sopraindicati, può essere utilizzato il maggiore tra i valori specificati, purché il produttore sia in grado di comprovarel’opportunità di assumere un tale valore, attraverso un appropriato certificato di assicurazione della qualità.


prospetto 3.2c Valori minimi garantiti della resistenza al limite elastico convenzionale f0,2 corrispondente alladeformazione residua dello 0,2% e della resistenza ultima di trazione fu per leghe di alluminio dalavorazione plastica - Tubi saldati elettricamente

prospetto 3.2d Valori minimi garantiti della resistenza al limite elastico convenzionale f0,2 corrispondente alladeformazione residua dello 0,2% e della resistenza ultima di trazione fu per leghe di alluminio dalavorazione plastica - Prodotti fucinati (L: longitudinale)

(3) In alternativa, quali valori caratteristici, per un'ampia serie di tempre e di spessori, inaggiunta a quelli ricoperti dai prospetti da 3.2a a 3.2d, possono essere utilizzati i valorilimite specificati nelle EN e nei prEN elencati in 1.3.1.3.

(4) I valori minimi dell'allungamento specificati nei prospetti da 3.2a a 3.2d sono soltantodi tipo informativo.

3.2.3 Proprietà del materiale per le leghe di alluminio da fonderia

3.2.3.1 Valori minimi garantiti

(1) Nel prospetto 3.3, per una serie di leghe e di tempre, sono riportati i valori minimigarantiti della resistenza al limite elastico convenzionale f0,2 corrispondente alla deforma-zione residua dello 0,2% e della resistenza a trazione ultima fu per le barre di prova inleghe di alluminio colate in sabbia ed in conchiglia.

Lega Tempra f0,2resistenza al limite elastico


N/mm2

furesistenza ultima

N/mm2

A50allungamento minimo

%

EN AW-3103 Hx65 150 170 3

Hx85 170 190 2

Lega Tempra Spessorefino a

Direzione f0,2resistenza al limite elastico


N/mm2

furesistenza

ultima

N/mm2

A50allungamento

minimo

%

EN AW-5754 H112 150 Longitudinale(L)

80 180 15

EN AW-5083 H112 150 Longitudinale(L)

120 270 12

Trasversale(T)

110 260 10

EN AW-6082 T6 100 Longitudinale(L)

260 310 6

Trasversale(T)

250 290 5


prospetto 3.3 Valori minimi garantiti della resistenza al limite elastico convenzionale f0,2 corrispondente alladeformazione residua dello 0,2% e della resistenza ultima di trazione fu per leghe di alluminio dafonderia - Colate

(2) In alternativa, per una serie di processi di fusione e di altre tempre, si possonoutilizzare i valori specificati nelle EN e nei prEN elencati in 1.3.1.4.

(3)P Le regole di progetto della presente norma europea sperimentale non devono essereapplicate alle colate. Le leghe da fonderia specificate nel prospetto 3.3 dovrebbero essereusate per strutture portanti a patto che la loro adeguatezza e resistenza possa esseredeterminata mediante prove, vedere 8.1(2). Inoltre, per la produzione delle colate, adiscrezione del progettista, devono essere eseguite procedure di controllo della qualità.

3.2.4 Dimensioni, massa e tolleranze

(1)P Le dimensioni e le tolleranze dei prodotti estrusi per uso strutturale, prodotti inlamiere e piatti, tubi trafilati, tubi saldati elettricamente, fili e fucinati, devono essereconformi alle EN ed ai prEN elencati in 1.3.1.3.

(2)P Le dimensioni e le tolleranze dei prodotti da fonderia per uso strutturale devonoessere conformi alle EN ed ai prEN elencati in 1.3.1.4

3.2.5 Valori di progetto delle costanti del materiale

(1)P Le costanti del materiale da adottarsi nei calcoli per le leghe di alluminio consideratenella presente norma europea sperimentale devono essere assunte come segue:

- modulo di elasticità E = 70 000 N/mm2;

- modulo di elasticità tangenziale G = 27 000 N/mm2;

- coefficiente di Poisson ν = 0,3;

- coefficiente di dilatazione termica lineare α = 23 × 10-6 per °C;

- massa specifica ρ = 2 700 Kg/m3.

(2) Per le proprietà del materiale nelle strutture soggette a temperature elevate dovute adincendio vedere prEN 1999-1-2:1997.

Lega Processo di colata

Tempra f0,2resistenza al limite elastico


N/mm2

furesistenza

ultima

N/mm2

A50allungamento

minimo

%

EN AC-42100 In sabbia T6 190 230 2

In conchiglia T6 210 290 4

EN AC-42200 In sabbia T6 210 250 1


EN AC-43200 In sabbia F 80 160 1

In sabbia T6 180 220 1

In conchiglia F 90 180 1



In conchiglia 80 170 5


In conchiglia 100 180 4

Nota Le minime proprietà meccaniche riferite sono relative a barre di prova colate separatamente e non alle colate.


3.3 Dispositivi di collegamento

3.3.1 Generalità

(1)P I dispositivi di collegamento devono essere adeguati al loro uso specifico.

(2)P Tra i dispositivi di collegamento adatti allo scopo sono compresi i bulloni, i dispositiviad attrito, i chiodi pieni e cavi, i dispositivi di collegamento speciali, le saldature e gliadesivi.

3.3.2 Bulloni, dadi e rondelle

3.3.2.1 Generalità

(1)P Bulloni, dadi e rondelle devono essere conformi alle esistenti EN, prEN e ISO.

(2) Nel prospetto 3.4 sono riportati i valori minimi garantiti della resistenza al limiteelastico convenzionale corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% e dellaresistenza ultima fu da adottare quali valori caratteristici nei calcoli.

prospetto 3.4 Valori minimi garantiti della resistenza al limite elastico convenzionale f0,2 corrispondente alladeformazione residua dello 0,2% e della resistenza ultima per bulloni, chiodi pieni e cavi

3.3.2.2 Bulloni pretesi

(1) I bulloni ad alta resistenza possono essere usati come bulloni pretesi con controllo delserraggio, purchè essi siano conformi ai requisiti per i bulloni pretesi relativi alle esistentiEN, prEN e ISO.

(2) Quali bulloni pretesi con controllo del serraggio, possono essere usati anche altriadeguati tipi di bulloni, se vi è accordo tra il cliente, il progettista e l’autorità competente.

Materiale Tipo di dispositivo di

giunzione

Classe della lega

Tempra f0,2resistenza al limite elastico convenzionale corrispondente alla deformazione residua

dello 0,2%N/mm2

furesistenza

ultima

N/mm2

Lega di alluminio

Chiodi pieni

5056A O 145 270

5086 O 100 240

6082 T41) - 200

T61) - 295

Chiodi cavi 5154A O oppure F - 215

Bulloni

6082 T6 260 310

6061 T6 245 310

2017A T4 250 380

7075 T6 440 510

Acciaio Bulloni

4.6 240 400

5.6 300 500

6.8 480 600

8.8 640 800

10.9 900 1 000

Acciaio inossidabile

Bulloni

A4 A4-50 210 500

A4 A4-70 450 700

A4 A4-80 600 800

1) Imbutito a freddo.


3.3.3 Chiodi

(1)P Le proprietà del materiale, le dimensioni e le tolleranze dei chiodi pieni e cavi in legadi alluminio devono essere conformi alle EN, prEN o ISO (se e quando disponibili).

(2) Nel prospetto 3.4 sono riportati i valori minimi garantiti della resistenza al limiteelastico convenzionale f0,2 corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% e dellaresistenza ultima fu da adottarsi quali valori caratteristici nei calcoli.

3.3.4 Prodotti per le saldature

(1)P Tutti i prodotti per le saldature devono essere conformi alle EN, prEN o ISO (se dispo-nibili) elencate in 1.3.3.

Nota I prEN (WI 121 127 e WI 121 214) sono in corsi di preparazione.

(2)P La scelta del metallo di apporto per l’esecuzione delle saldature, in funzione dellacombinazione delle leghe da collegarsi, deve essere fatta in base al prEN 1011-4,prospetti B.5 e B.6, in accordo con i requisiti di progetto del giunto, vedere 6.6.3.1. Neiprospetti 3.5 e 3.6 sono fornite le indicazioni utili alla scelta del metallo di apporto per laserie dei materiali di base specificati nel presente documento.

prospetto 3.5 Raggruppamento delle leghe utilizzate nel prospetto 3.6

prospetto 3.6 Scelta del metallo di apporto (per i tipi di lega vedere il prospetto 3.5)

Raggruppamento dei metalli di apporto Leghe

Tipo 3 31303

Tipo 4 4043A, 4047A1)

Tipo 5 5056A, 5356, 5556A, 5183

1) La lega 4047A è usata in modo specifico per prevenire cricche nel metallo di saldatura in quei giunti che implicanoun elevato grado di rilascio ed un elevato grado di vincolo. In molti altri casi è preferibile l’uso della lega 4043 A.

Nota Per una più ampia serie di metalli di apporto e delle loro caratteristiche, vedere prospetto B.5 del prEN 1011-4.

Combinazione dei materiali di base1)

Parte 1 Parte 2

Al-Sida fonderia

Al-Mgda fonderia

Leghe della serie 3000

Altre leghe della serie

5000

5083 Leghe della serie 6000

7020

7020 NR2) Tipo 5Tipo 5Tipo 5

Tipo 5Tipo 5Tipo 4

Tipo 5Tipo 5Tipo 5

5556ATipo 55556A

Tipo 5Tipo 5Tipo 4

5556ATipo 5Tipo 44)

Leghe dellaserie 6000

Tipo 4Tipo 4Tipo 4

Tipo 5Tipo 5Tipo 5

Tipo 4Tipo 4Tipo 4

Tipo 5Tipo 5Tipo 5

Tipo 5Tipo 5Tipo 5

Tipo 5Tipo 4Tipo 4

5083 NR2) Tipo 5Tipo 5Tipo 5

Tipo 5Tipo 5Tipo 5

Tipo 5Tipo 5Tipo 5

5556ATipo 5Tipo 5

Altre leghe della serie 5000

NR2) Tipo 5Tipo 5Tipo 5

Tipo 5Tipo 5Tipo 5

Tipo 53)

Tipo 5

Leghe della serie 3000

Tipo 4Tipo 4Tipo 4

Tipo 5Tipo 5Tipo 5

Tipo 3Tipo 3Tipo 3

Al-Mgda fonderia

NR2) Tipo 5Tipo 5Tipo 5

segue nella pagina successiva


3.3.5 Adesivi

(1) Le famiglie di adesivi raccomandabili per l’assemblaggio delle strutture di alluminiosono: gli epossidi modificati ad uno o due componenti, gli acrilici modificati, i poliuretani auno o due componenti; nel caso di assemblaggi a cerniera ed a collarino possono ancheimpiegarsi gli adesivi anaerobici.

(2) Una volta ricevuti gli adesivi, prima dell’invecchiamento, può esserne verificata lafreschezza mediante i seguenti metodi:

- analisi chimica;

- analisi termica;

- misurazione della viscosità e dell’estratto a secco in conformità alle esistenti normeEN, prEN ed ISO relative agli adesivi.

(3) La resistenza delle unioni realizzate mediante l’uso di adesivi dipende dai seguentifattori:

a) resistenza specifica dell’adesivo, che può essere misurata mediante le prove norma-lizzate (vedere ISO 11003-2);

b) tipo di lega e, essenzialmente, la corrispondente tensione al limite elastico, quando latensione di snervamento del metallo è superata prima della rottura dell’adesivo;

c) il pre-trattamento della superficie: la conversione chimica e l’anodizzazione general-mente garantiscono risultati a lungo termine migliori rispetto alla sgrassatura edall’abrasione meccanica; l’uso delle mani di fondo (primer) è possibile a condizioneche sia preventivamente verificata, mediante prove di collegamento, la compatibilitàtra il primer, la lega e l’adesivo;

d) l’ambiente e l’invecchiamento: la presenza dell’acqua, l’umidità dell’atmosfera ol’aggressività dell’ambiente possono abbattere drasticamente la prestazione a lungotermine del giunto (specialmente se il pre-trattatamento delle superfici è mediocre);

e) la configurazione del giunto e la relativa distribuzione delle tensioni, per esempio ilrapporto tra la massima tensione a taglio τmax e quella media τmean (τmax/τmean) ed ilrapporto tra la massima resistenza al distacco (peel stress) σmax e quella media ataglio (σmax/τmean), con entrambi i valori massimi occorrenti all’estremità del giunto;dovrebbero ridursi quanto più possibile le concentrazioni di tensioni; queste ultimesono funzione della rigidezza dell’assemblaggio (spessore e modulo di Young delmateriale aderente) e della lunghezza di sovrapposizione del giunto.

continua dalla pagina precedente

Al-Sida fonderia

Tipo 4Tipo 4Tipo 4

1) I metalli d’apporto da utilizzare in funzione della combinazione dei metalli di base da saldare sono indicati inun'unica casella, che è localizzata all’intersezione della riga e della colonna relative ai metalli di base scelti. Inciascuna casella, al primo rigo è riportato il metallo d’apporto relativo alla massima resistenza della saldatura. Nelcaso delle leghe della serie 6000 e della lega 7020, tale resistenza è minore di quella del materiale baseinteramente trattato termicamente. Il metallo d’apporto relativo alla massima resistenza alla corrosione è riportatonella linea centrale, mentre il metallo d’apporto che consente di evitare la fessurazione permanente della saldatura èriportato all’ultimo rigo.

NR2) Non raccomandabile. Non è raccomandabile eseguire la saldatura delle leghe contenenti approssimativamente il2% o più di Mg con metallo d’apporto Al-Si, o viceversa, perché il contenuto di precipitati Mg2Si nelle zone di confinedel bagno di fusione è tale da rendere la saldatura fragile. Laddove ciò risultasse inevitabile, vedere prEN 1011-4.

3) Il comportamento a corrosione del metallo di saldatura è migliore se il contenuto delle leghe è simile a quello delmetallo di base e non marcatamente più alto. Pertanto, per l’utilizzo in ambienti potenzialmente corrosivi, èpreferibile saldare la lega 5454 con metallo d’apporto 5454. In ogni modo, in alcuni casi, ciò può essere possibilesolo rinunciando all’esecuzione di una buona saldatura, cosicché è necessario raggiungere un compromesso.

4) Solo in casi particolari, dovuti ad una più bassa resistenza della saldatura e deformazione dell’unione.Nota Per una più ampia varietà di metalli di base e metalli d’apporto e per maggiori dettagli sulla loro scelta, vedere

prospetto B.5 del prEN 1011-4.

Combinazione dei materiali di base1)

Parte 1 Parte 2


(4)P La conoscenza della resistenza specifica dell’adesivo non è sufficiente a valutare laresistenza del giunto, che deve essere determinata attraverso prove di laboratorio, consi-derando l’intero assemblaggio, per esempio la combinazione di lega/pre-tratta-mento/adesivo, l’invecchiamento e le condizioni ambientali (vedere 6.8.3 e 8).

(5)P La resistenza misurata sui provini di laboratorio dovrebbe essere assunta come lineaguida; la prestazione del giunto deve essere verificata in condizioni reali: è raccoman-dabile l’uso di prototipi (vedere 6.8.3).

3.4 Durabilità e protezione dalla corrosione

3.4.1 Generalità

(1) In molte circostanze, i materiali di riferimento elencati nel prospetto 3.1a e 3.1bpossono essere utilizzati nel processo finale di fabbricazione come estrusi, saldati ocolate, senza la necessità di provvedere alla protezione della superficie.

(2) La buona resistenza alla corrosione dell’alluminio e delle sue leghe è attribuibile allapellicola protettiva di ossido che si forma sulla superficie del metallo immediatamentedopo l’esposizione all’atmosfera. Questa pellicola è solitamente invisibile, relativamenteinerte e si forma in modo naturale per esposizione all’aria o all’ossigeno ed in molti altriambienti complessi contenenti ossigeno; pertanto, la pellicola protettiva è auto-sigillante.

(3) In un ambiente poco aggressivo una superficie di alluminio conserva il suo aspettooriginario per anni e per molte leghe non è necessaria alcuna protezione. In condizioniindustriali moderate, le leghe presentano un annerimento e irruvidimento della superficie.Nel caso in cui l'atmosfera è più aggressiva, come in ambienti silicei o fortemente alcalini,la decolorazione e l’irruvidimento della superficie sono più marcati, con la formazione divisibili ossidi bianchi polverizzati e la possibilità che la pellicola protettiva di ossido siaessa stessa solubile. Il metallo cessa di essere completamente protetto e risulta neces-saria una protezione aggiuntiva. Queste condizioni possono anche verificarsi a livellointerstiziale per mezzo di elevate condizioni locali acide o basiche, ma gli agenti cheprocurano tali estreme conseguenze sono relativamente pochi.

(4) Negli ambienti litoranei e marini, la superficie irruvidisce ed acquisisce un colore grigio,con aspetto pietrificato. In tali casi è necessario provvedere alla protezione delle leghe.Nei casi in cui l’alluminio è immerso in acqua, può essere necessario ricorrere ad alcuneprecauzioni.

(5) Nei casi in cui si verifica l’attacco della superficie, le curve di corrosione nel tempo perl’alluminio e le sue leghe seguono generalmente un andamento esponenziale, con unaperdita iniziale del fattore di riflessione dopo una lieve disgregazione. Dopo di che segueun ulteriore cambiamento molto lieve per un periodo di tempo molto lungo. Durantel’esposizione atmosferica, lo stadio iniziale può durare da alcuni mesi a due-tre anni,seguito, eventualmente, da un ulteriore cambiamento in un periodo di venti-trenta o ancheottanta anni. Il comportamento è di tal tipo per tutte le condizioni di esposizione esternanaturale, o per tutte quelle interne e di protezione, eccetto quei casi in cui possono svilup-parsi condizioni estreme di acidità o alcalinità. Gli ambienti tropicali per l’alluminio, ingenerale, non sono più dannosi degli ambienti temperati, sebbene alcune leghe dellafamiglia 5000 siano sensibili alla lunga esposizione in ambienti ad elevate temperature,specialmente quando ciò accade in ambiente marino.

3.4.2 Durabilità

(1) Le leghe di alluminio elencate nei prospetti 3.1a e 3.1b sono raggruppate secondo trelivelli di durabilità; A (eccellente), B e C in ordine decrescente di durabilità. Questi livellisono utilizzati per determinare la necessità ed il grado di protezione richiesto. Nellecostruzioni in cui sono utilizzate più di una lega, incluso i metalli di apporto nelle costru-zioni saldate, il grado di protezione dovrebbe essere determinato in relazione al minoretra i relativi livelli di durabilità.

(2)P Qualora siano utilizzate altre leghe di alluminio strutturale di cui alle norme elencatein 1.3.1, al fine di assegnare alla lega un livello di durabilità, devono essere ricercati datiadeguati, così da giustificarne l’applicazione.

(3) Per informazioni sulla durabilità delle leghe di alluminio vedere appendice B.


3.4.3 Protezione dalla corrosione

3.4.3.1 Protezione totale dalla corrosione

(1) La necessità di provvedere ad una protezione totale dalla corrosione di strutturerealizzate con leghe o con combinazioni di leghe elencate nei prospetti 3.1a e 3.1b, nelcaso in cui esse siano soggette a differenti condizioni ambientali, può essere desunta dalprospetto 3.7. I metodi da utilizzare per la protezione dalla corrosione in tali condizioniambientali sono riportati in dettaglio in 7.7. Per la protezione delle lamiere utilizzate per lacopertura e le pareti di tamponamento vedere prEN 508-2:1996.

prospetto 3.7 Protezione generale dalla corrosione delle strutture di alluminio

(2) Nella scelta della giusta colonna del prospetto 3.7, relativamente al tipo di atmosfera,nell’ambito delle condizioni ambientali, si deve considerare che possono esservi alcunelocalità all’interno di una regione con condizioni micro-climatiche significativamente diffe-renti rispetto alle caratteristiche ambientali dell’intera regione. Una regione designatacome ‘rurale’, nelle aree vicine e sotto vento rispetto alle fabbriche, può presentare condi-zioni ambientali locali più prossime a quelle relative al tipo di atmosfera industriale. Allostesso modo, un’area prossima al mare ma vicina ad insediamenti sulla costa, in condi-zioni appropriate di vento prevalente, può avere le caratteristiche di tipo di atmosferaindustriale, piuttosto che marina. Per le strutture interne ad edifici, le condizioni ambientalinon sono necessariamente le stesse di quelle esterne.

(3) Il verificarsi della corrosione dipende non soltanto dalla suscettibilità del materiale edalle condizioni globali, ma in pratica soprattutto dal periodo di tempo durante il qualel’umidità si manifesta congiuntamente alla sporcizia imprigionata ed agli agenti corrosivi.Le parti delle membrature, o i dettagli strutturali, dove la sporcizia è imprigionata etrattenuta, sono più critiche di quelle in cui la pioggia, o la pioggia trascinata dal vento,pulisce la superficie e rapidamente sopraggiunge l’essiccamento.

(4) Nella valutazione della necessità e del livello di protezione richiesti si dovrebbeprendere in considerazione la storia della vita di progetto della struttura. Per strutture convita breve si possono accettare condizioni meno restrittive o la assenza di protezione.Qualora l’ispezione e la manutenzione programmata consentano di rilevare il soprag-giungere della corrosione in uno stato prematuro, così da rendere possibile l’applicazionedei dovuti rimedi, il livello iniziale di protezione previsto può essere ridotto. Al contrario, nelcaso in cui l’ispezione è impraticabile e l’attacco della corrosione non può essere rilevato,

Livello di durabilità della lega

Spessore del

materiale

Grado di protezione in relazione alle condizioni ambientali

Tipo di atmosfera Tipo di immersione

Rurale Industriale/urbana Marina Acqua dolce

Acqua salata

moderato severo non industriale

moderato severo

A Tutto 0 0 P 0 0 P 0 (P)

B <3 0 (P) P (P) (P) P P P

≥3 0 0 P 0 (P) P (P) P

C Tutto 0 (P)2) P (P)2) (P)2) P (P)1) NR

0 Generalmente non è necessaria alcuna protezione.P Protezione generalmente richiesta, salvo in casi particolari in cui deve decidere il progettista (vedere 3.4.3.1).(P) La necessità di ricorrere alla protezione dipende dalle condizioni particolari della struttura, così come determinate

dal progettista (vedere 3.4.3.1).NR Non è raccomandabile l’immersione in acqua salata.1) Per la lega 7020, nel caso in cui il trattamento termico non è eseguito successivamente alla realizzazione della

saldatura, la protezione è richiesta solo per le zone termicamente alterate (HAZ).2) Nei casi in cui il trattamento termico della lega 7020 non è eseguito dopo la realizzazione della saldatura, la

necessità di provvedere alla protezione delle HAZ deve essere verificata in relazione alle effettive condizioni(vedere 3.4.3.1).

Nota Per la protezione delle lamiere utilizzate per la copertura e per i tamponamenti vedere prEN 508-2:1996.


il livello iniziale di protezione deve essere più elevato. Dunque la necessità della prote-zione per quei casi indicati con (P) nel prospetto 3.7 dovrebbe essere stabilita in accordocon il progettista, il fabbricante e, se necessario, con un esperto di corrosione.

(5) A causa di questi fattori, si possono verificare condizioni localizzate di maggioreseverità. È consigliabile studiare le precise condizioni che prevalgono nell’effettiva areaprima di scegliere la giusta colonna del prospetto 3.7, relativamente alle condizioniambientali.

(6)P Nel caso siano utilizzate sezioni cave, si deve prendere in considerazione lanecessità di proteggere la parte cava interna, al fine di prevenire il sopraggiungere dellacorrosione per effetto dell’ingresso degli agenti corrosivi. A causa della difficoltà di verni-ciatura di tali sezioni possono essere utili dei rivestimenti con convertitori chimici. Qualorale parti cave interne siano efficacemente sigillate, non è necessario provvedere alla prote-zione interna.

3.4.3.2 Contatto tra metalli, compresi i giunti

(1)P Deve essere preso in considerazione il contatto tra le superfici nelle fessure ed ilcontatto con alcuni metalli o l’erosione da certi metalli che può essere causa di attaccoelettrochimico dell’alluminio. Tali condizioni si possono verificare in una struttura in corri-spondenza dei giunti. Per le superfici di contatto ed i giunti tra elementi di alluminio e traun elemento di alluminio ed altri metalli e le superfici di contatto nei collegamenti bullonati,chiodati, saldati, ed in quelli ad attrito per i bulloni ad alta resistenza si dovrebbeprovvedere a protezioni addizionali rispetto a quelle richieste dal prospetto 3.7, così comespecificato nel prospetto 3.8. I dettagli sui procedimenti di protezione dalla corrosionesono specificati in 7.7.3. Per la protezione dei contatti tra metalli, compresi i giunti, per lelamiere utilizzate per le coperture e per i tamponamenti vedere prEN 508-2:1996.

3.4.3.3 Contatti con altri materiali non metallici

(1) Contatto con calcestruzzo, murature o intonaco.L’alluminio in contatto con calcestruzzo compatto e denso, muratura o intonaco in unambiente secco incontaminato o mite dovrebbe essere rivestito in corrispondenza dellasuperficie di contatto con vernice bituminosa oppure con un altro rivestimento in grado diassicurare lo stesso livello di protezione. In un ambiente industriale o marino la superficiedi contatto dell’alluminio dovrebbe essere rivestita con almeno due rivestimenti di vernicebituminosa a servizio pesante; preferibilmente, la superficie di contatto del materialedovrebbe essere verniciata in maniera simile. Non è raccomandabile il contattosommerso tra l’alluminio e tali materiali, ma, se ciò fosse inevitabile, è raccomandabilericorrere alla separazione dei materiali mediante l’uso di adeguato mastice oppure di unmanto impermeabile a servizio pesante.

Il calcestruzzo leggero ed i prodotti simili richiedono considerazioni aggiuntive, quandol’acqua o l’umidità nascente possono indurre un’estrazione costante di alcali aggressividal cemento. Gli alcali dell’acqua possono attaccare la superficie dell’alluminio oltre che lealtre superfici a diretto contatto.

(2) Incassatura nel calcestruzzo.Le superfici dell’alluminio prima di essere incassate dovrebbero essere protette conalmeno due strati di vernice bituminosa o bitume caldo e i rivestimenti dovrebbero esten-dersi almeno 75 mm al di sopra della superficie del calcestruzzo dopo l’incassatura.

Qualora il calcestruzzo contenga cloruri (per esempio additivi oppure aggregati prove-nienti dai fondali marini), dovrebbero applicarsi almeno due strati di pece di catrameplastificante, in accordo con le istruzioni del fabbricante; inoltre, dopo la completa siste-mazione del calcestruzzo, al fine di sigillare la superficie, l’assemblaggio finito dovrebbeessere riverniciato localmente con lo stesso materiale. Dovrebbero essere adottati parti-colari accorgimenti qualora sopraggiunga il contatto metallico tra parti di alluminioincassate e le barre di armatura di acciaio.


(3) Contatto con legno.In un ambiente industriale umido o marino, il legno dovrebbe essere trattato con mano difondo ed essere verniciato in accordo con la buona pratica corrente.

Alcuni conservanti del legno possono risultare dannosi per l’alluminio. I seguenti conser-vanti sono generalmente considerati sicuri per l’uso dell’alluminio senza particolariprecauzioni:- catrame al creosoto; olio di catrame; naftalina clorurata; naftene di zinco; pentacloro-

fenolo;ossidi di stagno (organo-tin oxides); ortofenilfenolo; dinitrofenolo fluoro-cromo-arseniato.

I seguenti conservanti dovrebbero utilizzarsi solo a secco e nei casi in cui la superficiedell’alluminio a contatto con il legno trattato sia stata adeguatamente sigillata:- naftene di rame; cromo-rame; arseniato di cromo-rame; acido borico-borace.

In presenza di alluminio, non si dovrebbero utilizzare i seguenti conservanti:- cloruro di zinco; sale di mercurio; solfato di rame.

La quercia, il castagno ed il cedro rosso occidentale, salvo che bene stagionati, risultanoprobabilmente dannosi per l’alluminio, in particolare in caso di unioni.

(4) Contatto con terreni.La superficie del metallo dovrebbe essere protetta con almeno due strati di vernicebituminosa, di bitume caldo, o di pece di catrame plastificante. Può essere utilizzatonastro da imballaggio aggiuntivo per prevenire il danneggiamento meccanico del rivesti-mento.

(5) Immersione in acqua.Qualora alcune parti in alluminio siano immerse in acqua dolce o salata, compresa quellainquinata, l’alluminio dovrebbe preferibilmente essere caratterizzato da livello di durabilitàA, con dispositivi di giunzione di alluminio o di acciaio resistente alla corrosione oppurecon dispositivi di giunzione realizzati mediante saldatura. I prospetti 3.7 e 3.8 indicano irequisiti di protezione relativamente all’immersione in acqua dolce e salata.

Inoltre, il progettista dovrebbe acquisire utili informazioni riguardo al contenuto diossigeno, al valore del pH, al contenuto chimico o metallico, in particolare con riferimentoal rame, ed all’entità di movimento dell'acqua, in quanto tali fattori possono influenzare ilgrado di protezione richiesto.

(6) Contatto con prodotti chimici usati nell’industria delle costruzioni.Fungicida e repellenti di fusione possono contenere composti metallici a base di rame,mercurio, stagno e piombo, i quali in condizioni umide o bagnate potrebbero causare lacorrosione dell’alluminio. Gli effetti dannosi possono essere contrastati attraverso laprotezione delle superfici di contatto che possono essere soggette al lavaggio o all’infiltra-zione di agenti chimici.

Alcuni materiali di pulitura possono produrre effetti sulla superficie dell’alluminio. Qualoratali prodotti chimici siano usati per pulire l’alluminio o gli altri materiali della struttura, sidovrebbe porre attenzione per assicurare che ciò non penalizzi l’alluminio. Spesso è suffi-ciente un risciacquo in acqua veloce ed adeguato, mentre in altre situazioni, al fine diproteggere l’alluminio dal contatto con i prodotti di pulitura, può risultare necessarioapplicare specifiche misure temporanee.

(7) Contatto con i materiali isolanti usati nell’industria delle costruzioni.Prodotti quali fibre di vetro, poliuretani e vari altri prodotti isolanti possono contenereagenti corrosivi che possono essere estratti in condizioni umide e provocare il danneggia-mento dell’alluminio. I materiali isolanti dovrebbero essere sottoposti a prova al fine diprovare la compatibilità con l’alluminio in condizioni umide e saline. Laddove ci siano deidubbi sui risultati della prova, sulle superfici di alluminio dovrebbe essere applicato unsigillante.

3.5 Criteri di selezione delle leghe di alluminio(1) La scelta della lega o delle leghe di alluminio per una determinata struttura è condi-zionata dalla combinazione di diversi fattori: resistenza, durabilità, proprietà fisiche, salda-bilità, forgiabilità e disponibilità della particolare forma per la lega richiesta. I materialielencati nei prospetti 3.1a e 3.1b sono descritti nell’appendice B, in funzione dei fattorisopra menzionati.


prospetto 3.8 Protezioni addizionali in corrispondenza delle superfici di contatto tra metalli per controllare lacorrosione interstiziale e gli effetti galvanici

Met

allo

in

cont

atto

con

l’a

llum

inio

(M)

Mat

eria

le d

ei

bullo

ni o

ch

iodi

(B/R

)

Prot

ezio

ne in

rela

zion

e al

l’am

bien

te

Tipo

di a

tmos

fera

Ambi

ente

mar

ino

Tipo

di i

mm

ersi

one

Rur

ale

Urb

ano

indu

stria

leN

on in

dust

riale

Indu

stria

leAc

qua

dolc

eAc

qua

sala

ta

Asci

utto

, non

in

quin

ato

Mite

Mod

erat

ose

vero

Mod

erat

ose

vero

MB/

RM

B/R

MB/

RM

B/R

MB/

RM

B/R

MB/

RM

B/R

MB/

R

Allu

min

io

Allu

min

io

0

0

0

0

O/X

1

X a/g

1

3

O/X

1 (3)

O/X a

1 (3)

X

a/z/

g

1

3

X

2 3

X (g)

2 3

Acci

aio

inos

sida

bile

00

03

(3)

33

33

4

Acci

aio

zinc

ato

0(4

)(3

) (4)

3 (4

)(3

) (4

)(3

)(4

)3

(4)

3 4

3 4

Acci

aio

zinc

ato

Acci

aio

vern

icia

to

Allu

min

io

0

0

0

0

O/X a

1

X

a/z/

g

1

3

O/X a

1 (3

)

O/X a

1 (3

)

X

a/z/

g

1

32

3

Y (Z)

z/(g

)

2 3

4

Acci

aio

inos

sida

bile

00

03

0(3

)3

X z

3 (4

)3

4

Acci

aio

zinc

ato

0(4

)(4

)3

(4)

(3) (

4)3

(4)

3 (4

)3

43

4

Acci

aio

inos

sida

bile

Allu

min

io

0

0

0

0

O/X a

1

X

a/z/

g

1

3

O/X a

1 (3

)

O/X a

1 (3

)

X a/g

1

3Y (X

)(Z

)

2 3

4

Y (Z)

(g)

2 3

4

Acci

aio

inos

sida

bile

00

03

0(3

)3

33

4

Acci

aio

zinc

ato

0(4

)(4

)3 (4

)(3

)(4

)(3

)(4

)3 (4

)3

43

4

Not

a 1

I det

tagl

i dei

pro

cedi

men

ti di

pro

tezi

one

per l

a co

rrosi

one

sopr

a in

dica

ti co

n i s

imbo

li O

, X, Y

, Z, 0

,1,2

,3,4

e c

on a

,z,g

son

o in

7.7

.3.

Not

a 2

Ladd

ove

risul

ti in

dica

to p

iù d

i un

solo

pro

cedi

men

to, s

i dev

ono

appl

icar

e tu

tti i

proc

edim

entie

, sec

ondo

qua

nto

risul

ta a

ppro

pria

to.

Not

a 3

Per l

a pr

otez

ione

del

le la

mie

re u

sate

in c

oper

ture

e p

er le

par

eti l

ater

ali v

eder

e pr

EN 5

08-2

:199

6.N

ota

4I v

alor

i in

( ) d

evon

o es

sere

sce

lti d

al p

roge

ttist

a.N

ota

5Pe

r gli

acci

ai in

ossi

dabi

li ve

dere

anc

he E

uroc

odic

e 3

parte

1.4

.


4 STATI LIMITE DI ESERCIZIO

4.1 Basi(1) Gli stati limite di esercizio per le strutture di alluminio sono:

- deformazioni o spostamenti che compromettono l'uso efficiente della struttura (inclu-dendo il malfunzionamento dei macchinari e delle attrezzature);

- deformazioni o spostamenti che causano danni alle finiture o agli elementi non strut-turali;

- deformazioni o spostamenti che compromettono l’aspetto esteriore della struttura;

- variazione di forma dovuta al graduale mutamento dimensionale nelle strutturesoggette frequentemente ad assemblaggio e smontaggio;

- vibrazioni che causano danni alle finiture o agli elementi non strutturali;

- vibrazioni che inducono fastidio agli utilizzatori delle strutture o danno alle attrez-zature supportate dalla struttura.

4.2 Spostamenti

4.2.1 Valori limite di spostamento

(1) I valori limite di spostamento dovrebbero essere concordati tra il progettista, il commit-tente e l’autorità competente.

(2) In assenza di uno speciale accordo tra il progettista ed il committente, una strutturapuò considerarsi accettabile in termini di spostamento se sono soddisfatti i limiti di seguitoriportati.

4.2.2 Spostamenti irreversibili

(1) Si noti che le componenti strutturali, la cui resistenza statica sia stata calcolata inaccordo con la Sezione 5 della presente norma europea sperimentale, non subisconosignificative deformazioni permanenti sotto l'azione delle combinazioni di carico rare. Ciòriguarda tutte le famiglie di leghe. Le travature ibride dovrebbero essere esaminate conparticolare attenzione.

4.2.3 Spostamenti elastici reversibili

(1) I valori limite degli spostamenti verticali specificati nel seguito fanno riferimento alloschema di trave semplicemente appoggiata mostrata nella figura 4.1, nella quale:

δmax = δ1 + δ2 - δ0 (4.1)

dove:δmax è la freccia nello stato finale riferita alla linea retta congiungente i supporti;δ0 è la pre-monta iniziale (controfreccia) della trave nella condizione scarica,

(stato 0);δ1 è la variazione di inflessione della trave dovuta ai carichi permanenti

immediatamente dopo l'applicazione dei carichi (stato 1);δ2 è la variazione di inflessione della trave dovuta all'applicazione dei carichi variabili

più eventuali deformazioni, variabili nel tempo, causate dai carichi permanenti(stato 2).

figura 4.1 Spostamenti verticali da prendere in considerazione


(2) Per gli edifici non dovrebbero essere superati i seguenti limiti. Gli spostamenti elasticidovrebbero essere determinati con riferimento alla combinazione di carico frequente:

(3) Travi a mensola che sostengono pavimenti:

Travi che sostengono intonaci o altre finiture fragili:

Arcarecci e travi secondarie di copertura:

a) per soli carichi permanenti:

b) per la combinazione più sfavorevole di caricopermanente, applicato, da vento e da neve.

Montanti e traverse di pareti divisorie: il minore tra o

Nei calcoli si deve trascurare l'incremento di rigidezzadovuto alle parti di vetro.

Nota Per evitare che la durabilità delle parti di vetro e la loro prestazionesiano influenzate negativamente, non si dovrebbero accettarevalori maggiori dello spostamento.

Sommità di colonne: spostamento orizzontale

(dove L è la lunghezza tra i supporti)

4.2.4 Calcolo dello spostamento elastico

(1) Nel caso in cui non si sia considerata la effettiva rigidezza nella determinazione deglispostamenti attraverso un calcolo iterativo si può utilizzare la seguente procedura sempli-ficata. Generalmente, il calcolo dello spostamento elastico si dovrebbe basare sulleproprietà della sezione trasversale lorda della membratura. Tuttavia, per le sezioni snellepuò essere necessario considerare le proprietà della sezione ridotta per tenere conto delfenomeno dell'instabilità locale (vedere Sezione 5.4.5). Dovrebbero essere debitamenteconsiderati gli effetti delle pareti divisorie e gli altri effetti irrigidenti, gli effetti del secondoordine e le variazioni geometriche.

(2) Per le sezioni di classe 4, nella determinazione dello spessore efficace, si puòprocedere vantaggiosamente considerando il livello di tensione ridotta, assunto costantelungo la trave, utilizzando il seguente momento di inerzia apparente:

(4.2)

dove:Igr è il momento di inerzia della sezione trasversale lorda;Ieff è il momento di inerzia della sezione trasversale efficace in corrispondenza dello

stato limite ultimo, tenendo conto dell'instabilità locale, vedere 5.4.5;σgr è la massima tensione di compressione per flessione in corrispondenza dello

stato limite di esercizio, valutato con riferimento alla sezione trasversale lorda(positivo nella formula);

fo è la resistenza caratteristica per flessione e per completo snervamento(vedere 5.3.5).

(3) Gli spostamenti dovrebbe essere calcolati tenendo anche conto della rigidezzarotazionale di ciascun nodo semi-rigido e delle eventuali deformazioni plastiche locali incorrispondenza dello stato limite di esercizio.

4.3 Vibrazioni

4.3.1 Risonanza(1)P Le frequenze proprie della struttura o delle componenti strutturali devono risultaresufficientemente differenti da quelle della sorgente di oscillazione al fine di evitare ilfenomeno della risonanza. Per la verifica di incompatibilità dell'ampiezza di vibrazionedevono essere utilizzati i carichi nominali. Nei casi in cui si ritiene che le vibrazioni costi-tuiscano un potenziale problema, in particolare quando i fenomeni di vibrazione sonoindotti da raffiche e vortici dovuti al vento, si deve prendere in considerazione la possibilitàdi collasso per fatica.

L 180⁄

L 360⁄

L 200⁄

L 100⁄

L 250⁄ 15 mm

L 300⁄

I f ic Igr

σgr

f o------- Igr Ieff–( )–=


4.3.2 Smorzamento

(1) Nella valutazione degli effetti delle vibrazioni, dovrebbero essere presi in considera-zione le caratteristiche di smorzamento relative alla configurazione strutturale ed almateriale. Si dovrebbe, inoltre, analizzare la necessità di equipaggiare la strutturamediante sorgenti di smorzamento artificiale. In questo caso, può risultare necessarioeseguire prove su componenti prototipo.

4.3.3 Fastidi agli utilizzatori

(1) La vibrazione delle strutture a bassa frequenza naturale propria può causare fastidiagli utilizzatori e dovrebbe essere considerata in fase di progetto.

(2) La più bassa frequenza propria delle strutture di supporto, al di sopra delle quali sicammina (per esempio pavimentazioni, passarelle pedonali, passaggi), non dovrebberisultare minore di cicli/secondo. Tale limitazione può rendersi meno restrittiva inpresenza di valori elevati di smorzamento.

(3) La più bassa frequenza propria delle strutture di supporto, al di sopra delle quali siballa o si salta in modo più o meno ritmico, non dovrebbe risultare minore di

cicli/secondo.

4.4 Effetti dinamici

4.4.1 Carichi dinamici

(1) Gli stati limite di esercizio per le deformazioni e gli spostamenti si riferiscono sia aicarichi applicati dinamicamente che a quelli applicati staticamente. Le azioni derivantidagli effetti dinamici sono considerate alla stregua dei carichi imposti qualora si scelganodegli opportuni fattori di carico. Nel caso in cui si utilizzi un "fattore di amplificazionedinamico", il progettista dovrebbe essere consapevole che tale procedimento non èraccomandabile qualora questo fattore non tenga conto della risposta della struttura.

5 STATI LIMITE ULTIMI (MEMBRATURE)

5.1 Basi

5.1.1 Generalità

(1)P Le strutture e le componenti di alluminio devono essere dimensionate in modo taleche siano soddisfatti i requisiti per il rispetto dei principi della progettazione allo statolimite ultimo descritti nella Sezione 2.

I requisiti di base di progetto per la fatica sono forniti nella parte 2. Le raccomandazioni diprogetto si riferiscono a strutture sottoposte a condizioni atmosferiche normali.

(2) I coefficienti parziali di sicurezza γM devono essere assunti come segue, per lemembrature saldate, chiodate, bullonate o incollate:

- resistenza delle sezioni trasversali di classe 1:1) γM1 =

- resistenza delle sezioni trasversali di classe 2 oppure 3:1) γM1 =

- resistenza delle sezioni trasversali di classe 4:1) γM1 =

- resistenza delle membrature all'instabilità: γM1 =

- resistenza delle sezioni nette in corrispondenza delle forature per i bulloni: γM2 =

I valori di γM per le unioni chiodate, bullonate, saldate e gli incollaggi sono specificati nellaSezione 6 (collegamenti soggetti a carichi statici).

(3) Le regole specificate per il progetto delle membrature si basano sul presupposto chele sollecitazioni nelle stesse membrature siano state precedentemente valutate medianteun’appropriata analisi globale della struttura. Le istruzioni sui metodi di analisi globalesono fornite nella Sezione 5.2.

1) Per la classificazione delle sezioni trasversali, vedere 5.4.

3

5

1,10

1,10

1,10

1,10

1,25


5.1.2 Membrature tese

(1)P Le membrature tese devono essere verificate per la resistenza della sezionetrasversale (vedere 5.7).

5.1.3 Membrature compresse

(1)P Le membrature compresse devono essere verificate per la resistenza della sezionetrasversale e per la resistenza all'instabilità (vedere 5.8).

5.1.4 Travi

(1)P Le membrature soggette a flessione devono essere verificate per:

- la resistenza a flessione (5.6.2);

- la resistenza a taglio (5.6.3);

- la resistenza all'azione combinata di flessione e taglio (5.6.4);

- la resistenza all'imbozzamento dell'anima (5.6.5);

- la resistenza all'instabilità flesso-torsionale (5.6.6).

5.1.5 Membrature soggette alla combinazione di forza assiale, momento e taglio

(1)P Le membrature soggette alla combinazione di forza assiale, momento e tagliodevono essere verificate per la resistenza delle sezioni trasversali agli effetti combinati eper la resistenza della membratura all'instabilità agli effetti combinati (vedere 5.9).

5.1.6 Telai

(1)P I telai devono essere verificati per:

- la resistenza delle membrature;

- la resistenza dei collegamenti tra le membrature (Sezione 6);

- la resistenza all'instabilità globale.

5.1.7 Piastre

(1)P Le piastre irrigidite o non irrigidite che non costituiscono parte di travi a parete pienadevono essere verificate per:

- la resistenza delle sezioni trasversali per compressione uniforme (5.10.2 e 5.11.2);

- la resistenza a flessione nel piano o tensioni normali agenti in direzione longitudinale,variabili linearmente in direzione trasversale (5.10.3, 5.10.4, 5.11.3, 5.11.4);

- la resistenza a taglio (5.10.5 e 5.11.5);

- la resistenza delle sezioni trasversali agli effetti combinati e la resistenza all'instabilitàagli effetti combinati (5.10.6).

(2)P Le travi a parete piene devono essere verificate per:

- la resistenza dei pannelli d’anima irrigiditi longitudinalmente e/o trasversalmente a:flessione nel piano, taglio ed effetti combinati di flessione, taglio e forza assiale(5.12.2, 5.12.3, 5.12.4 e 5.12.8);

- la resistenza degli irrigidimenti d'anima (5.12.5);

- la resistenza dei pannelli d'anima alle forze trasversali applicate attraverso la flangia(5.12.6);

- la resistenza dei pannelli d'anima grecati oppure con nervature di irrigidimento ravvi-cinate (5.12.7);

- la resistenza delle travi con nervature di irrigidimento agli appoggi (5.12.3).

5.1.8 Collegamenti (vedere Sezione 6)

(1)P I collegamenti tra membrature strutturali, o tra gli elementi di una membraturacomposta, oppure tra dettagli locali e membrature strutturali devono essere dimensionatiin modo da soddisfare gli stati limite ultimi in condizioni statiche e la fatica. I collegamentidevono essere verificati per:


- la resistenza dei dispositivi di collegamento, chiodi e bulloni (nei progetti che nonprevedono saldature) soggetti a taglio, trazione, combinazione di taglio e trazione, e arifollamento;

- la resistenza di bulloni ad alta resistenza per attrito (nei casi in cui questi venganoutilizzati) mediante la valutazione della resistenza allo scorrimento, della pretrazione edel coefficiente d'attrito;

- la resistenza dei perni (nei nodi cerniera) a taglio o flessione;

- la resistenza delle saldature (nei progetti che prevedono saldature), a taglio o pertensioni normali nei casi di saldatura a completa penetrazione ed a cordone d'angolo;

- la resistenza delle zone alterate termicamente (HAZ) adiacenti alle saldature;

- la resistenza dell’adesivo, quando, quale metodo di collegamento, è utilizzato l’incol-laggio.

5.1.9 Fatica (vedere Parte 2)

(1)P Le strutture sottoposte a fluttuazioni ripetute dei carichi di esercizio sono suscettibilidi fatica e se ne deve verificare la resistenza a fatica. La prestazione nei confronti dellafatica è particolarmente influenzata dalle seguenti condizioni:

- alto rapporto tra carichi dinamici e statici;

- collegamenti saldati tra membrature ed in corrispondenza di connessioni locali emembrature;

- complessità dei dettagli costruttivi dei collegamenti;

- bassa frequenza propria nelle membrature strutturali;

- condizioni ambientali con scarse caratteristiche termiche e chimiche.

(2)P Dovunque sia possibile, le strutture di alluminio devono essere progettate con loscopo di fornire un livello accettabile di sicurezza durante l’intera vita utile. I metodi divalutazione della fatica dovrebbero essere predisposti in modo tale da assicurare unaprobabilità di collasso per fatica durante la vita della struttura confrontabile con quellarelativa agli altri stati limite di collasso.

(3) La progettazione nei confronti della fatica dovrebbe essere basata sugli effettivi valorinominali (medi) di tensione valutati mediante un’analisi elastica globale e con riferimentoa sezioni trasversali efficaci, la cui area è stata ridotta per considerare l'instabilità locale,ma trascurando le zone termicamente alterate. Per le anime soggette a taglio, si dovrebbeutilizzare la tensione nominale tangenziale valutata sullo spessore efficace, 1,7ρctw (manon maggiore di tw) (vedere 5.12.3 e 5.12.4)

5.1.10 Vibrazioni

(1)P La resistenza nei confronti delle vibrazioni deve essere valutata mediante unaverifica a fatica e un controllo delle caratteristiche di smorzamento relative alla struttura eal materiale con cui essa è costituita. Ciò si applica, in particolare, a:

- strutture che supportano apparecchi di sollevamento o sono soggette a carichi mobili;

- strutture che supportano macchine vibranti;

- strutture soggette ad oscillazioni indotte dal vento;

- strutture soggette ad oscillazioni indotte dalla folla.

5.1.11 Sezioni ibride

(1)P La capacità di una sezione ibrida, contenente leghe di alluminio di differenteresistenza, deve essere calcolata considerando la resistenza delle varie parti, e tenendodebitamente in conto la classe di ciascuna parte.

(2) Se si utilizzano sezioni ibride di alluminio e di acciaio, si dovrebbe controllare ilcomportamento in corrispondenza dello snervamento e considerare le deformazionitermiche.


5.2 Calcolo delle forze e dei momenti interni

5.2.1 Analisi globale

(1)P In una struttura isostatica le forze e i momenti interni dovrebbero essere determinaticon i metodi della statica.

(2)P Quando si calcolano le forze e i momenti interni in una struttura iperstatica, glispostamenti che derivano da deformazioni sia elastiche che plastiche oppure dafenomeni di instabilità locale devono essere tenuti debitamente in conto. Ove necessario,anche gli effetti di diffusione per taglio del carico ("shear lag effects") devono essere tenutidebitamente in conto.

(3) Le forze e i momenti interni dovrebbero essere determinati usando in alternativa:

a) l'analisi globale elastica (lineare o non lineare);

b) l'analisi globale plastica (con o senza incrudimento).

I diversi metodi di analisi sono descritti nell'appendice C (informativa).

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

(5)P L'analisi globale plastica deve essere usata solo nei casi in cui le sezioni trasversalidelle membrature soddisfano i requisiti specificati per la Classe 1 in 5.4. Sezionitrasversali di Classe 2, 3 e 4 non sono consentite. Per le sezioni di Classe 1 è semprerichiesto il controllo della capacità di deformazione, in relazione alla duttilità richiesta dalloschema strutturale [vedere appendice D (informativa)].

(6) Per ulteriori dettagli sui metodi di analisi globale, vedere appendice D (informativa).

(7) Le ipotesi di progetto assunte per i collegamenti dovrebbero essere in accordo conquelle fornite nell'appendice C (informativa).

5.3 Resistenza delle sezioni trasversali

5.3.1 Generalità

(1) Tutte le membrature dovrebbero soddisfare i requisiti relativi agli stati limite ultimi e aglistati limite di esercizio. Di solito, le membrature sono formate da prodotti estrusi, prodottifucinati, piatti, lamiere, tubi, oppure da loro combinazioni. I progettisti che desiderinoimpiegare i prodotti di fonderia, dovrebbero farlo in stretta collaborazione con i relativifabbricanti.

(2) Laddove si faccia riferimento alle raccomandazioni progettuali in forma di espressionimatematiche, al progettista è consentito utilizzare grafici o prospetti dedotti dalle espres-sioni stesse. Le membrature possono essere progettate a vantaggio di sicurezza utiliz-zando le raccomandazioni della Sezione 5, ma le indicazioni fornite nelle appendicipermettono di trattare in modo più completo certi aspetti relativi al comportamento dellamembratura. La loro utilizzazione può condurre alla progettazione di strutture menocostose e più leggere.

5.3.2 Resistenza di progetto

(1) Le espressioni fornite per la resistenza di progetto di una membratura (resistenza chenon può essere minore dell’effetto dell'azione di progetto sulla membratura, derivante daicarichi di progetto) contengono valori caratteristici delle resistenze (fo, fa, fv, fs), dipendentidalle proprietà del materiale. Queste resistenze caratteristiche sono definite in 5.3.5. Leespressioni contengono anche il coefficiente parziale di sicurezza per la resistenza γM, icui valori sono assegnati in 5.1.1.

(2) La resistenza delle sezioni trasversali di una membratura può essere limitata:

- dalla resistenza plastica della sezione trasversale;

- dalla resistenza della sezione netta in corrispondenza dei fori per i dispositivi digiunzione;

- dalla verifica della stabilità locale degli elementi che compongono la sezionetrasversale.


(3) Ove necessario, anche la stabilità globale dovrebbe essere verificata.

(4) La resistenza di membrature contenenti elementi snelli può essere ridotta per effetto diprecoci fenomeni di instabilità locale. La progettazione proposta di una membraturauniformemente compressa o parzialmente compressa per effetto della flessione èverificata classificando la sezione in termini di suscettibilità all’instabilità locale. La classi-ficazione delle sezioni è trattata in 5.4.

5.3.3 Proprietà delle sezioni

(1)P Le proprietà delle sezioni lorde devono essere ricavate utilizzando le dimensionispecificate. Nel calcolo di tali proprietà, non è necessario detrarre i fori per i dispositivi digiunzione, ma si devono tenere in debito conto aperture di dimensioni maggiori. Le areedi materiale relative ai coprigiunti e ai calastrelli non devono essere incluse.

(2) L’area netta di una membratura (Anet) o della sezione trasversale di un elementodovrebbe essere pari alla sua area lorda meno le opportune deduzioni per i fori e le altreaperture. Nel calcolo delle proprietà geometriche delle sezioni nette, la deduzione per ilsingolo foro di un dispositivo di giunzione dovrebbe corrispondere all’area della sezionetrasversale lorda del foro nel piano del suo asse. Per quanto riguarda i fori per bulloni atesta svasata, si dovrebbe tenere opportunamente in conto la parte relativa allasvasatura. Purché i fori per i dispositivi di giunzione non siano disposti in modo sfalsato,l’area totale da dedurre per i fori dei dispositivi di giunzione dovrebbe essere pari allamassima somma delle aree delle sezioni dei fori in qualunque sezione trasversaleperpendicolare all’asse della membratura.

(3) Qualora i fori per i dispositivi di giunzione siano disposti in modo sfalsato, l’area totaleda dedurre per i fori dei dispositivi di giunzione dovrebbe essere pari al valore maggiorefra:

a) la deduzione per la condizione di fori non sfasati indicata in (2);

b) la somma delle aree delle sezioni di tutti i fori calcolata lungo qualsiasi diagonale olinea spezzata che si estenda progressivamente attraverso la membratura o partedella membratura, meno

s2t/(4p) e 0,65st (5.1)per ciascun tratto lungo la linea dei fori;

dove:

s è l’interasse dei fori sfalsati (interasse longitudinale);

p è l’interasse fra i centri degli stessi due fori misurato perpendicolarmente all’assedella membratura (interasse trasversale);

t è lo spessore [o lo spessore efficace in una membratura contenente materialetermicamente alterato (HAZ)].

In un angolare o in un’altra membratura contenente fori in più di un piano, l’interasse pdovrebbe essere misurato lungo il piano medio dello spessore.

(4) Nel progetto di collegamenti tra membrature compresse o tra parti compresse dimembrature, non si richiede generalmente alcuna deduzione per i fori dei dispositivi digiunzione, eccetto che per i fori asolati. Se nei collegamenti tra membrature compresse otra parti compresse di membrature non si accetta alcuna deformazione plastica dellasezione netta, la deduzione per la presenza dei fori dovrebbe essere portata in conto.

(5) Per il progetto di collegamenti tra membrature di altro tipo, si applicano le raccoman-dazioni fornite in 5.7.3 per il caso della trazione.

(6) Non è necessario considerare i fori per i dispositivi di giunzione nella flangia tesa acondizione che per essa si abbia:

(5.2)

dove:Anet/Ag sia minore di questo limite, si può assumere un’area ridotta per la flangia.

0,9Anet

Ag----------

f o γM1⁄f a γM2⁄------------------≥


(7) Non è necessario considerare i fori per i dispositivi di giunzione nella zona tesadell’anima, a condizione che il limite indicato nell’espressione sopra riportata sia soddi-sfatto per l’intera zona tesa, comprendente sia la flangia tesa che la parte tesa dell’anima.

(8) Non è necessario considerare i fori per i dispositivi di giunzione nelle verifiche a taglio,a condizione che si abbia:

(5.3)

Qualora Av,net/Av sia minore di questo limite, si può assumere un’area a taglio efficace paria (fa/γM2)/(fo/γM1)Av, net. Il criterio del meccanismo di taglio a blocco (block shear), indicatonella Sezione 6, dovrebbe essere soddisfatto alle estremità della membratura.

5.3.4 Zone termicamente alterate (HAZ)

(1)P L’alluminio per uso strutturale, in numerose leghe e stati, risulta indebolito nelle zonetermicamente alterate (HAZ) adiacenti alle saldature, e di ciò si deve tenere conto neicalcoli di progetto. Eccezioni a questa regola, ossia casi in cui non vi è alcun indeboli-mento nelle zone adiacenti alle saldature, hanno luogo per le leghe negli stati O o T4;oppure quando il materiale è nello stato F e la resistenza di progetto è basata sulleproprietà del materiale relative allo stato O.

(2) Le regole per la valutazione della severità e dell’estensione dell’addolcimento(softening) presente nelle HAZ sono fornite in 5.5.

(3) È importante che il progettista comprenda che anche una piccola saldatura realizzataper collegare una piccola parte accessoria ad una membratura principale può notevol-mente ridurre la resistenza della membratura per effetto della presenza di una HAZ. Nellaprogettazione delle travi, risulta spesso vantaggioso collocare le saldature e le partiaccessorie in zone caratterizzate da bassi valori delle tensioni, come per esempio neipressi dell'asse neutro oppure ad una certa distanza da regioni caratterizzate da elevativalori del momento flettente.

5.3.5 Resistenze caratteristiche

(1) I calcoli di resistenza delle membrature sono effettuati utilizzando le resistenze carat-teristiche indicate di seguito:

fo è la resistenza caratteristica per flessione e per completo snervamento a trazione ecompressione;

fa è la resistenza caratteristica a rottura di una sezione netta a trazione o compressione;

fv è la resistenza caratteristica a taglio;

fs è la resistenza caratteristica per instabilità globale.

(2) I valori di fo, fa e fv dipendono dalle proprietà del materiale e sono definiti nel modoseguente:

a) fo = f0,2, vedere 3.2 (5.4)

b) fa = fu, vedere 3.2 (5.5)

c) (5.6)

5.4 Classificazione delle sezioni trasversali

5.4.1 Generalità(1)P La classificazione delle sezioni è necessaria quando si considera la resistenza dellemembrature nei confronti del momento flettente e delle combinazioni di flessione, taglio esforzo assiale. La classificazione è necessaria anche quando si considera la possibilitàche le membrature soggette a flessione o a compressione assiale possano avere unaresistenza ridotta, per effetto dei fenomeni di instabilità locale negli elementi snelli.

Av net,

Av--------------

f o γM1⁄f a γM2⁄------------------≥

f vf o

3-------=


5.4.2 Classificazione

(1) Si definiscono le seguenti 4 classi di sezioni trasversali:

Classe 1: sono quelle sezioni trasversali in grado di sviluppare una cerniera plasticaavente la capacità rotazionale richiesta per l’analisi plastica. Ulteriori informa-zioni sulle sezioni di classe 1 sono fornite nell’appendice G (informativa).

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

Classe 3: sono quelle sezioni trasversali nelle quali le tensioni calcolate nelle fibreesterne compresse della membratura possono raggiungere la resistenzaelastica convenzionale, ma l’instabilità locale può impedire lo sviluppo delmomento resistente plastico.

Classe 4: sono quelle sezioni trasversali per le quali è necessario mettere esplicita-mente in conto gli effetti dell’instabilità locale nella determinazione del loromomento resistente o della loro resistenza a compressione.

(2) La classificazione di una sezione trasversale dipende dai rapporti dimensionali diciascuno dei suoi elementi compressi.

(3) Per elemento compresso si intende ogni elemento della sezione trasversale che siatotalmente o parzialmente compresso, per effetto di uno sforzo assiale o di un momentoflettente, in presenza della combinazione di carico considerata.

(4) I vari elementi compressi di una sezione trasversale (quali anime o flange) possono, ingenerale, appartenere a classi differenti.

(5) Le sezioni trasversali dovrebbero essere classificate considerando i parametri disnellezza degli elementi che compongono la sezione (vedere appendice G). In mancanzadi un più preciso criterio di classificazione, una sezione trasversale può essere classi-ficata indicando la classe più alta (meno favorevole) tra quelle dei suoi elementicompressi.

(6) Nel processo di classificazione, si individuano le seguenti tipologie basilari di elementiin parete sottile:

a) elementi sporgenti piani;

b) elementi interni piani;

c) elementi interni curvi.

Questi elementi possono essere non irrigiditi, oppure irrigiditi mediante nervature longitu-dinali di irrigidimento, o irrigidimenti di bordo o bulbi (vedere figura 5.1).


figura 5.1 Tipologie di elementiLegenda:(a) elementi non irrigiditi(b) elementi irrigiditiSO sporgenti simmetriciUO sporgenti non simmetriciI interniRI interni elementi irrigiditiRUO elementi irrigiditi sporgenti non simmetrici

5.4.3 Parametri di snellezza

(1) La suscettibilità di un elemento piano non irrigidito nei confronti dell’instabilità locale èdefinita mediante il parametro β, che assume i seguenti valori:

a) elementi piani sporgenti o elementi interni senzagradiente di tensione β = b/t

b) elementi interni con gradiente di tensione taleda dare luogo ad un asse neutro baricentrico β = 0,40 b/t, oppure β = 0,40 d/t

c) per ogni altro gradiente di tensione β = g b/t oppure β = g d/tdove:b è la larghezza di un elemento;t è lo spessore dell’elemento;d è l’altezza di un elemento d’anima in una trave;g è il coefficiente del gradiente di tensione.

il parametro g è fornito dalle seguenti espressioni:

g = 0,70 + 0,30Ψ (1 > Ψ > -1), (5.7)

g = 0,80/(1 - Ψ) (Ψ ≤ -1), vedere figura 5.4 (5.8)

dove:Ψ è il rapporto tra il valore della tensione in corrispondenza dei bordi dell’elemento

piano considerato e la massima tensione di compressione. In generale, l’asseneutro dovrebbe essere assunto come asse neutro elastico, ma nel controllare seuna sezione è di classe 2 è lecito fare riferimento all'asse neutro plastico.

a) b)( (


figura 5.2 Valori di g per elementi piani interni soggetti a gradiente di tensione. Si adoperi la curva A perelementi interni o sporgenti (con tensione di compressione massima all’attacco). Si adoperi la curvaB per elementi sporgenti (con tensione di compressione massima all’estremità)

(2) Quando si considera la suscettibilità di un elemento piano irrigidito all’instabilità locale,dovrebbero essere considerati tre possibili modi instabili, come illustrato nella figura 5.3. Ivalori di β dovrebbero essere ricavati separatamente per ciascun modo. I modi sono:

a) Modo 1: l’elemento irrigidito si instabilizza globalmente, sicché l’irrigidimento sideforma con la stessa curvatura dell’elemento che irrigidisce.

b) Modo 2: i sotto-elementi e l’irrigidimento si instabilizzano singolarmente, lasciandosulla stessa linea i loro punti di congiunzione.

c) Modo 3: questo modo è una combinazione dei modi 1 e 2, in cui le forme instabili deisotto-elementi sono sovrapposte alla forma instabile dell’intero elemento. Ciò èmostrato nella figura 5.3 c).

I valori di β sono determinati nella maniera seguente:

figura 5.3 Modi instabili per elementi piani irrigiditiLegenda:1 Imbozzamenti dei sotto-elementi2 Imbozzamenti dell’intero elemento


1) Modo 1, compressione uniforme, irrigidimento di riferimento:

Qualora l’irrigidimento sia una nervatura o un irrigidimento di bordo, realizzato su diun solo lato, di spessore pari allo spessore t dell’elemento,

(5.9)

dove:η è fornita dalle espressioni 5.9a, b o c, oppure è ricavata dalla figura 5.4 a), b)

o c). In questa figura, l’altezza c della nervatura o della piegatura è misurata incorrispondenza della superficie interna dell’elemento piano.

[Figura 5.4 a)] (5.9a)

[Figura 5.4 b)] (5.9b)

[Figura 5.4 c)] (5.9c)

2) Modo 1, compressione uniforme, irrigidimento non di riferimento:

Quale che sia l’irrigidimento con una forma diversa da quello di riferimento, l’irrigidi-mento effettivamente presente è sostituito con una nervatura o con un irrigidimento dibordo equivalente avente lo stesso spessore (t ) dell’elemento. Il valore di c per lanervatura equivalente o per l’irrigidimento di bordo equivalente è scelto in manieratale che il suo momento d’inerzia rispetto al piano medio dell’elemento sia pari aquello dell’irrigidimento non di riferimento rispetto allo stesso piano.

3) Modo 1, compressione uniforme, irrigidimento complesso:

Per irrigidimenti con forme inusuali per i quali non sia possibile ricondursi al metododescritto al punto precedente,

(5.10)

σcr è la tensione critica elastica dell’elemento irrigidito assumendo che i bordi sianosemplicemente appoggiati;

σcr0 è la tensione critica elastica dell’elemento non irrigidito assumendo che i bordisiano semplicemente appoggiati.

4) Modo 1, gradiente di tensione:

Il valore di β è fornito dall’espressione 3) sopra riportata, dove σcr e σcr0 si riferisconoin questo caso alla tensione presente sul bordo dell’elemento maggiormentecompresso.

5) Modo 2:

Il valore di β è ricavato separatamente per ciascun sotto-elemento, in accordocon 5.4.3(1)a).

(3) La suscettibilità all’instabilità locale di un elemento interno non irrigidito e con piccolacurvatura, è definita mediante la seguente espressione del parametro β:

(5.11)

dove:R raggio di curvatura in corrispondenza del piano medio;b sviluppo della larghezza dell’elemento in corrispondenza del suo piano medio;t spessore.

β ηbt---=

η 1

1 0,1 c t⁄ 1–( )2+-------------------------------------------------=

η 1

1 2,5c t⁄ 1–( )2

b t⁄--------------------------+

-------------------------------------------------=

η 1

1 4,5c t⁄ 1–( )2

b t⁄--------------------------+

-------------------------------------------------=

β bt---

σcr0

σcr---------- 0,4

=

β bt---

1

1 0,006b4

R2t 2------------+

------------------------------------------=


Le indicazioni riportate sopra sono valide se R/b > 0,1b/t. Le sezioni che contengonoelementi con curvatura più marcata richiedono studi particolari oppure accettazione permezzo di prove.

(4) La suscettibilità all’instabilità locale di un tubo circolare in parete sottile, sia uniforme-mente compresso che inflesso, è definita mediante la seguente espressione delparametro β:

(5.12)

dove:D diametro del piano medio del tubo

figura 5.4 Valori di η per elementi irrigiditi

β 3 Dt----=


5.4.4 Classificazione degli elementi

(1) La classificazione degli elementi nelle sezioni trasversali dipende dai valori assunti dalparametro di snellezza β nella maniera seguente:

(2) I valori di β1, β2, β3 sono forniti dal prospetto 5.1.

prospetto 5.1 Parametri di snellezza β1, β2 e β3

dove:fo è espressa in N/mm2.

(3) Nel prospetto, un elemento è considerato saldato se contiene saldature in corrispon-denza di un bordo o di un qualsiasi punto lungo lo sviluppo della sua larghezza.Comunque, le sezioni trasversali di una membratura che non contengono saldaturepossono essere considerate come non saldate anche se la membratura è saldata inqualunque altro punto lungo lo sviluppo della sua lunghezza.

(4) Si noti che in un elemento saldato la classificazione non dipende dall’estensionedella HAZ.

(5) Nella classificazione degli elementi appartenenti alla flangia di una membraturainflessa, se gli elementi stessi sono tensionalmente meno sollecitati rispetto alle fibremaggiormente sollecitate presenti nell’intera sezione, è consentito utilizzare una diversa

espressione di . In questa espressione, z1 è la distanza delle fibre maggior-

mente sollecitate dall'asse neutro elastico della sezione efficace, mentre z2 è la distanzadell'elemento considerato dall'asse neutro elastico della sezione efficace. z1 e z2

dovrebbero essere valutati sulla sezione efficace mediante un procedimento iterativo(almeno due passi).

5.4.5 Instabilità locale

(1) L’instabilità locale nelle membrature di classe 4 è generalmente portata in conto sosti-tuendo la sezione reale con una sezione efficace. La sezione efficace è determinataadoperando un coefficiente di instabilità locale ρc, mediante il quale viene ridotto lo

Elementi appartenenti a membrature inflesse

Elementi appartenenti a membrature compresse

β ≤ β1 : classe 1 β ≤ β2 : classe 1 o 2

β1 < β ≤ β2 : classe 2 β2 < β ≤ β3 : classe 3

β2 < β ≤ β3 : classe 3 β2 < β : classe 4

β3 < β : classe 4

Elementi β1 β2 β3

Trattati termica-mente e

non saldati

Trattati termica-mente e saldati, oppure

non trattati termica-mente e

non saldati

Non trattati

termica-mente e saldati


non saldati



non saldati

Non trattati



non saldati



non saldati

Non trattati


Sporgenti 3 ε 2,5 ε 2 ε 4,5 ε 4 ε 3 ε 6 ε 5 ε 4 ε

Interni 11 ε 9 ε 7 ε 16 ε 13 ε 11 ε 22 ε 18 ε 15 ε

ε 250 f o⁄=

ε250z1

f oz2----------------=


spessore della sezione reale. ρc è applicato a qualsiasi elemento di classe 4 aventespessore costante che sia interamente o parzialmente compresso. Per elementi che nonhanno uno spessore uniforme, si deve ricorrere ad uno studio particolare da parte delprogettista.

(2) Il coefficiente ρc è calcolato separatamente per ciascun elemento della sezione chedifferisca dagli altri in termini di rapporto β/ε, dove β è fornito in 5.4.3 ed ε è definitoin 5.4.4.

(3) I valori di ρc sono i seguenti.

a) Elementi piani sporgenti appartenenti a sezioni trasversali simmetriche (figura 5.1):

- trattati termicamente, non saldati:

ρc = 1,0 quando β/ε ≤ 6,

ρc = 10/(β/ε) - 24/(β/ε)2 quando β/ε > 6.

- Trattati termicamente e saldati, non trattati termicamente e non saldati:


ρc = 9/(β/ε) - 20/(β/ε)2 quando β/ε > 5.

- Non trattati termicamente e saldati:


ρc = 8/(β/ε) - 16/(β/ε)2 quando β/ε > 4.

b) Per elementi piani sporgenti appartenenti a sezioni trasversali non simmetriche (figura5.1), ρc è fornito dalle espressioni sopra riportate relative ad elementi piani sporgentiappartenenti a sezioni simmetriche, ma non può essere maggiore di 120/(β/ε)2.

c) Elementi piani interni o tubi circolari:

- trattati termicamente e non saldati:


ρc = 32/(β/ε) - 220/(β/ε)2 quando β/ε > 22.

- Trattati termicamente e saldati, non trattati termicamente e non saldati:


ρc = 29/(β/ε) - 198/(β/ε)2 quando β/ε > 18.

- Non trattati termicamente e saldati:


ρc = 25/(β/ε) - 150/(β/ε)2 quando β/ε > 15.

d) Elementi irrigiditi: è necessario considerare tutti i possibili modi instabili, e scegliere ilminimo valore di ρc. Nel caso di modi instabili di tipo 1, il fattore ρc dovrebbe essereapplicato sia all’area della nervatura che allo spessore del piatto di base.

(4) Le relazioni tra ρc e β/ε sono riassunte nella figura 5.5.

(5) Per la determinazione di ρc in sezioni a cui sia richiesto di resistere a flessionebiassiale oppure alla combinazione di flessione e sforzo assiale, vedere Sezione 5.9.


figura 5.5 Relazione tra ρc e β/ε per elementi interni, elementi sporgenti e tubi circolariLegenda:A. Non saldati e trattati termicamente (ht)B. Saldati e ht, non saldati e non htC. Saldati e non trattati termicamenteD Elementi sporgentiE Elementi sporgenti simmetriciF Elementi sporgenti non simmetriciG Elementi interni e tubi circolari

5.5 Addolcimento (softening) nelle HAZ in prossimità delle saldature

5.5.1 Generalità

(1)P Nel progetto di strutture saldate in cui si utilizzano leghe strutturali ad alta resistenza,è necessario tenere in conto la riduzione delle capacità di resistenza che ha luogo inprossimità delle saldature. La riduzione riguarda maggiormente la tensione al limiteelastico convenzionale corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% piuttosto chela tensione ultima. La zona condizionata dall’addolcimento (softening) si estende nelleimmediate vicinanze della saldatura, al di là della quale le capacità di resistenza della legatornano rapidamente ai valori assunti nelle zone prive di saldature.

(2) Nei calcoli di progetto si assume che per tutta l’estensione delle zone termicamentealterate (HAZ) le capacità di resistenza siano ridotte della stessa entità mediante unfattore ρhaz costante. La severità dell’addolcimento (softening), così come definito attra-verso il fattore ρhaz, è trattata in 5.2.2.

L’estensione della HAZ, definita mediante una distanza bhaz dal bordo della saldatura, èvalutata in 5.5.3.

(3)Talvolta è possibile mitigare gli effetti dell’addolcimento (softening) presente nelle HAZmediante processi di invecchiamento artificiale attuati a saldatura avvenuta.

5.5.2 Severità dell’addolcimento (softening)

(1) Le resistenze caratteristiche f0, fa e fv nelle HAZ sono calcolate in una maniera similea quella indicata in 5.3.5, ma sono poi moltiplicate per un opportuno valore del fattore ρhaz,fornito dal prospetto 5.2. Questi valori si riferiscono ai tipici campi di variabilità delle leghestrutturali.

Nelle leghe della serie 7xxx, i valori del fattore ρhaz sono influenzati dalla natura delletensioni nelle HAZ. Nel prospetto 5.2, sono riportati due valori:

a) si applica in presenza di tensione di trazione agente trasversalmente rispetto all'assedi una saldatura di testa o a cordone d’angolo;


b) si applica per tutte le altre condizioni, per esempio per una tensione longitudinale, unatensione di compressione agente trasversalmente, oppure per una tensione di taglio.

figura 5.6 Estensione delle zone termicamente alterate (HAZ)Legenda:1 Se questa distanza risulta minore di 3 bhaz si assume che la HAZ si estenda per l’intera

larghezza della flangia

(2) I valori forniti nel prospetto 5.2 sono validi solo dopo che è trascorso un assegnatonumero di giorni dall’esecuzione della saldatura, ammesso che il materiale sia statomantenuto ad una temperatura non minore di 10 °C:

leghe della serie 6xxx 3 giorni

leghe della serie 7xxx 30 giorni.

Se dopo l’esecuzione della saldatura il materiale è mantenuto ad una temperatura minoredi 10 °C, il tempo di recupero è prolungato. In questo caso, ci si dovrebbe avvalere dellaconsulenza del fabbricante.

(3) La severità dell’addolcimento (softening) può essere portata in conto o mediante ilvalore assunto dalla resistenza caratteristica nelle HAZ, come fatto per il materiale dibase, oppure riducendo l'area su cui agisce lo sforzo. In tal modo, la resistenza caratteri-stica nel caso semplice di una sezione rettangolare interessata dall’addolcimento(softening) presente nelle HAZ, può essere espressa come (faρhaz)A oppurecome fa(Aρhaz).

5.5.3 Estensione delle HAZ

(1) Si assume che le HAZ si estendano in una qualunque direzione per una distanza,computata a partire dalla saldatura, pari a bhaz ; tale distanza è misurata nella manieraseguente (vedere figura 5.6):

a) in direzione trasversale a partire dalla linea d’asse, nelle saldature continue di testa;

b) in direzione trasversale a partire dal punto di intersezione delle superfici saldate, nellesaldature a cordone d’angolo;


c) in direzione trasversale a partire dal punto di intersezione delle superfici saldate, nellesaldature di testa utilizzate in collegamenti ad angolo, a T, a croce;

d) in una qualsiasi direzione radiale a partire dall’estremità di una saldatura.

(2) I contorni della HAZ dovrebbero essere, generalmente, definiti mediante linee retteortogonali alla superficie metallica, particolarmente quando le saldature interessanoelementi in parete sottile. Comunque, quando si esegue una saldatura superficiale traparti spesse, è consentito assumere per le HAZ un contorno curvilineo di raggio bhaz,come mostrato nella figura 5.6.

prospetto 5.2 Fattore di addolcimento (softening) per le HAZ (ρhaz)

(3) Per una saldatura effettuata con procedimento tipo MIG su un materiale non trattatotermicamente, con raffreddamento fino a 60 °C o meno tra una passata di saldatura el’altra, i valori di bhaz sono i seguenti:

0 < t ≤ 6 mm: bhaz = 20 mm

6 < t ≤ 12 mm: bhaz = 30 mm

12 < t ≤ 25 mm: bhaz = 35 mm

t > 25 mm: bhaz = 40 mm

(4) Per spessori >12 mm, ci può essere un effetto della temperatura, in quanto il raffred-damento tra una passata di saldatura e l’altra, può eccedere i 60 °C, a meno che non visia uno stretto controllo della qualità del processo. Bisogna tener presente che l’ampiezzadella zona termicamente alterata è maggiore.

(5) Le figure sopra riportate sono valide per saldature continue di testa (con due validipercorsi di diffusione del calore) o a saldature a cordone d’angolo per collegamenti a T(con tre validi percorsi di diffusione del calore) nel caso di leghe delle serie 6xxx o 7xxx,o leghe della serie 5xxx nello stato incrudito.

(6) Per saldature con procedimento TIG, l’estensione della HAZ è maggiore, in quanto laquantità di calore fornita è maggiore di quella fornita per saldature con procedimento MIG.Per saldature con procedimento TIG che siano continue di testa oppure a cordoned’angolo, effettuate su leghe delle serie 6xxx, 7xxx oppure leghe della serie 5xxx allo statoincrudito, il valore di bhaz è fornito da [vedere 6.6.1(2)]:

0 < t ≤ 6mm: bhaz = 30 mm

Per tutte le leghe fornite sotto forma di prodotti estrusi, lamiere, piatti, tubi trafilati e prodotti fucinati negli stati O ed F, ρhaz = 1,0.

Prodotti estrusi, lamiere, piatti, tubi trafilati e prodotti fucinati nelle leghe delle serie 6xxx e 7xxx e negli stati T4, T5 e T6:

Serie della lega

6xxxx

7xxx

Stato

T4T5T6

T6

ρhaz (saldatura con procedi-mento MIG)

1,00,650,65

0,80a)

1,0b)

ρhaz (saldatura con procedi-mento TIG)

--0,600,50

0,60a)

0,80b)

Lamiere, piatti e prodotti fucinati nelle leghe delle serie 5xxx, 3xxx e 1xxx [nello stato incrudito (H)]

Serie della lega

5xxx

3xxx

1xxx

Stato

H22H24

H14, 16, 18

H14

ρhaz (saldatura con procedi-mento MIG)

0,860,80

0,60

0,60

ρhaz (saldatura con procedi-mento TIG)

0,860,80

0,60

0,60

a), b) Per la definizione di a) e b) vedere 5.5.2 (1).


(7) Nel caso in cui due o più saldature siano ravvicinate, le loro HAZ si sovrappongono. Inquesto caso, si assume che esista una sola HAZ per l’intero gruppo di saldature. Quandouna saldatura è localizzata troppo vicino al bordo libero di un elemento sporgente, ladispersione di calore è meno efficace. Ciò accade quando la distanza del bordo dellasaldatura dal bordo libero è minore di 3bhaz. In queste circostanze si assume che l’interalarghezza dell’elemento sporgente sia soggetta al fattore ρhaz.

(8) Altri fattori che influenzano il valore di bhaz sono indicati di seguito:

a) Influenza di temperature maggiori di 60 °CQuando si effettuano saldature con più passate, ci potrebbe essere un incrementodella temperatura indotto dal succedersi delle passate. Ciò si traduce in un aumentodell'estensione della HAZ. Se si assume pari a T1(°C) la temperatura tra una passatadi saldatura e la successiva, temperatura che dovrebbe essere compresa tra 60 °C e120 °C, si assume a vantaggio di sicurezza che, per le leghe delle serie 6xxx, 7xxx odella serie 5xxx allo stato incrudito, bhaz sia moltiplicato per un fattore α2, definito nellamaniera seguente:

leghe 6xxx α2 = 1 + (T1 - 60)/120

leghe 7xxx α2 = 1 + 1,5(T1 - 60)/120.

Se si desidera un valore meno conservativo di α2, si ricorre a prove di durezza suprovini, dalle quali si deduce la reale estensione della HAZ. La massima temperaturaraccomandata per effettuare saldature tra leghe di alluminio è pari a 120 °C.

b) Elementi dotati di spessori differentiSe gli elementi da collegare mediante saldatura non hanno un medesimo spessore t,è a vantaggio di sicurezza assumere che, in tutte le espressioni riportate sopra, t sialo spessore medio di tutti gli elementi. Ciò è valido solo finché lo spessore medio noneccede lo spessore minimo di oltre 1,5. Per variazioni dello spessore maggiori,l'estensione della HAZ dovrebbe essere determinata mediante prove di durezza suprovini.

c) Variazioni nel numero dei percorsi di caloreSe i collegamenti tra gli elementi sono realizzati mediante saldature a cordoned’angolo, ma hanno un numero di percorsi di diffusione del calore (N ) diverso dai tresopra indicati in (5), si moltiplica il valore di bhaz per 3/N.

5.6 Resistenza delle travi

5.6.1 Generalità

(1)P Le seguenti resistenze devono essere generalmente verificate:

a) flessione (vedere 5.6.2), includendo, ove necessario, la riduzione indotta dal taglioche accompagna la flessione (vedere 5.6.4);

b) taglio (vedere 5.6.3);

c) alla resistenza dell’anima (vedere 5.6.5);

d) all’instabilità flesso-torsionale (vedere 5.6.6).

(2)P Si deve tenere opportunamente in conto la classe della sezione trasversale (vedere5.4), la presenza di eventuali zone termicamente alterate (vedere 5.5) e la necessità diportare in conto la presenza di fori (vedere 5.3).

(3)P Per le membrature che devono resistere a combinazioni di momento flettente esforzo assiale, si deve fare riferimento a 5.9.

(4) Il caso della flessione biassiale è trattato in 5.6.7 oppure, se in combinazione con losforzo assiale, in 5.9.

5.6.2 Resistenza a flessione uniassiale

5.6.2.1 Basi

(1) In assenza di azione tagliante, il valore del momento resistente di progetto a flessioneMRd dovrebbe essere il minore tra Ma,Rd e Mc,Rd,


dove:

Ma,Rd = faWnet/γM2 (5.13)

è relativo a una sezione netta e

Mc,Rd = foαWel/γM1 (5.14)

è relativo a una generica sezione trasversale,dove: α è il fattore di forma, vedere il prospetto 5.3;Wel è il modulo elastico della sezione lorda (vedere 5.6.2.2);Wnet è il modulo elastico della sezione netta che tiene conto dei fori e dell’addolcimento

(softening) presente nelle HAZ, se la sezione è saldata.

prospetto 5.3 Valori del fattore di forma α

Nel prospetto 5.3 i vari moduli della sezione trasversale W e α3,u α3,w sono così definiti:

Wpl modulo plastico della sezione lorda;

Weff modulo elastico della sezione efficace, ottenuto adoperando uno spessore ridottoteff per elementi di classe 4 (vedere 5.6.2.2);

Wele modulo elastico efficace della sezione lorda, ottenuto adoperando uno spessoreridotto ρhazt per il materiale alterato termicamente (vedere 5.6.2.2);

Wple modulo plastico efficace della sezione lorda, ottenuto adoperando uno spessoreridotto ρhazt per il materiale alterato termicamente (vedere 5.6.2.2);

Weffe modulo elastico della sezione efficace, ottenuto adoperando il minore tra lospessore ridotto teff relativo agli elementi di classe 4 e lo spessore ridotto ρhaztrelativo al materiale alterato termicamente (vedere 5.6.2.2);

α3,u = 1 oppure, in alternativa, può essere assunto come:

(5.15)

α3,w = Wele/Wel oppure, in alternativa, può essere calcolato come:

(5.16)

dove:β è il parametro di snellezza dell’elemento della sezione maggiormente suscettibile

di instabilità;β2 e β3 sono i valori limite per quello stesso elemento, in accordo al prospetto 5.1.

(2) Per la combinazione di momento flettente e taglio, fare riferimento a 5.6.4.

(3)P Oltre a ciò, deve essere verificata anche la resistenza della membratura all’instabilitàflesso-torsionale, vedere 5.6.6.

5.6.2.2 Sezione di calcolo

(1) La terminologia adoperata in 5.6.2.1 è la seguente:

a) per sezione netta si intende la sezione alla quale sono stati detratti i fori e nella qualesi porta in conto la resistenza ridotta del materiale in prossimità delle saldature, inmodo da considerare l’addolcimento (softening) presente nelle HAZ, se la sezione èsaldata;

Classe Sezioni non saldate Sezioni saldate

1234

Wpt/Wel, ma vedere appendice GWpt/Welα3,u

Weff/Wel

Wple/Wel, ma vedere appendice GWple/Welα3,w

Weffe/Wel

α3,u 1β3 β–

β3 β2–----------------- W pl

W el---------- 1– +=

α3,wW ele

W el------------

β3 β–

β3 β2–----------------- W ple W ele–

W el------------------------------- +=


b) per sezione efficace si intende la sezione in cui si portano in conto sia l’addolcimento(softening) presente nelle HAZ che l’instabilità locale, ma non si apportano riduzioniper la presenza dei fori.

(2) Nei precedenti punti a) e b), generalmente, per i diversi elementi presenti nellasezione, si dovrebbero portare in conto le riduzioni della resistenza del materiale nelseguente modo:

a) Elementi di classe 4 privi di effetti indotti da HAZ. Per la parte compressadell’elemento, si assume un valore teff = ρct, in cui ρc è fornito dalle espressioniriportate in 5.4.5.

b) Elementi di classe 1, 2 o 3 in cui sono presenti effetti indotti dalle HAZ. Per le partidell’elemento che risentono degli effetti indotti dall’addolcimento (softening), siconsidera un valore ρhaz t, dove il valore di ρhaz e l’estensione della zona soggetta adaddolcimento (softening) sono fornite dalle espressioni riportate in 5.5.2 e 5.5.3.

c) Elementi di classe 4 in cui sono presenti effetti indotti da HAZ. La riduzione che siconsidera è la minore tra corrispondente allo spessore ridotto teff e quella corrispon-dente allo spessore ridotto ρhazt nella zona soggetta ad addolcimento (softening) econ spessore pari a teff nella rimanente parte dell’elemento.

d) Nel caso di elementi irrigiditi, il fattore ρhaz dovrebbe essere applicato all'areadell’irrigidimento così come allo spessore del piatto di base.

e) Per un elemento saldato appartenente ad una sezione di classe 3 o 4, si puòassumere un valore meno conservativo dello spessore operando nella manieraseguente:

1) L’addolcimento (softening) dovuto alle HAZ è ignorato per il materiale posto aduna distanza minore di ρhazy1 rispetto dall’asse neutro elastico della sezione lorda,dove y1 è la distanza dall’asse neutro delle fibre estreme della sezione.

2) Per il materiale delle HAZ ad una distanza y (>ρhazy1) dall'asse neutro, il fattoreρhaz può sostituirsi con il valore kzy, calcolato nel seguente modo:

kzy = ρhaz + 1 - y/y1

5.6.3 Resistenza a taglio

(1) Il valore di progetto della forza di taglio VEd dovrebbe soddisfare la seguente relazionein ciascuna sezione trasversale:

VEd ≤ Vc,Rd (5.17)

dove:Vc,Rd è la resistenza di progetto della sezione trasversale, dipendente dalla

classificazione della sezione a taglio (vedere 5.10.5), ed è calcolata come:

(2) sezioni di classe 1, 2 o 3

Vc,Rd = Avfv/γM1

dove:Av è l’area a taglio, fornita dalle seguenti relazioni:

a) per sezioni con anime che lavorano a taglio

(5.18)

dove: dz è l’altezza totale del materiale appartenente alle HAZ che si trova all’interno

dell’altezza netta dell’anima compresa tra le flange. Per sezioni non saldate,ρhaz = 1;

D è l’altezza globale della sezione misurata tra le superfici esterne delle flange;tw è lo spessore dell’anima;N è il numero delle anime.

Av 0,8D t w( )i 1 ρhaz–( )d z t w( )i–[ ]1

N

∑=


b) per barre piene e tubi circolari

Av = ηvAe (5.19)

dove:ηv 0,8 per barre solide;ηv 0,6 per tubi circolari.

Ae è l'area di una sezione non saldata, mentre, per una sezione saldata, è l'area dellasezione efficace, ottenuta considerando uno spessore ridotto ρhazt per il materiale delleHAZ.

(3) Sezioni di classe 4

Le sezioni di classe 4 sono trattate in 5.12.4 - 5.12.6

5.6.4 Combinazione di flessione e taglio

(1)P Il momento resistente teorico di una sezione trasversale è ridotto dalla presenza deltaglio. Questa riduzione, per bassi valori della forza di taglio, è tanto piccola da poteressere trascurata. Comunque, quando la forza di taglio supera la metà della resistenza ataglio, si deve tenere in conto il suo effetto sul momento resistente.

(2) In tutti i casi in cui il valore di progetto della forza di taglio VEd non ecceda il 50% dellaresistenza di progetto a taglio Vpl,Rd , non è necessario apportare alcuna riduzione alvalore del momento resistente fornito in 5.6.2.1.

(3) Quando VEd eccede il 50% del valore di Vpl,Rd, il momento resistente di progetto dellasezione trasversale dovrebbe essere ridotto a Mv,Rd, momento resistente plastico diprogetto ridotto per effetto del taglio, ed è calcolato nel seguente modo:

a) per l’area che lavora taglio il contributo alla resistenza della sezione trasversale neiconfronti del momento flettente è basato su un valore ridotto della resistenza delmateriale fow, fornito da:

(5.20)

b) Nel caso di sezioni ad I inflesse a flange uguali e di classe 1, 2 o 3, il valore risultantedi Mv,Rd è pari a:

(5.21)

(4) Per sezioni inflesse di classe 4 oppure per sezioni affette dall’addolcimento (softening)presente nelle HAZ, il valore di α dovrebbe essere ricavato facendo riferimento allasezione di calcolo adoperata nella determinazione di Mc,Rd (vedere 5.6.2.2).

5.6.5 Resistenza dell’anima

(1) Il presente punto riguarda il progetto di anime soggette a forze localizzate indotte dacarichi concentrati o da reazioni applicate alla trave. Per le anime non irrigidite, taleargomento è trattato in 5.12.

(2) Per le anime irrigidite trasversalmente, la sezione dell'irrigidimento, ove disposto,dovrebbe essere almeno di classe 2. Esso può essere progettato a vantaggio di sicurezzaassumendo l'ipotesi che sopporti l’intero carico, senza collaborazione dell’anima: in talcaso l’irrigidimento è calcolato alla stregua di una membratura compressa (vedere 5.8),verificandolo all’instabilità fuori dal piano ed allo schiacciamento locale, e considerando,se necessario, gli effetti flessionali (vedere 5.9). In alternativa, più economicamente, unirrigidimento può essere progettato facendo riferimento alle prescrizioni riguardanti ilprogetto degli irrigidimenti di travi a parete piena (vedere 5.12).

5.6.6 Instabilità flesso-torsionale

5.6.6.1 Generalità

(1)P Tutte le travi, a parte le dovute eccezioni elencate in 5.6.6.2, dovrebbero essereverificate nei confronti di un possibile collasso per instabilità flesso-torsionale.

f ow f 0 1 V Ed V pl Rd,⁄( )– 2=

M v Rd, t fb f hs t f–( ) f 0

γM1---------

t whw2

4------------

f ow

γM1--------+=


(2) Per ciascuna trave, tutti i tratti non controventati collocati tra sezioni alle quali sonoapposti vincoli allo spostamento laterale, dovrebbero soddisfare la seguente condizione:

Med ≤ Mb,Rd (5.22)

dove il momento resistente di progetto all’instabilità vale Mb,Rd = fsαWel,y/γM1

Wel,y è il modulo elastico della sezione lorda, senza portare in conto alcuna riduzione pereffetto dell’addolcimento (softening) delle HAZ, dell’instabilità locale o dei fori. Il valore diα è fornito dal prospetto 5.3, ed è soggetto alla limitazione α ≤ Wpl/We,y. fs è la tensione diinstabilità flesso-torsionale (vedere 5.6.6.3).

5.6.6.2 Eccezioni

(1) Non è necessario procedere alla verifica di instabilità flesso-torsionale ogni volta chesi verifichi una delle seguenti circostanze:

a) flessione intorno all’asse principale di inerzia minore;

b) trave completamente vincolata nei confronti degli spostamenti laterali per tutta la sualunghezza;

c) parametro di snellezza adimensionale (vedere 5.6.6.3), calcolato con riferimentoa tratti compresi tra sezioni efficacemente vincolate allo spostamento laterale, minoredi 0,4.

5.6.6.3 Tensione di instabilità

(1) La tensione fs all’instabilità flesso-torsionale, relativamente ad un opportuno valore delparametro di snellezza adimensionale , può essere ottenuta dalla formula:

fs = χLTf0 (5.23)

nella quale χLT è dedotto dalla figura 5.7, oppure dall’espressione:

(5.24)

figura 5.7 Fattore di riduzione χLT per l’instabilità flesso-torsionaleLegenda:A Sezione trasversale di classe 1 e 2B Sezione trasversale di classe 3 e 4

(5.25)

(2) I valori di αLT e dovrebbero essere assunti pari a:

αLT = 0,10 e = 0,6 per sezioni trasversali di classe 1 e 2 αLT = 0,20 e = 0,4 persezioni trasversali di classe 3 e 4.

λLT

λLT

χLT1

φLT φLT2 λLT

2–+-------------------------------------------=

φLT 0,5 1 αLT λLT λ0,LT–( ) λLT2+ +[ ]=

λ 0 LT,

λ 0 LT, λ 0 LT,


(3) Il valore può essere ottenuto dall’equazione dove:α è dedotto dal prospetto 5.3, con la limitazione α ≤ Wpl/Wel,y;Mcr è il momento critico elastico per l’instabilità flesso-torsionale, (vedere

appendice H).

(4) Conservativamente, il valore di può essere ottenuto dall’equazione:

(5.26)

dove:

λLT = l/iz

l è la lunghezza di libera inflessione per l’instabilità flesso-torsionale;iz è il minimo raggio di inerzia della sezione trasversale lorda.

(5) Per le sezioni a I e a C contemplate dal prospetto 5.4, il valore di λLT può esserericavato dall’espressione:

(5.27)

dove:D è l’altezza globale della sezione;t2 è lo spessore della flangia;X e Y sono coefficienti ottenuti dal prospetto 5.4. È a vantaggio di sicurezza assumere

X = 1,0 e Y = 0,05.

Qualora l’irrigidimento di flangia in una sezione a I o a C non sia della stessa identicaforma mostrata nel prospetto 5.4 (irrigidimenti di bordo semplici), è ancora possibilecalcolare λLT ricorrendo all’espressione riportata sopra, ammesso che X e Y assumano lostesso valore che assumerebbero per un irrigidimento di bordo semplice equivalente,avente la stessa altezza interna C, mentre iz è determinato in relazione alla sezione con ilsuo effettivo irrigidimento.

Nei seguenti casi, per calcolare un valore appropriato di λLT o di Mcr, si dovrebbe fare riferi-mento all’appendice H.

a) Travi a mensola.

b) Travi con sezioni trasversali dotate di simmetria soltanto rispetto all’asse minore.

c) Travi soggette a carichi verticali.

d) Travi soggette a differenti momenti di estremità.

Per tutti gli altri casi, si può assumere l pari alla distanza tra le sezioni efficacementevincolate allo spostamento laterale.

5.6.6.4 Vincoli laterali efficaci

(1) I sistemi controventanti che forniscono un vincolo nei confronti dello spostamentolaterale dovrebbero essere progettati nell’ipotesi che la forza laterale totale esercitata dauna flangia compressa, sotto l’azione dei carichi di progetto, ripartita tra i punti di vincoloin ciascun tratto, sia pari al 3% del valore dell’azione di compressione in quella flangia.

(2) La dove una serie di due o più travi parallele richieda dei vincoli allo spostamentolaterale, non è sufficiente collegare semplicemente tra loro le flange compresse, inmaniera da renderle mutuamente dipendenti. Un grado di vincolo adeguato è assicuratosoltanto ancorando i collegamenti ad un supporto robusto e indipendente, oppure realiz-zando un sistema controventante a maglie triangolari. Se il numero di travi parallele èmaggiore di tre, è sufficiente progettare il sistema di vincolo in modo tale che resista allasomma delle forze laterali derivanti dalle sole tre forze di compressione più elevate.

λLT λLTαW el,yf o

M cr----------------------=

λLT

λLT λLT 1π---

f o

E-----=

λLTX L i z⁄

1 YL i z⁄D t 2⁄------------- +

14---

------------------------------------------=


5.6.7 Flessione biassiale

(1) Le membrature soggette a flessione intorno ad entrambi gli assi principali possonoessere progettate utilizzando le prescrizioni riportate in 5.9.4, osservando però che, inesse, dovrebbe essere eliminato il termine in NEd.

prospetto 5.4 Instabilità flesso-torsionale delle travi, coefficienti X e Y1)

5.7 Resistenza delle membrature tese

5.7.1 Generalità

(1)P Per le membrature soggette a trazione assiale, il valore di progetto della forza ditrazione NSd in corrispondenza di ciascuna sezione trasversale deve soddisfare larelazione:

NEd ≤ N t,Rd (5.28)

t1 = t2

t1 = t2

1) Le espressioni di X e di Y sono valide per 1,5 ≤ D/B ≤ 4,5, 1 ≤ t2/t1 ≤ 2 e 0 ≤ C/B ≤ 0,5.

X 0,90 0,03 D/B 0,04 t2/t1+–=

Y 0,05 0,010 D/B t2/t1 1–( )–=

X 0,94 D/B 0,03 0,07 C/B–( )– 0,3 C/B–=

Y 0,05 0,06 C/D–=

X 0,95 0,03 D/B 0,06 t2/t1+–=

Y 0,07 0,014 D/B t2/t1 1–( )–=

X 1,01 D/B 0,03 0,06 C/B–( )– 0,3 C/B–=

Y 0,07 0,10 C/D–=


dove:Nt,Rd è la resistenza di progetto a trazione della sezione trasversale, pari al minore tra i

due valori corrispondenti rispettivamente a:

a) snervamento generalizzato dell’intera membratura (vedere 5.7.2);

b) rottura locale in corrispondenza di una sezione critica (vedere 5.7.3).

(2) Per gli angolari collegati su una sola ala fare riferimento alla Sezione 6: Collegamenti.Si dovrebbero applicare considerazioni simili anche ad altri tipi di sezioni collegate attra-verso elementi sporgenti, come per esempio le sezioni a T e a C.

(3) Per il caso dei fori sfalsati vedere 5.3.3(3).

5.7.2 Snervamento generalizzato

(1) Il valore Nt,Rd è basato sulla generica sezione trasversale della membratura lungo ilsuo sviluppo longitudinale, ignorando l’effetto dei collegamenti di estremità, dei forioccasionali o di regioni localizzate soggette agli effetti presenti nelle HAZ. L’espressionedi Nt,Rd è la seguente:

N t,Rd = Agfo/γM1 (5.29)

dove:Ag è l’area della sezione trasversale lorda oppure di una sezione trasversale ridotta

che porti in conto l’addolcimento (softening) presente nelle HAZ. In quest’ultimocaso, Ag si ricava assumendo un’area ridotta pari a ρhaz volte l’area totale dellaHAZ, vedere 5.5.2;

fo è la resistenza caratteristica [vedere 5.3.5(2)];γM1 è il coefficiente parziale di sicurezza per il materiale [vedere 5.1.1(2)].

5.7.3 Rottura locale

(1) Il valore di Nt,Rd è calcolato, con riferimento alla sezione più sfavorita, nella manieraseguente:

N t,Rd = Anetfa/γM2 (5.30)

dove: fa è la resistenza caratteristica [vedere 5.3.5(2)];Anet è l’area della sezione netta, depurata dei fori; inoltre, quando necessario, si

applica anche la riduzione dovuta all’effetto dell’addolcimento (softening)presente nelle HAZ. Quest’ultima riduzione si basa sullo spessore ridotto ρhazt ;

γM2 è il coefficiente di sicurezza relativo al materiale [vedere 5.1.1(2)].

5.8 Resistenza delle membrature compresse

5.8.1 Generalità

(1)P Le membrature soggette a compressione assiale possono collassare secondo unadelle tre seguenti modalità:

a) Instabilità flessionale (vedere 5.8.4)

b) Instabilità torsionale (vedere 5.8.5)

c) Schiacciamento locale (vedere 5.8.6)

La verifica a) deve essere eseguita in ogni caso. La verifica b) generalmente è neces-saria, ma è possibile evitarla in alcuni casi. La verifica c) è necessaria solo per puntonitozzi che sono significativamente indeboliti localmente da fori o saldature.

(2) Per le membrature soggette a carichi combinati di compressione e flessione,vedere 5.9.


5.8.2 Classificazione delle sezioni nei riguardi della compressione assiale

(1) Prima di eseguire una qualsiasi delle verifiche richieste in 5.8.1, è necessario classi-ficare la sezione trasversale come sezione di classe 1, 2 o 3 oppure 4. La classificazioneè basata sulla classe meno favorevole tra quelle di tutti gli elementi che compongono lasezione, in accordo con quanto riportato in 5.4.4.

5.8.3 Resistenza all’instabilità globale

(1) Entrambe le verifiche a) e b) di cui in 5.8.1 dovrebbero soddisfare la condizione

NEd ≤ N b,Rd (5.31)

dove:Nb,Rd è la resistenza di progetto all’instabilità ed è pari a fsA/γM1;A è l’area lorda, senza alcuna riduzione per l’addolcimento (softening) presente

nelle HAZ, l’instabilità locale o la presenza di fori;fs è la tensione di instabilità per instabilità flessionale (5.8.4) o torsionale (5.8.5).

(2) Quando si valuta la tensione di instabilità flessionale fs, si dovrebbe considerare ilcollasso intorno ad entrambi gli assi principali, e sceglierne il valore minore.

5.8.4 Resistenza all’instabilità flessionale


(1) Il valore di fs in corrispondenza di un opportuno valore della snellezza non dimen-sionale può essere ottenuto tramite la seguente relazione:

fs = χηk1k2fo (5.32)

dove χ è fornito dalla figura 5.8 oppure dalla relazione:

(5.33)

α è un fattore di imperfezione, vedere il prospetto 5.6;è il limite del piano orizzontale, vedere il prospetto 5.6;

λ è la snellezza relativa all’asse considerato (vedere 5.8.4.2);

Ncr è il carico critico elastico per l’asse considerato;η è il fattore che permette di portare in conto una qualsiasi sezione efficace, ridotta

rispetto a quella lorda per effetto della presenza di elementi di classe 4; esso èfornito dalle seguenti relazioni:η = 1 per sezioni trasversali di classe 1, 2 o 3;η = Ae/A per sezioni trasversali di classe 4, con Ae = A - Ac(1 - ρc), Ac = area

dell’elemento di classe 4, ρc = tef/t per ciascun elemento di classe 4;k1 è un fattore che consente di portare in conto l’asimmetria della sezione

trasversale, ed è fornito dal prospetto 5.5;k2 è un fattore che consente di portare in conto gli effetti dell’indebolimento indotto

dalle saldature, ed è fornito dal prospetto 5.5.

Nota Per le sezioni trasversali di classe 4 che contengano materiale termicamente alterato (HAZ), Ac dovrebbeessere assunto pari al minore tra i valori precedentemente forniti o dedotti dal prospetto 5.5. Per le sezionitrasversali che contengono più di un elemento di classe 4 o più di un elemento con materiale termicamentealterato (HAZ), nell’effettuare la riduzione può risultare necessario considerare differenti valori di ρhaz oppuredi ρc per i diversi elementi piani.

χ 1

φ φ2 λ2–+-------------------------------=

φ 0,5 1 α λ λ o–( ) λ2+ +[ ]=

λo

λAη f o

N cr------------- λ

λ1-----= =

λ1 π Eη f o---------=


figura 5.8 Fattore di riduzione χ per instabilità flessionaleLegenda:A Trattati termicamenteB Non trattati termicamente

(2) I valori di α e dovrebbero essere scelti in accordo con il prospetto 5.6.

prospetto 5.5 Valori dei fattori k1 e k2

prospetto 5.6 Valori dei fattori di imperfezione α e

Leghe trattate termicamente Leghe non trattate termicamente

k1

Sezionitrasversalisimmetriche

k1 = 1 k1 = 1

sezionitrasversaliasimmetriche

dove γmax e γmin sono le distanze tra i bordi della sezione e il baricentro nel piano in cui si verifical’instabilità della membratura e h è l’altezza della sezione trasversale

k2

saldaturelongitudinali

con A1 = A - Ahaz(1- ρhaz)in cui Ahaz = area della HAZ

saldaturetrasversali

k2 = ρhaz o ωx in accordo con 5.9.4.5 k2 = ρhaz o ωx in accordo con 5.9.4.5

Lega α

trattata termicamente 0,20 0,10

non trattata termicamente 0,32 0,00

λo

k 1 1 2,4Ψ 2 λ2

1 λ2+( ) 1 λ+( )2-----------------------------------------------–= k 1 1 3,2Ψ 2

λ2

1 λ2+( ) 1 λ+( )2-----------------------------------------------–=

Ψγmax γmin–

h---------------------------------=

k 2 1 1A1

A------–

10 λ– 0,05 0,1A1

A------+

λ1,3(1-λ )––=k 2 1 0,04(4λ ) 0,5 λ–( ) 0,22λ1,4 1 λ–( )–+=

λo

λo


5.8.4.2 Parametro di snellezza

(1) Il parametro di snellezza di una colonna nei confronti dell’instabilità è definito nelseguente modo:

λ = l/i (5.34)

dove:l è la lunghezza efficace;i è il raggio di inerzia.

entrambi valutati secondo la direzione opportuna, a seconda del piano in cui si stavalutando l’instabilità.

La lunghezza efficace l dovrebbe essere valutata come prodotto KL, dove L è lunghezzacompresa tra i punti di vincolo laterale; per un elemento strutturale a mensola compresso,L coincide con la sua lunghezza. Il valore di K, che è il coefficiente di lunghezza efficaceper elementi strutturali compressi, dovrebbe essere valutato basandosi sulle condizioni divincolo alle estremità; indicazioni sono fornite nel prospetto 5.7.

Il valore di i dovrebbe essere valutato basandosi sulla sezione lorda, quale che sia lamembratura.

Nota Quando la sezione trasversale sia interamente o sostanzialmente influenzata dall’addolcimento (softening)presente nelle HAZ in corrispondenza di una estremità della membratura vincolata nei confronti delle rotazioninel piano considerato, tale vincolo dovrebbe essere ignorato per poter determinare un adeguato valore di K.Così facendo, per il caso 1 del prospetto 5.7, K dovrebbe essere assunto pari a 1 se la sezione è interamenteinfluenzata dall’addolcimento (softening) ad entrambe le estremità.

prospetto 5.7 Fattore K di lunghezza efficace per elementi strutturali compressi

5.8.5 Instabilità torsionale

5.8.5.1 Eccezioni

(1) La possibilità che si possa verificare l’instabilità torsionale può essere ignorata neiseguenti casi:

a) sezioni cave chiuse;

b) sezioni a I doppiamente simmetriche;

c) sezioni composte interamente da elementi sporgenti disposti in direzione radiale,come per esempio angolari, elementi a T, elementi cruciformi, purché siano classificaticome elementi di classe 1 secondo quanto previsto in 5.4.4.

Condizioni di vincolo alle estremità K

1. Mantenuto in posizione e vincolato nelladirezione a entrambi gli estremi

0,7

2. Mantenuto in posizione a entrambi gli estremie vincolato in direzione ad una estremità

0,85

3. Mantenuto in posizione a entrambi gli estremima non vincolato in direzione

1,0

4. Mantenuto in posizione ad un estremo evincolato in direzione a entrambo gli estremi

1,25

5. Mantenuto in posizione e vincolato indirezione ad un estremo, e parzialmentevincolato in direzione ma non mantenuto inposizione nell’altro estremo

1,5

6. Mantenuto in posizione e vincolato indirezione ad un estremo, ma non mantenutoin posizione o vincolato all’altro estremo

2,0


5.8.5.2 Parametro di snellezza

(1) Il parametro λ di snellezza all’instabilità torsionale può essere ottenuto adoperando leespressioni a) o b) riportate di seguito, o anche riferendosi all’appendice J. Il parametro λdovrebbe essere sempre basato sull'area lorda della sezione, come di seguito indicato:

a) Espressione generale

(5.35)

dove:A è l’area della sezione lorda, senza considerare riduzioni per l’instabilità locale,

per l’addolcimento (softening) presente nelle HAZ o per la presenza di fori;E è il modulo elastico;Ncr è il carico critico elastico nei confronti dell’instabilità torsionale, che porti in conto

l’interazione con l’instabilità flessionale della colonna ove necessario.

b) Per le sezioni riportate nel prospetto 5.9:

λ = kλt (5.36)

dove il valore di k è letto nella figura 5.9 oppure può essere calcolato tramite l'espres-sione:

(5.36a)

nella quale i valori di X e s sono specificati nel prospetto 5.9.

λt è calcolato nel seguente modo:

1) per angolari, sezioni a T, sezioni cruciformi λt = λo (5.36b)

2) per sezioni a C, sezioni a omega (5.36c)

Il prospetto 5.9 contiene le espressioni di λo e Y oltre che di s e X (i cui valori sononecessari per calcolare l’espressione 5.36b e per la figura 5.9).

In 2), la quantità λy dovrebbe essere assunta pari alla snellezza della sezione efficacerelativamente all’instabilità della colonna intorno all’asse y-y (come definita nelprospetto 5.9).


(1) Il valore di fs per l’instabilità torsionale dovrebbe essere ottenuto tramite l’espressionefornita in 5.8.4.1(1) con φ calcolato mediante la relazione:

φ = 0,5 [1 + α( - ) + 2] (5.37)

ed utilizzando per α e i valori scelti in accordo al prospetto 5.8.

prospetto 5.8 Valori di α e per l’instabilità torsionale

5.8.5.4 Sezioni composte da elementi sporgenti disposti radialmente

(1) Per sezioni quali angolari, sezioni a T e sezioni cruciformi, o sezioni costituite esclusi-vamente da elementi sporgenti disposti radialmente, l’instabilità locale e l’instabilitàtorsionale sono strettamente connesse.

Sezione trasversale Valore di α Valore di

genericainteramente composta da elementi sporgenti disposti (vedere 5.8.5.4)

0,350,20

0,40,6

λ π EAN cr--------=

k 2X s2

1 s2 1 s2+( )2 4X s2––+---------------------------------------------------------------------=

λ tλo

1 Y λ02 λy

2⁄+-----------------------------------=

λ λ1 λ

λ1

λ1

λ1


(2) Quando si considera l’instabilità torsionale di sezioni contenenti solo elementisporgenti non irrigiditi, si dovrebbe tenere opportunamente in conto, ove necessario, lapresenza di materiale alterato termicamente (HAZ) nella determinazione di Ae, mentrenon si dovrebbe apportare alcuna riduzione nei confronti dell’instabilità locale,ossia ρc = 1.

(3) Per le sezioni contenenti elementi sporgenti irrigiditi tali che il modo 1 è quello criticonei confronti dei fenomeni di instabilità locale (vedere 5.4.3), la membratura dovrebbeessere considerata come "generale" nel prospetto 5.8 ed Ae andrebbe calcolata in mododa portare in conto la sola instabilità locale o la presenza di materiale termicamentealterato (HAZ), o entrambe.

5.8.6 Schiacciamento locale

(1) Il carico assiale NEd non dovrebbe eccedere il valore di Na,Rd per la sezione piùsfavorita tra quelle disposte lungo l’intera membratura compressa. Il valore di Na,Rd ècalcolato nel modo seguente:

Sezioni di classe 1, 2 o 3, prive degli effetti indotti dalle Na,Rd = foAn/γM1

Altre sezioni, in generale Na,Rd = foAn/γM1dove:An è l’area della sezione netta, ottenuta detraendo l’area relativa a fori privi di

dispositivo di giunzione;Ane è l’area netta della sezione efficace.

L’area Ane dovrebbe essere calcolata come l’area Ae depurata dei fori vuoti, dove Ae èl’area efficace adoperata nelle verifiche di instabilità globale (flessionale o torsionale). Perfori situati in regioni di spessore ridotto, la riduzione può essere basata sullo spessoreridotto, invece che sull’intero spessore.

figura 5.9 Instabilità torsionale di membrature compresse, fattore di interazione k

Per la definizione di s, vedere prospetto 5.9.


prospetto 5.9 Parametri per la verifica di instabilità torsionale di aste compresse

1 ρ ≤ 5 λo = λ1 = 5B/t - 0,6ρ1,5(B/t)0,5

s = λu/λoX = 0,6

2 ρ ≤ 51 ≤ w ≤ 2,5

λo = λ1 - (w - 1) [2(w - 1)2 - 1,5ρ]s = λu/λoX = 0,6

3 (Vedere nota 1) λo = 66s = λu/λoX = 0,61

4 ρ ≤ 50,5 ≤ B/D ≤ 1

λo = (D/t) [4,2 + 0,8(B/D)2] - 0,6ρ1,5(D/t)0,5

s = s4 = {1 + 6 (1 - B/D)2} (λu/λo)X = X4 = 0,6 - 0,4(1 - B/D)2

5 ρ ≤ 50,5 ≤ B/D ≤ 11 ≤ w ≤ 2,5

λo = λ4 + 1,5ρ (w - 1) - 2 (w - 1)3

s = s4X = X4

6 (Vedere nota 1) λo = 57s = 1,4 λu/λoX = 0,6


Uguale

Diverso



7 ρ ≤ 3,5 λo = 5,1B/t - ρ1,5(B/t)0,5

X = 1

8 ρ ≤ 50,5 ≤ B/D ≤ 2

λo = λ8 = (B/t)[4,4 + 1,1(B/D)2] - 0,7ρ1,5(B/t)0,5

s = λz/λoX = X8 = 1,1 - 0,3B/D

9 ρ ≤ 50,5 ≤ D/B ≤ 21 ≤ w ≤ 2,5

λo = λ8 + 1,5ρ(w - 1) - 2(w - 1)3

s = λz/λoX = X8

10 (Vedere nota 1) λo = 70s = λz/λoX = 0,83




Uguale

Diverso

Diverso



13 ρ ≤ 3,50,5 ≤ B/D ≤ 2

λo = (D/t)[1,4 + 1,5B/D + 1,1D/B] - ρ1,5(D/t)0,5

s = λz/λoX = 1,3 - 0,8D/B + 0,2(D/B)2


15 1 ≤ D/B ≤ 31 ≤ t2/t1 ≤ 2

λo = (B/t2)[7 + 1,5(D/B)(t2/t1)]s = λy/λ tX = 0,38D/B - 0,04(D/B)2

Y = 0,14 - 0,02D/B - 0,02t2/t1

16 1 ≤ D/B ≤ 3C/B ≤ 0,4

λo = (B/t)(7 + 1,5D/B + 5C/B)s = λy/λ tX = 0,38D/B - 0,04(D/B)2 - 0,25C/B

17 1 ≤ D/B ≤ 3C/B ≤ 0,4

λo = (B/t2)(7 + 1,5D/B + 5C/B)s = λy/λ tX = 0,38D/B - 0,04(D/B)2

18 (Vedere nota 1) λo = 126s = λy/λ tX = 0,59Y = 0,104

Y = 0,12 - 0,2D /B +0,6 C /B( )2

D /B - 0,5-----------------------------

Y = 0,12 - 0,2D /B - 0,05C /BD /B - 0,5----------------------------


Nota 1 Generalmente, le sezioni hanno spessore uniforme t, ad eccezione dei casi 14 e 15.

Nota 2 λu, λy oppure λz, è il parametro di snellezza (l/r ) per l’instabilità flessionale intorno rispettivamente agli assiu, y, z.

Nota 3 ρ è un fattore dipendente dalla quantità di materiale d’apporto in corrispondenza dei raccordi della sezione,valutato nel modo seguente:

raccordo smussato ρ = R /traccordo a 45° ρ = 1,6 F /t

Nota 4 I valori forniti per λo, X e Y sono validi solo entro i limiti indicati. Nel caso di angolari accoppiati sui lati (casida 8 a 12), le espressioni non sono valide se la distanza tra gli angolari eccede il valore 2 t.

5.8.7 Aste compresse con collegamenti eccentrici

5.8.7.1 Aste singole

(1) Le seguenti tipologie di aste con collegamenti eccentrici possono essere progettateutilizzando un metodo semplificato, purché sia verificata la condizione che i collegamentidi estremità impediscano la rotazione nel piano in cui è disposto l’elemento collegato eche non siano presenti azioni flettenti diverse da quelle di natura accidentale. Tale metodorappresenta un’alternativa rispetto al metodo generale relativo al caso di combinazione dimomento flettente e sforzo normale di compressione illustrato in 5.9.

a) Angolare singolo collegato solo sull’ala;

b) angolari accoppiati lungo un’ala e collegati da un solo lato ad una piastra nodale diattacco;

c) sezione a C singola collegata solo sull’anima;

d) sezione a T singola collegata solo sulle flange.

(2) Quando si verifica l’instabilità flessionale utilizzando 5.8.4 fuori dal piano dell’elementocollegato (o degli elementi collegati), l’eccentricità del carico dovrebbe essere ignorata eil valore di fs dovrebbe essere assunto pari al 40% del valore che si assume nel caso dicarico centrato.

(3) Il valore da assumere nel caso a) dovrebbe essere quello relativo all’asse paralleloall’elemento collegato (o agli elementi collegati). Per l’instabilità torsionale non è neces-sario apportare alcuna variazione al metodo descritto in 5.8.5.

5.8.7.2 Aste composte mediante l’accoppiamento di due elementi disposti spalla a spalla

(1) Le aste compresse realizzate attraverso l’accoppiamento di angolari, con sezione aC o a T, collegati su di un solo lato delle piastre nodali d’attacco, possono essereprogettate come una singola asta composta purché siano soddisfatte le seguenti condi-zioni:

a) i due componenti sono collegati ai loro estremi in maniera sufficientemente affidabile;

b) i due componenti sono anche collegati tra loro in corrispondenza dei terzi della lorolunghezza, utilizzando imbottiture di spessore pari a quello delle piastre nodalid’attacco.


5.8.8 Aste con calastrelli

(1) Le aste calastrellate compresse, in generale, dovrebbero essere progettate determi-nando prima le forze alle quali ciascun componente è soggetto, e poi proporzionando ognielemento in maniera tale da resistere a tali forze. Comunque, le aste calastrellatecompresse possono essere progettate come una singola asta composta, se il sistemasoddisfa le seguenti 7 condizioni:

a) dovrebbe essere soggetta a sforzo assiale;

b) dovrebbe comporsi di due elementi principali collegati da calastrelli disposti adinterasse costante, con la sezione trasversale simmetrica rispetto all’asse perpendi-colare ai calastrelli;

c) i calastrelli dovrebbero essere generalmente disposti a coppie. Comunque, se icomponenti principali sono realizzati con elementi a T affiancati o con angolari èpossibile adoperare calastrelli singoli;

d) λ2 ≤ 0,8λ1dove:λ1 e λ2 sono i parametri di snellezza dell’intera membratura relativamente

all’instabilità laterale intorno agli assi rispettivamente parallelo eperpendicolare ai calastrelli;

e) λ3 ≤ 0,7λ2dove:λ3 è il parametro di snellezza per l’instabilità di uno dei componenti principali nel

tratto compreso tra le sezioni in cui sono disposti i calastrelli, relativamente allapiù gravosa tra l’instabilità laterale e quella torsionale;

f) il sistema di calastrelli dovrebbe essere progettato in modo tale da resistere alla forzadi taglio totale V nel piano del calastrello, assunta pari al 2,5% dello sforzo assialeagente sull’intera membratura in presenza dei carichi di progetto;

g) il collegamento di ciascun calastrello a ciascun componente principale dovrebbe essereprogettato in modo tale da trasmettere le seguenti azioni, applicate simultaneamente edovute agli effetti dei carichi di progetto:

1) taglio longitudinale VEd/N ;

2) momento VEd/2N agente nel piano del calastrellodove:d è la distanza longitudinale tra i baricentri dei calastrelli;a è la distanza dei componenti principali misurata tra i baricentri dei

collegamenti a ciascun calastrello;N è il numero dei calastrelli in ciascuna sezione in cui essi sono disposti (1

oppure 2).

Nella progettazione dei calastrelli è importante considerare gli effetti dei possibili indebo-limenti dovuti all’instabilità locale o alla presenza dell’addolcimento (softening) presentenelle HAZ (se sono presenti saldature).

5.9 Resistenza delle membrature soggette a sforzo assiale e flessione biassiale

5.9.1 Generalità

(1) Il presente punto fornisce le formule di interazione per la verifica di membraturesoggette a una combinazione di sforzo normale e momento flettente intorno al maggioree/o al minore degli assi principali di inerzia.

(2) In generale sono necessarie due verifiche:

- all’instabilità flessionale;

- all’instabilità flesso-torsionale.

(3) Se vengono adoperati i metodi descritti in 5.9.3 e 5.9.4, la verifica della sezione è giàcompresa nella verifica all’instabilità flessionale o flesso-torsionale.


(4) Quando si calcolano le resistenze NRd, My,Rd e Mz,Rd, si dovrebbe tenere conto inmaniera opportuna dell’addolcimento (softening) presente nelle HAZ indotte da saldaturelongitudinali (vedere 5.6.2 e 5.8.7). La presenza di addolcimento (softening) nelle HAZlocalizzate indotte da saldature trasversali e la presenza dei fori devono essere portate inconto secondo quanto indicato rispettivamente in 5.9.4(5) e (6).

5.9.2 Classificazione delle sezioni e fenomeni di instabilità locale in presenza di azioni combinate

(1)P La classificazione delle sezioni trasversali di membrature soggette ad una combina-zione di azioni assiali e flessionali è effettuata separatamente, per ciascuna componentedel carico, secondo le indicazioni fornite in 5.4. Non viene fornita alcuna ulteriore classifi-cazione per stati di sforzo combinati.

(2) Una sezione trasversale può appartenere a classi differenti, a seconda che l’azioneconsiderata sia lo sforzo assiale, la flessione intorno all’asse maggiore o la flessioneintorno all’asse minore. L’effetto combinato dei singoli stati di sforzo è introdotto permezzo delle formule di interazione fornite in 5.9.3 e 5.9.4. Queste formule di interazionepossono essere adoperate qualunque sia la classe della sezione trasversale. Quandosono contemporaneamente presenti azioni assiali e flessionali, le influenze dell’instabilitàlocale e dello snervamento sulla resistenza sono portate in conto mediante le resistenzeplastiche che compaiono al denominatore e mediante gli esponenti, i quali sono funzionedella snellezza della sezione trasversale.

5.9.3 Flessione e sforzo assiale. Verifica della sezione

5.9.3.1 Flessione e trazione assiale

(1)P Le membrature soggette alla presenza contemporanea di flessione e trazioneassiale devono essere verificate nei confronti dell’instabilità flesso-torsionale, conside-rando la combinazione vettoriale della forza assiale e del momento flettente.

(2) Qualora lo sforzo assiale e il momento flettente possano variare indipendentemente, ilvalore di progetto dello sforzo assiale di trazione dovrebbe essere moltiplicato per unfattore riduttivo che tenga conto degli effetti vettoriali:

Ψvec =

(3) La tensione netta σcom,Ed (la quale può eccedere fo/γM1), calcolata nelle fibrecompresse di estremità e dovuta agli effetti vettoriali, dovrebbe essere determinatamediante la relazione:

σcom,Ed = Msd/Wcom - ΨvecNt,Sd/A (5.38)

dove Wcom è il modulo elastico della sezione relativamente alle fibre compresse diestremità e Nt,Ed è il valore di progetto dello sforzo assiale di trazione.

(4) La verifica dovrebbe essere eseguita utilizzando un momento interno efficace diprogetto Meff,Ed ottenuto dalla relazione:

Meff,Ed = Wcom σcom,Ed (5.39)

(5) Il momento resistente di progetto nei confronti dell’instabilità Mb,Rd dovrebbe essereottenuto utilizzando le indicazioni fornite in 5.6.6

(6) Le membrature soggette a una combinazione di flessione e trazione assiale oppure auna combinazione di flessione e compressione assiale, laddove non vi sia alcun rischio diinstabilità flessionale o flesso-torsionale, devono soddisfare le relazioni 5.40 e 5.41 o 5.43.Tali espressioni si applicano anche ad altre membrature, soggette a flessione e compres-sione assiale, a condizione che My,Ed e Mz,Ed siano calcolati con riferimento ad una teoriadel secondo ordine e tenendo conto della maggiore deformabilità dovuta alla presenzadelle tensioni residue e all’effettivo andamento della curva tensioni-deformazioni.

0,8


5.9.3.2 Travi ad I

(1) Dovrebbero essere soddisfatte le seguenti due relazioni:

(5.40)

e

(5.41)

dove gli esponenti ηo, γo e ξo valgono:

ηo = 1,0 oppure, in alternativa, può essere valutato come ma

η0 ≥ 1 e η0 ≤ 2 (5.42a)

γo = 1,0 oppure, in alternativa, può essere valutato come ma

γo ≥ 1 e γo ≤ 1,56 (5.42b)

ξo = 1,0 oppure, in alternativa, può essere valutato come ma

ξo ≥ 1 (5.42c)

(2) Le notazioni adoperate in 5.9.3.2 - 5.9.3.5 sono le seguenti:

NEd forza assiale di compressione o di trazione;

My,Ed momento flettente intorno all’asse y;

Mz,Ed momento flettente intorno all’asse z;

NRd Af0/γM1 oppure Aeff0/γM1 per sezioni trasversali di classe 4;

My,Rd αyWyf0/γM1;

Mz,Rd αzWzf0/γM1;

ωo 1 per travi-colonna senza saldature localizzate o fori. Altrimenti, vedere 5.9.4(5)o (6);

αy, αz fattori di forma per la flessione intorno agli assi y e z, calcolati con riferimento allasezione lorda, tenendo conto dell’instabilità locale e degli effetti dell’addolci-mento (softening) presente nelle HAZ indotte dalle saldature longitudinali(vedere 5.6.2). Il valore assunto per αz non dovrebbe essere maggiore di 1,25.

5.9.3.3 Sezioni trasversali piene e cave

(1) Dovrebbe essere soddisfatta la seguente relazione:

(5.43)

dove Ψ = 2 per sezioni piene e 1,3 per sezioni cave. In alternativa, Ψ può essere calcolatocome il prodotto αy αz, ma con Ψ ≤ 2.

5.9.3.4 Altri tipi di sezioni trasversali

(1) L’espressione 5.41 può essere usata con ηo = (ma ηo ≤ 2,0 e ηo > 1) e γo = ξo = 1,dove αo è il maggiore tra i valori di αy1 e αy2, relativi alle fibre estreme. Vedere figura 5.10.Per sezioni trasversali in parete sottile, vedere 5.9.4.4.

NEd

ω0NRd-----------------

ξ0 M y Ed,

ω0M y Rd,----------------------+ 1,00≤

NEd

ω0NRd-----------------

η0 M y Ed,

ω0M y Rd,----------------------

γ0 M z Ed,

ω0M z Rd,----------------------

ξ0+ + 1,00≤

αz2αy

2

αz2

αy2

NEd

ω0NRd----------------- ψ M y Ed,

ω0M y Rd,---------------------- 1,7 M z Ed,

ω0M z Rd,---------------------- 1,7

+0,6

+ 1,00≤

α02


figura 5.10 Fattori di forma per sezioni non simmetriche di classe 1 o 2

5.9.3.5 Membrature con saldature localizzate

(1) In una sezione affetta dall’addolcimento (softening) presente nelle HAZ, il valore di f0deve essere valutato come resistenza caratteristica per snervamento globale delmateriale avente resistenza ridotta. Questa prescrizione si applica anche agli effetti indottidalle HAZ dovute all’esecuzione di saldature per il collegamento temporaneo di partiaccessorie.

(2) Comunque, ogni volta che l’addolcimento (softening) presente nelle HAZ abbiaun’ubicazione specifica lungo la membratura e non si estenda in direzione longitudinaleper una distanza maggiore della minima dimensione della sezione trasversale dellamembratura, la resistenza di progetto fo/γM1 deve essere valutata come la resistenzaultima di progetto fo/γM2 del materiale avente resistenza ridotta.

5.9.4 Flessione e compressione assiale

5.9.4.1 Generalità

(1)P Per membrature soggette a flessione e compressione assiale, le formule di intera-zione opportune per:

a) instabilità flessionale e

b) instabilità flesso-torsionale

devono essere soddisfatte su ogni tratto non vincolato agli spostamenti laterali e suscet-tibile di instabilità.

(2) Tutte le quantità che compaiono nelle formule di interazione dovrebbero essereriguardate come positive.

5.9.4.2 Instabilità flessionale

Devono essere soddisfatte le seguenti relazioni:

(1) flessione intorno all’asse y di una trave ad I

(5.44)

(2) flessione intorno all’asse z di una trave ad I

(5.45)

Nelle espressioni 5.44 e 5.45 tutti gli esponenti possono essere assunti pari a 0,8 oppure,in alternativa, a:

ηc = η0χz ma ηc ≥ 0,8

ξyc = ξ0χy ma ξyc ≥ 0,8

ξzc = ξ0χz ma ξzc ≥ 0,8

dove:ηo e ξo sono valutati secondo 5.9.3.2(1);ωx = ωo = 1 per travi-colonne prive di saldature localizzate. Altrimenti, vedere 5.9.4.5.

αy1W pl,yz1

l y-------------------=

αy2W pl,yz2

l y-------------------=

NEd

χyωxNRd-----------------------

ξyc M y Ed,

ω0M y Rd,----------------------+ 1,00≤

NEd

χzωxNRd-----------------------

ηc M z Ed,

ω0M z Rd,----------------------

ξzc+ 1,00≤


(3) Sezioni trasversali piene

L’espressione 5.45 può essere utilizzata assegnando il valore 0,8 agli esponenti oppure

ηc = 2χ ma ηc ≥ 0,8

ξc = 1,56χ ma ξc ≥ 0,8

(4) Sezioni trasversali cave e tubi

L’espressione 5.46 può essere adoperata assumendo ψc=0,8 o, in alternativa, pari a χyψoppure a χzψ, a seconda del piano secondo cui si valuta l’instabilità, purché sia ψc ≥ 0,8.Il coefficiente ψ è valutato mediante l’espressione 5.43.

(5.46)

(5) Altre sezioni trasversali

L’espressione 5.44 può essere utilizzata per sezioni trasversali simmetriche e bi-simme-triche soggette a flessione intorno all’uno o all’altro asse principale di inerzia, con l’avver-tenza, per quanto riguarda la flessione intorno all’asse z, di sostituire ξyc, My,Ed, My,Rd e χycon ξzc, Mz,Ed, Mz,Rd e χz.

(6) Le notazioni adoperate nelle espressioni 5.44, 5.45 e 5.46 sono le seguenti:

NEd forza assiale di compressione;

NRd Afo/γM1 oppure Aeffo/γM1 per sezioni trasversali di classe 4;

χy fattore di riduzione per l’instabilità nel piano z-x;

χz fattore di riduzione per l’instabilità nel piano y-x;

My,Ed, Mz,Ed momento flettente intorno all’asse y oppure z. I momenti sono calcolati inbase ad una teoria del primo ordine;

My,Rd αyWyfo/γM1 momento plastico intorno all’asse y;

Mz,Rd αzWzfo/γM1 momento plastico intorno all’asse z;

αy, αz fattori di forma, con αz che non dovrebbe assumere un valore maggioredi 1,25;

ωx, ωo fattori di addolcimento (softening) nelle HAZ valutati in accordo a 5.9.4.5. Inassenza di saldature, ωx = ωo = 1.

5.9.4.3 Instabilità flesso-torsionale(1) Nel caso di travi-colonne con sezione trasversale ad I o similari, dovrebbero esseresoddisfatte le seguenti relazioni.

(5.47)

dove:NEd è lo sforzo assiale;My,Ed è il momento flettente intorno all’asse y. Nel caso di travi-colonne

incernierate alle estremità e nel caso di membrature appartenenti a telai anodi fissi, My,Ed è il momento flettente valutato mediante le teorie del primoordine. Per membrature appartenenti a telai che non sono a nodi fissi, My,Ed

è il momento flettente valutato mediante le teorie del secondo ordine;Mz,Ed è il momento flettente intorno all’asse z. Mz,Ed è il momento flettente

valutato mediante le teorie del primo ordine. NRd = Af0/γM1 o Aeff0/γM1 per sezioni trasversali di classe 4;χz è il fattore di riduzione per l’instabilità da introdurre nel caso in cui una o

entrambe le flange si deformino lateralmente (instabilizzandosiflessionalmente nel piano y-z oppure instabilizzandosi flesso-torsionalmente);

My,R = αyWyf0/γM1 = momento plastico intorno all’asse y;χLT è il fattore di riduzione per l’instabilità flesso-torsionale;Mz,Rd = αzWzf0/γM1 = momento plastico intorno all’asse z;

NEd

χminωxNRd----------------------------

ψc 1ω0------

M y Ed,

M y Rd,--------------- 1,7 M z Ed,

M z Rd,--------------- 1,7

+0,6

+ 1,00≤

NEd

χzωxNRd-----------------------

ηc M y Ed,

χLTωxLTM y Rd,-------------------------------------

γc M z Ed,

ω0M z Rd,----------------------

ξzc+ + 1,00≤


ηc = 0,8 o, in alternativa, η0χz ma ηc ≥ 0,8;γc = γ0;ξzc = 0,8 o, in alternativa, ξ0χz ma ξzc ≥ 0,8;ωx, ωo e ωxLT sono i fattori di addolcimento (softening) presente nelle HAZ, vedere

5.9.4.5;ηo, γo e ξo sono definiti secondo le espressioni fornite in 5.9.3.2.

Deve risultare soddisfatta anche l’espressione relativa all’instabilità flessionale,vedere 5.9.4(2).

5.9.4.4 Sezioni trasversali in parete sottile

(1) Dovrebbero essere adoperate le formule di interazione fornite in 5.40 e 5.41. L’insta-bilità locale è portata in conto mediante i fattori di forma αy e αz. I coefficienti η0 γ0 e ξ0 nondovrebbero essere minori di 1.

5.9.4.5 Membrature con saldature localizzate

(1) I valori di ω0, ωx e ωxLT per una trave-colonna, in presenza di addolcimento (softening)nelle HAZ, dovrebbero essere basati, in generale, sul valore assunto dalla resistenzaultima del materiale che ha subito l’effetto dell’addolcimento (softening) presente nelleHAZ. A vantaggio di sicurezza, tale resistenza potrebbe essere valutata in corrispon-denza della sezione più sfavorita nella campata considerata, anche nel caso in cui l’addol-cimento (softening) abbia luogo solo localmente lungo la membratura. Pertanto, i valori diω0, ωx e ωxLT, nelle espressioni 5.44, 5.45 e 5.46 sono assunti pari a:

(5.48)

dove:ρhaz è il fattore di riduzione per il materiale termicamente alterato, secondo quanto

indicato in 5.4.2.

(2) Comunque, quando l’addolcimento (softening) presente nelle HAZ ha luogo soltanto inprossimità delle estremità della campata oppure in prossimità dei punti di flesso delladeformata, i valori assegnati a ωx e ωxLT , quando si considera l’instabilità flessionale oflesso-torsionale, possono essere incrementati, purché l’addolcimento (softening) non siestenda lungo la membratura per una distanza maggiore della minima dimensione dellasezione trasversale.

(5.49)

(5.50)

(5.51)

dove:χ = χy o χz, a seconda della direzione secondo la quale si valuta l’instabilità;χLT è il fattore di riduzione per l’instabilità flesso-torsionale della trave-colonna

soggetta soltanto a flessione;xs è la distanza tra la saldatura localizzata e un vincolo o un punto di flesso della

deformata critica elastica relativa al solo sforzo assiale (si confronti quanto dettocon la figura 5.11);

lc è la lunghezza di libera inflessione.

(3) Il calcolo di χ e χLT dovrebbe essere basato sulla resistenza allo snervamento delmateriale base.

ω0 ωx ωxLT

ρhazf a γM2⁄f o γM1⁄

----------------------------- ma 1,00≤= = =

ωxω0

χ 1( χ )sinπχs

l c---------–+

---------------------------------------------=

ωxLTω0

χLT 1( χLT )sinπχs

l c---------–+

--------------------------------------------------------=

ω0

ρhazf a γM2⁄f o γM1⁄

----------------------------- ma 1,00≤=


(4) Qualora la lunghezza della regione soggetta ad addolcimento (softening) sia maggioredella minima dimensione della sezione trasversale, la resistenza di progetto fa/γM2 neiconfronti della rottura locale deve essere sostituita, nelle espressioni di ω0, ωx e ωxLT ,dallaresistenza di progetto f0/γM1 per snervamento globale.

(5) Qualora la regione localizzata soggetta ad addolcimento (softening) copra un’interaparte della sezione trasversale (per esempio una flangia), si suppone che l’intera sezionetrasversale sia soggetta ad addolcimento (softening).

5.9.4.6 Membrature con riduzioni localizzate della sezione trasversale

(1) Le membrature che contengono riduzioni localizzate della sezione trasversale, peresempio fori per bulloni oppure asportazione di materiale dalle flange, possono essereverificate secondo le indicazioni fornite in 5.9.4(5), sostituendo ρhaz in ω0, ωx, ωxLT conAnet/Ag,dove:Anet area della sezione netta, depurata dei fori;Ag area della sezione lorda.

5.9.4.7 Momenti di estremità disuguali e/o carichi trasversali

(1) Per le membrature soggette contemporaneamente a sforzi assiali e a momenti di estremitàdisuguali e/o a carichi trasversali, sono verificate diverse sezioni della trave-colonna. Nelleformule di interazione, è adoperato il momento flettente effettivamente agente nella sezioneconsiderata. ωx e ωxLT sono forniti dalle espressioni [si confrontino con 5.9.4(5)]

(5.52)

(5.53)

(2) xs è la distanza tra la sezione considerata e un vincolo o un punto di flesso delladeformata critica elastica relativa al solo sforzo assiale, vedere figura 5.11.

figura 5.11 Lunghezza libera d’inflessione lc e definizione di x.

Nella figura 5.11, A e B sono esempi di sezioni contrassegnate da linee trasversali in cuisono state effettuate le verifiche. Per il calcolo della lunghezza libera d’inflessione lc = KL,vedere prospetto 5.7.

ωx1

χ 1( χ )sinπx s

l c---------–+

----------------------------------------------=

ωxLTω0

χLT 1( χLT )sinπx s

l c---------–+

---------------------------------------------------------=


5.10 Resistenza delle piastre non irrigidite soggette ad azioni applicate nel piano medio

5.10.1 Generalità

(1) In alcune tipologie strutturali, possono essere presenti piatti non irrigiditi comeelementi singoli soggetti a stati tensionali normali, tangenziali o dati da una combinazionedei due. I piatti sono collegati alla struttura di supporto per mezzo di saldature, chiodature,bullonature o adesivi, e la configurazione del collegamento può influenzare le condizionial contorno. I piatti sottili devono essere verificati agli stati limite ultimi di flessione sottocarichi laterali e di instabilità sotto le tensioni agenti sul bordo del piatto nel suo pianomedio, nonché agli stati limite ultimi dati dalle combinazioni di quello per flessione e diquello per instabilità. Le regole di progetto fornite nella presente Sezione si riferisconoesclusivamente a piatti rettangolari.

5.10.2 Resistenza a compressione uniforme

(1) Un piatto rettangolare soggetto a compressione uniforme sul bordo è mostrato nellafigura 5.12. La lunghezza del piatto nella direzione della compressione è pari ad a, mentrela dimensione trasversale del piatto è pari a b. Lo spessore si assume uniforme e pari a t.Il piatto può essere vincolato su tutti e quattro i bordi e le condizioni di vincolo possonoessere di appoggio, di vincolo con comportamento elastico o di incastro, oppure il piattopuò essere libero lungo uno dei bordi longitudinali.

figura 5.12 Piatti non irrigiditi


(2) La suscettibilità all’instabilità di piatti non irrigiditi è definita mediante il parametro β,dove β = b/t. La classificazione della sezione trasversale è eseguita con le stesse modalitàdescritte in 5.4.4, assumendo che i piatti con i bordi longitudinali semplicemente appog-giati, vincolati elasticamente o incastrati corrispondano ad "elementi interni", mentre ipiatti con un bordo longitudinale libero corrispondano ad "elementi sporgenti". Quindi

β ≤ β2 classe 1 o 2

β2 < β ≤ β3 classe 3

β3 < β classe 4

dove i valori di β2 e β3 sono forniti nel prospetto 5.1.

(3)P Il valore di progetto della forza di compressione NEd deve soddisfare la condizione

NEd ≤ NRd (5.54)

dove:NRd è il minore tra

No,Rd = Aeffo/γM1 (snervamento globale e instabilità locale) (5.55)

e

Na,Rd = Anetfa/γM2 (rottura locale) (5.56)

dove:Aef è l’area efficace della sezione trasversale calcolata portando in conto l’instabilità

locale per sezioni trasversali di classe 4 e l’addolcimento (softening) presentenelle HAZ indotto dalle saldature longitudinali;

Anet è l’area della sezione trasversale meno favorevole calcolata portando in conto ifori vuoti, e, se necessario, l’addolcimento (softening) indotto dalle HAZ per effettodi saldature longitudinali o trasversali;

f0 è la resistenza caratteristica per snervamento globale (vedere Sezione 5.3.5);fa è la resistenza caratteristica per rottura locale (vedere Sezione 5.3.5).

(4) Aef per le sezioni trasversali di classe 4 è calcolato considerando uno spessore ridotto,al fine di tener conto dell’instabilità e dell’addolcimento (softening) presente nelle HAZ,ma ignorando la presenza dei fori. Aef generalmente è basata sulla sezione trasversalepiù sfavorita, considerando uno spessore pari al minore tra ρct e ρhazt nelle HAZ, e pari aρct altrove. In questa verifica, l’addolcimento (softening) presente nelle HAZ indotte dasaldature effettuate in corrispondenza dei bordi caricati può essere ignorato.

Il fattore ρc è ricavato adoperando il più vantaggioso tra i seguenti procedimenti:

a) Si calcola ρc dalla 5.4.5(3) o lo si legge dalla figura 5.5, utilizzando le espressionirelative agli elementi interni per piatti semplicemente appoggiati, vincolati elastica-mente, o incastrati lungo i bordi longitudinali, e le espressioni relative agli elementisporgenti per piatti con un bordo longitudinale libero.

b) Si assume ρc = χ, dove χ è il fattore di riduzione per instabilità della colonna fornito in5.8.3. Quando si calcola χ assumere un parametro di snellezza λ pari a 3,5a/t, checorrisponde alla condizione di semplice appoggio ai bordi caricati. Per bordi caricatidiversamente vincolati, si può adoperare, a discrezione del progettista, un valore di λopportunamente ridotto.

5.10.3 Resistenza a flessione nel piano

(1) Nel caso in cui un momento applicato nel piano medio agisce sui bordi di estremità (dilarghezza b) di un piatto rettangolare non irrigidito (vedere la figura 5.12), la suscettibilitàall’instabilità è definita mediante il parametro β, dove β = 0,40 b/t. La classificazione dellasezione trasversale è eseguita in accordo a 5.10.2.

(2) Il valore di progetto del momento flettente MEd dovrebbe soddisfare la relazione:

MEd ≤ MRd (5.57)

dove il momento flettente resistente di progetto MRd è pari al minore tra i due valori M0,Rde Ma,Rd valutati in accordo a 5.10.3(3) e (4).


(3) Il momento flettente resistente di progetto Mo,Rd per snervamento globale ed instabilitàlocale è calcolato nel seguente modo:

Sezioni trasversali di classe 1 e 2

Mo,Rd = Wplfo/γM1 (5.58)

Sezioni trasversali di classe 3

(5.59)

Sezioni trasversali di classe 4

Mo,Rd = Weffo/γM1 (5.60)

dove: Wpl e Wel sono rispettivamente il modulo plastico ed elastico della sezione trasversale

lorda oppure di una sezione trasversale ridotta che portino in contol’addolcimento (softening) presente nelle HAZ indotte dalle saldaturelongitudinali, ma non la presenza dei fori;

Wef è il modulo elastico di una sezione trasversale efficace ottenuto considerandouno spessore opportunamente ridotto, al fine di tenere in conto tanto l’instabilitàquanto l’addolcimento (softening) presente nelle HAZ indotte dalle saldaturelongitudinali, ove necessario, ma tale da ignorare la presenza dei fori;

β è il fattore di snellezza per l’elemento maggiormente suscettibile diinstabilizzarsi tra quelli della sezione;

β2 e β3 sono i valori limite di β, relativi alle classi 2 e 3 rispettivamente, per l’elementoconsiderato;

f0 è la resistenza caratteristica per snervamento globale.

(4) Il momento flettente resistente di progetto Ma,Rd per la rottura locale in corrispondenzadi sezioni in cui sono presenti fori o saldature trasversali è:

Mo,Rd = Wnetfa/γM2 (5.61)

dove: Wnet è il modulo plastico che tiene conto della presenza dei fori ed è calcolato facendo

riferimento ad uno spessore ridotto ρhazt in ogni regione influenzatadall’addolcimento softening presente nelle HAZ.

5.10.4 Resistenza in presenza di gradienti di tensione trasversali o longitudinali

(1) Quando le azioni applicate all’estremità di una piastra rettangolare danno luogo ad ungradiente di tensione trasversale, la suscettibilità all’instabilità è definita da β = gt, dove gè calcolato in accordo a 5.4.3. Una volta calcolato β, procedere come indicato in 5.10.2.

(2) Qualora lo sforzo di compressione o il momento flettente applicato nel piano varinolongitudinalmente lungo il piatto (per esempio nella direzione della dimensione a), ilmomento resistente di progetto per sezioni trasversali di classe 1, 2 o 3 in corrispondenzadi una qualunque sezione trasversale non dovrebbe essere minore del momento agentein quella sezione sotto i carichi di progetto. Per le sezioni trasversali di classe 4, la verificaallo snervamento può essere soddisfatta in ogni sezione trasversale, ma per la verificaall’instabilità è consentito confrontare la compressione o il momento resistente di progettocon l'azione che agisce ad una distanza dall’estremità del piatto maggiormente caricatapari a 0,4 volte la lunghezza della semionda della deformata critica elastica del piatto.

5.10.5 Resistenza a taglio

(1) Un piatto rettangolare soggetto a forze di taglio uniformemente distribuite è mostratonella figura 5.12. Lo spessore è assunto costante e le condizioni di vincolo lungo tutti equattro i bordi sono di semplice appoggio, di vincolo elasticamente deformabile o diincastro.

(2) La suscettibilità all’instabilità per taglio è definita mediante il parametro β, dove β = b/te b è la più piccola tra le dimensioni dei lati. Per tutte le condizioni di bordo la classifica-zione della sezione trasversale è la seguente:

β ≤ 49 ε classi 1, 2 e 3

M o,Rd W el

β3 β–

β3 β2–----------------- W pl W el–( )+ f o γM1⁄=


β > 49 ε classe 4dove:

ε = ;

fv è la resistenza caratteristica a taglio in N/mm2.

(3) Il valore di progetto della forza di taglio VEd in corrispondenza di ciascuna sezionetrasversale dovrebbe soddisfare la condizione

VEd ≤ VRd (5.62)

dove VRd è la resistenza a taglio di progetto della sezione trasversale calcolata, in corri-spondenza della sezione trasversale più sfavorita, nella maniera seguente:

a) Sezioni trasversali di classe 1, 2 o 3 (5.63)

dove:

fv è la resistenza caratteristica a taglio (vedere 5.3.5), e Anet è l’area netta efficace cheporta in conto la presenza dei fori ed è calcolata inoltre facendo riferimento ad unospessore ridotto ρhazt in ogni area condizionata dall’addolcimento (softening)presente nelle HAZ. Se l’estensione delle HAZ è tale da interessare l’intero perimetrodel piatto, si assume che lo spessore ridotto si estenda all’intera sezione trasversale.Quando si tiene conto dei fori, la presenza di piccoli fori può essere ignorata se l’areatotale della loro sezione trasversale è minore del 20% dell’area totale della sezionetrasversale bt.

b) Sezioni trasversali di classe 4:

i valori di VRd dovrebbero essere verificati nei confronti sia dello snervamento chedell’instabilità. Per la verifica allo snervamento si utilizzi l’espressione a) riportata prece-dentemente e relativa alle sezioni trasversali di classe 1, 2 o 3. Per la verifica di instabilità:

VRd = v1 bt fv/γM1 (5.64)

dove:

per 0,40 ≤ b/a < 1,0

per 1,0 ≤ b/a

Queste espressioni non portano in conto l’effetto benefico delle bande diagonali ditrazione, ma se è noto che i vincoli di bordo del piatto sono capaci di sostenere l'azioneindotta dalle bande diagonali di trazione, può essere impiegato il procedimento fornitoin 5.12.3.

5.10.6 Resistenza in presenza di azioni assiali e flessionali

(1) Per un piatto soggetto contemporaneamente, in presenza dei carichi di progetto, asforzo assiale e a flessione nel piano medio dovrebbe essere fornita una classificazionedistinta per ciascuna azione, in accordo con quanto detto in 5.10.2. In tal modo, il valoredi β dovrebbe essere basato sulla forma delle tensioni agenti sul bordo prodotte quandola forza (NEd) e il momento (MEd) agiscono separatamente.

(2) Se il piatto è di classe 4, la valutazione di ciascuna singola resistenza, No,Rd e Mo,Rd,dovrebbe essere basata sullo specifico tipo di azione considerata (vedere 5.9).

(3) Se la combinazione delle azioni è data dallo sforzo assiale e dalla flessione nel piano,dovrebbero essere soddisfatte le seguenti condizioni:

(NEd/Nc,Rd) + (MEd/Mc,Rd) ≤ 1,0 (5.65)

(4) Se la combinazione delle azioni include l'effetto di una forza di taglio coincidente VEd ,quest’ultima può essere ignorata se essa non eccede il valore di 0,5 VRd (vedere 5.9.5).

Se VEd > 0,5 VRd, i valori di Nc,Rd e Mc,Rd possono essere entrambi ridotti mediante ilfattore:

Fattore di riduzione per taglio = 1,6 - 1,2Ved/VRd.

150 f v⁄

v 1 5,35 4 b a⁄( )2+[ ] 430t 2ε2

b2--------------------=

v 1 5,35 b a⁄( )2 4+[ ] 430t 2ε2

b2--------------------=


5.11 Resistenza delle piastre irrigidite soggette ad azioni applicate nel piano medio

5.11.1 Generalità

(1) Le seguenti prescrizioni riguardano i piatti vincolati su tutti e quattro i bordi ed irrigiditimediante uno o due irrigidimenti longitudinali centrali o eccentrici, oppure mediante tre opiù irrigidimenti longitudinali ad interasse costante oppure, infine, mediante ondulazioni(vedere figura 5.13). In questa sezione sono fornite anche le regole generali per le piastreortotrope [figure 5.13 c), d) e 5.11.6]. Le prescrizioni relative ai profili estrusi con uno odue irrigidimenti aperti sono fornite in 5.3.5.

(2) Gli irrigidimenti possono essere non vincolati per la loro intera lunghezza o ancheessere continui con irrigidimenti trasversali intermedi. La dimensione L dovrebbe esserevalutata come interasse tra i supporti, quando presenti. Una caratteristica essenziale delprogetto è che gli irrigidimenti longitudinali, ma non quelli trasversali, siano "subcritici",cioè possano deformarsi insieme alla piastra in un modo instabile globale.

(3) La resistenza di tali piastre nei confronti di tensioni normali longitudinali nella direzionedell’irrigidimento è fornita in 5.11.2, 5.11.3 e 5.11.4, mentre la resistenza a taglio è fornitain 5.11.5. L’interazione tra i diversi effetti è portata in conto analogamente a quantoindicato per i piatti non irrigiditi (vedere 5.10.6). Tali prescrizioni restano valide anche nelcaso in cui la sezione trasversale contenga elementi classificati come snelli.

figura 5.13 Piastre irrigidite e tipi di irrigidimenti

4) Quando la struttura è realizzata mediante elementi piani irrigiditi, la resistenza neiconfronti delle tensioni normali agenti in direzione trasversale può essere assunta pari aquella delle piastre non irrigidite. Per le lamiere grecate, tale resistenza è trascurabile. Lepiastre ortotrope e i pannelli compositi (sandwich) possono avere una resistenza conside-revole nei confronti di forze agenti in direzione trasversale.


5.11.2 Piastre irrigidite uniformemente compresse

(1)P Generalità

Prima di eseguire una qualunque verifica, la sezione trasversale deve essere classificatacome compatta o snella in accordo alle indicazioni fornite in 5.4, considerando tutti glielementi che la compongono.

Il valore di progetto della forza di compressione NEd deve soddisfare la relazione:

NEd ≤ NRd (5.66)

dove:NRd è il minore tra NRd e No,Rd, valutati in accordo alle indicazioni fornite in 5.11.2(2)

e (3).

2) Verifica allo snervamento

L’intera sezione dovrebbe essere verificata nei confronti dello schiacciamento localeanalogamente a quanto indicato per le membrature uniformemente compresse(vedere 5.8). La resistenza di progetto Na,Rd dovrebbe essere basata sull'area dellasezione netta Anet, valutata in corrispondenza della sezione trasversale più sfavorevole,portando in conto l’instabilità e l’addolcimento (softening) delle HAZ, ove necessario, oltreagli eventuali fori vuoti.

Na,Rd = Anetfa/γM2 (5.67)

dove:fa è la resistenza caratteristica per rottura locale.

(3) Verifica di instabilità per compressione (column check)

La piastra viene considerata come un assemblaggio di sotto-unità tra loro identiche,schematizzate come singola colonna, ciascuna delle quali contiene un irrigidimento o unapiega, disposti in posizione centrale e con una larghezza pari al passo w degli irrigidimentio delle pieghe. La resistenza assiale di progetto Nc,Rd viene, pertanto, assunta come:

Nc,Rd = Aefχcfo/γM1 (5.68)

dove:χc è il fattore di riduzione per l'instabilità dell colonne (column buckling);Aef è l'area efficace della sezione trasversale della piastra. Nella valutazione di Aef,

può ignorarsi l’addolcimento (softening) delle HAZ relative a saldature effettuatein corrispondenza dei bordi su cui sono applicati i carichi oppure incorrispondenza di irrigidimenti trasversali. È possibile ignorare anche la presenzadi fori vuoti;

f0 è la resistenza caratteristica per snervamento globale del materiale costituente lapiastra.

Il fattore riduttivo χc dovrebbe essere ottenuto adoperando la curva di instabilitàopportuna, relativa all’instabilità delle colonne (column buckling) della sotto-unità consi-derata come una semplice membratura uniformemente compressa, suscettibile di insta-bilità fuori del piano della piastra.

(4) Il parametro di snellezza λc per il calcolo di χc, è pari a:

(5.69)

dove:Ncr è il carico critico di instabilità in condizioni di elasticità ortotropa, valutato con

riferimento alla sezione trasversale lorda, eccetto che per gli elementi sporgentisnelli, per i quali dovrebbe adoperarsi lo spessore efficace.

(5) Per un piatto con irrigidimenti a sezione aperta:

quando (5.70)

λcAeff o

N cr-------------=

N crπ2E l x

L2--------------- L2c

π2---------+= L π

E l x

c---------4<


quando (5.71)

dove c è il vincolo elastico del piatto valutato in accordo alle espressioni (5.72), (5.73) o(5.74), mentre Ix è il momento di inerzia dell’area di tutti gli irrigidimenti compresi nellalarghezza b del piatto.

(6) Per un elemento con un irrigidimento centrato o eccentrico [figura 5.13 f)]:

(5.72)

dove t è lo spessore del piatto, b è la larghezza globale del piatto e b1 e b2 sono lelarghezze degli elementi piani presenti su entrambi i lati dell’irrigidimento.

(7) Per un elemento con due irrigidimenti simmetrici disposti a distanza b1 dagli irrigidi-menti longitudinali [figura 5.13 g)]:

(5.73)

(8) Per una piastra multi-irrigidita con irrigidimenti a sezione aperta [figura 5.13 h) e i)] econ piccoli irrigidimenti torsionali

(5.74)

(9) Per una piastra multi-irrigidita con irrigidimenti a sezione chiusa o parzialmente chiusa[figura 5.13 j)]

Ncr è il carico critico di instabilità valutato in condizioni di elasticità ortotropa.vedere 5.11.6.

(10) La semilunghezza d’onda per instabilità elastica è pari a:

(5.75)

Questa semilunghezza d’onda è utilizzata quando l’azione applicata è variabile nelladirezione dell’irrigidimento o delle pieghe. Vedere 5.11.4(3).

5.11.3 Piastre irrigidite soggette a flessione nel piano

(1)P Generalità

Devono essere eseguite due verifiche: una verifica allo snervamento [vedere 5.11.3(3)]ed una verifica all’instabilità per compressione (column check) [vedere 5.11.3(4)].

(2) Classificazione della sezione e instabilità locale

Per ogni verifica, la sezione trasversale dovrebbe essere classificata come compatta,semi-compatta o snella (vedere 5.3). Allo scopo di classificare i singoli elementi, e anchequando si calcolano gli spessori efficaci per gli elementi snelli, si può generalmenteritenere che ciascun elemento sia uniformemente compresso, assumendo g = 1 in 5.3.3.Comunque, nel caso in cui si esegua la sola verifica allo snervamento, è consentitocalcolare g facendo riferimento all’effettivo stato di sforzo presente negli elementi situatinella regione più esterna della piastra ed assumere lo stesso valore anche per gli altrielementi corrispondenti. Operare in questo modo può risultare favorevole quando ilnumero degli irrigidimenti o delle pieghe è piccolo.

(3) Verifica allo snervamento

L’intera sezione trasversale della piastra dovrebbe essere trattata come una travesoggetta a flessione nel proprio piano (vedere 5.5). Il momento resistente di progetto MRddovrebbe essere basato sulla sezione trasversale più sfavorevole, portando in contol’instabilità locale e l’addolcimento (softening) delle HAZ, se necessario, oltre che ciascuntipo di foro.

N cr 2 cE l x= L π E l x

c---------4≥

c 0,27E t 3bb1

2b22

-------------------------=

c 1,1E t 3

b12 3b 4b1–( )

----------------------------------=

c 8,9E t 3

b3------------------=

l w π E l x

c---------4=


(4) Verifica all’instabilità per compressione (column check)

La piastra viene considerata come assemblaggio di sotto-unità, schematizzate ciascunacome singola colonna, in maniera generalmente analoga a quanto fatto per la compres-sione assiale [vedere 5.11.2(3)], valutando il momento resistente di progetto Mc,Rd nelseguente modo:

(5.76)

dove: χc è il fattore di riduzione per l’instabilità per compressione (column buckling) della

singola sotto-unità;Ief è il momento di inerzia dell’area efficace della sezione trasversale della piastra

per flessione nel piano;yst è la distanza tra il centro della piastra ed il centro dell’irrigidimento più esterno;f0 è la resistenza caratteristica per snervamento globale del materiale costituente la

piastra.

Il fattore di riduzione χc dovrebbe essere determinato analogamente a quanto fatto per lacompressione uniforme [vedere 5.11.2(3)].

5.11.4 Piastre multi-irrigidite soggette a gradienti di tensione longitudinali

(1) Generalità

I casi in cui le azioni NEd o MEd applicate su di una piastra multi-irrigidita siano variabilinella direzione dell’irrigidimento o delle pieghe sono specificati in 5.11.4(2) e 5.11.4(3).


La resistenza di progetto di qualsiasi sezione trasversale non dovrebbe essere minoredell’effetto dell’azione di progetto applicata nella sezione considerata.

(3) Verifica all’instabilità per compressione (column check)

Per la verifica all’instabilità per compressione è sufficiente confrontare la resistenza diprogetto con l’effetto dell’azione di progetto applicato ad una distanza x dall’estremità delpannello maggiormente caricata, essendo x pari a 0,4 volte la semilunghezza d'onda lwper instabilità critica elastica, valutata in accordo alle indicazioni fornite in 5.11.2(10).

5.11.5 Piastre multi-irrigidite soggette a taglio

(1)P Generalità

Devono essere eseguite una verifica allo snervamento [vedere 5.11.5(2)] ed una verificaall’instabilità [vedere 5.11.5(3)]. I metodi forniti in 5.11.5(2) e (3) sono validi purché gliirrigidimenti o le pieghe, così come la stessa piastra, soddisfino le seguenti condizioni:

a) siano efficacemente collegati all’intelaiatura trasversale in corrispondenza dientrambe le estremità;

b) siano continui in corrispondenza di ogni sezione di applicazione degli irrigidimentitrasversali.


La resistenza al taglio di progetto VRd è valutata in maniera analoga a quanto fatto per unapiastra non irrigidita avente le stesse dimensioni globali (L × b) e lo stesso spessore t,ricavato in accordo alle indicazioni fornite in 5.10.5(2).

(3) Verifica di instabilità

La resistenza al taglio di progetto è valutata secondo le indicazioni fornite in 5.12.10.

Per la valutazione della resistenza, dovrebbero essere utilizzati i seguenti valori:

Iz t 3/10,9 per un elemento piano irrigidito, altrimenti calcolato secondo le indicazionifornite in 5.12.7(3), ponendo tw = t ;

Ix è il momento di inerzia dell’area per unità di larghezza della piastra e dell’irrigidimento,rispetto ad un asse baricentrico parallelo al piano della piastra.

M c,RdχcIeff o

γstγM1-----------------=


hw è la lunghezza efficace l, che può essere assunta, a vantaggio di sicurezza, pari allalunghezza non vincolata L (vedere la figura 5.13). Quando il valore di L supera dimolto il valore di b, un risultato più favorevole può essere ottenuto assumendo Vo,crpari alla forza di taglio critica di instabilità valutata in condizioni di elasticità ortotropa.Nell'eseguire la verifica di instabilità, non è necessario portare in conto in alcun modol’addolcimento (softening) delle HAZ.

5.11.6 Piastre ortotrope

(1) La procedura riportata in 5.11.2 potrebbe essere adoperata anche per le piastreortotrope uniformemente compresse. Il carico critico di instabilità in condizioni di elasticitàortotropa Ncr per una piastra ortotropa semplicemente appoggiata è fornito da:

quando (5.77)

quando (5.78)

Le espressioni di Bx, By e H sono fornite, per differenti sezioni trasversali, nel prospetto5.10, dove le Eq.1, Eq.2, Eq.3 e Eq.4 sono quelle di seguito specificate.

Eq. 1:

(5.79a)

dove:

Eq. 2:

(5.79b)

dove:

(5.79c)

(5.79d)

(5.79e)

Eq. 3:

(5.80a)

Eq. 4:

(5.80b)

N crπ2

b-----

Bx

L b⁄( )2------------------ 2H By L b⁄( )2+ +=

Lb---

Bx

By------4<

N cr2π2

b--------- BxBy H+[ ]=

Lb---

Bx

By------4≥

By2Ba

2a42a1a3t 1

3 4a2t 33 a3t 2

3–( )a3t 1

3 4a2t 33 a3t 2

3–( ) a1t 33 12a2t 3

3 4a3t 23–( )+

---------------------------------------------------------------------------------------------------------------+

-------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------=

BE t 1

3

12 1 v 2–( )---------------------------=

H 2B

GIT

2a----------

11,6GITa4

2

L2aB------------------------- 1 1

10C1 L4 C2+⁄-------------------------------------++

-----------------------------------------------------------------------------------------+=

C1 4 1 v 2–( ) a2 a3+( )a12a4

2h2t 2 3at 13( )⁄=

BE t 1

3

12 1 v 2–( )---------------------------=

C2

4 a1 a2+( )a1a4 1 a1 a2⁄ a2 a1⁄ a2 a1a3( )⁄+ + +[ ]a2

3 3a3 4a2+( )-----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------

t 2

t 1---- 3

=

By

E t 13

12 1 v 2–( )---------------------------

10b2

32a2-------------

at 33 at 2

3t 33 t 1

3⁄ 6ht 23+ +

at 33 2h t 1

3 t 23+( ) 3h2t 1

3t 23 at 3

3( )⁄+ +----------------------------------------------------------------------------------------=

H2E

3 1t 3

2a-------–

3

----------------------------t 1

3

16t 1

2a t 3–-----------------+

---------------------------t 2

3

16t 2

2a t 3–-----------------+

---------------------------+=


prospetto 5.10 Rigidezze flessionali e torsionali di piastre ortotrope

IL è il momento di inerzia di un irrigidimento e della porzione di piastra adiacente(compresa in una distanza pari a 2a o d ) in direzione longitudinale

IT è la rigidezza torsionale della stessa sezione trasversale.

figura 5.14 Notazioni degli irrigidimenti sulle sezioni trasversali

(2) La resistenza al taglio di una piastra ortotropa nei confronti dell’instabilità globale puòessere valutata secondo le indicazioni fornite in 5.12.7

Sezione trasversale Bx By H

Eq. 1 Eq. 2

Eq. 3 Eq. 4

0

E IL

2a---------

E t 3

12 1 v 2–( )

------------------------------Gt 3

6----------

E IL

2a--------

E IL

d-------- d

s---

E t 3

12 1 v 2–( )

------------------------- ds---Gt 3

6--------

E IL

2a-------- E t 1t 2h2

t 1 t 2+-------------------

GIT2a

---------

E IL

2a--------

E IL

d--------

GITd

--------


dove:

(5.81)

(5.82)

(valida per 0 < φ < 1,2) (5.83)

(valida per 0 < η < 1,5) (5.84)

By, Bx e H sono riportati nel prospetto 5.10.

(3) Per una piastra ortotropa con un bordo libero facente parte di una struttura a C (comerappresentato in figura 5.15), la valutazione della resistenza all’instabilità globaledovrebbe essere basata sulle proprietà della sezione trasversale specificate nelprospetto 5.10.

figura 5.15 Piastra ortotropa con un bordo libero

5.12 Resistenza delle travi a parete piena

5.12.1 Generalità

(1) Una trave a parete piena è una trave alta prefabbricata, consistente in una flangia tesa,una flangia compressa ed un piatto d’anima. L’anima è solitamente snella e può essereirrigidita con supporti ed irrigidimenti intermedi trasversali. Può anche essere ulterior-mente irrigidita mediante irrigidimenti longitudinali, come indicato nella figura 5.16.

V o,cr

k τπ2

b----------- BxBy

34=

k τ 3,25 0,567φ 1,92φ2 1,95 0,1φ 2,75φ2+ +( )η+ +–=

φ Lb---

By

Bx------4=

η H

BxBy

------------------=


figura 5.16 a) - n) e q): forme instabili dell’anima e o) - p) forme instabili della flangia

(2) Le anime si instabilizzano per taglio in corrispondenza di valori relativamente bassi deicarichi applicati, ma è possibile sviluppare una considerevole resistenza in campo post-criticograzie all'effetto delle bande diagonali di trazione. Le travi a parete piena, talvolta, presentanorinforzi trasversali d’anima sotto forma di pieghe o di irrigidimenti trasversali ravvicinati.

(3) Le travi a parete piena possono essere soggette a combinazioni di momento, taglio esforzo assiale, oltre ai carichi applicati localmente sulle flange. A causa della lorosnellezza, possono essere soggette ad instabilità flesso-torsionale [figura 5.16 p)], ameno che non siano adeguatamente vincolate per tutta la loro lunghezza.

(4) Il metodo di calcolo qui fornito è generalmente applicabile anche agli elementi lateralidi travi a sezione scatolare.

(5) La resistenza delle anime delle travi a parete piena dipende dal rapporto altezza-spessorebw/tw e dai dispositivi di irrigidimento dell’anima.

Nel prospetto 5.11, sono forniti i meccanismi di collasso ed i riferimenti alle prescrizioniper la scelta delle relazioni da adoperare per la valutazione delle resistenze.

prospetto 5.11 Meccanismi di instabilità (figura 5.16) e corrispondenti punti per le espressioni di valutazione dellaresistenza

5.12.2 Resistenza delle travi soggette a flessione nel piano dell'anima

(1) Dovrebbero essere eseguite una verifica allo snervamento ed una verifica di insta-bilità, e nel caso di anime con saldature longitudinali continue, dovrebbero essereanalizzati gli effetti indotti dalle HAZ. Possono essere ignorati gli effetti delle HAZ dovutealle saldature eseguite per il collegamento degli irrigidimenti trasversali alla trave, cosìcome i piccoli fori eventualmente presenti nell’anima, a condizione che essi corri-spondano a non più del 20% dell’area trasversale dell’anima. L’altezza dell’anima tra leflange è indicata con bw.

(2)P Per la verifica allo snervamento, il valore di progetto del momento MEd in ciascunasezione trasversale deve soddisfare la relazione:

MEd ≤ Mo,Rd (5.85)

Meccanismi di instabilità Figura 5.16 paragrafi

Instabilità dell’anima per tensioni di compressioneInstabilità per taglioInterazione tra taglio e momento flettenteInstabilità dell’anima per carichi localizzati sulle flangeCurvatura indotta dall’instabilità dell’animaInstabilità torsionale della flangiaInstabilità flesso-torsionale

qb, d, e, h, k, lf, jd, g, mc, n,op

5.12.2 e 5.12.35.12.4, 5.12.5 e 5.12.105.12.75.12.85.12.95.4.55.6.6


dove:M0,Rd è il valore del momento resistente di progetto della sezione trasversale che si

utilizzerebbe se la sezione trasversale fosse di classe 3. Pertanto:

Mo,Rd = Welfo/γM1 (5.86)

dove:Wel è il modulo elastico che porta in conto la presenza dei fori ed è calcolato

assumendo uno spessore ridotto ρhazt nelle regioni adiacenti alle flangeche potrebbero essere affette dall’addolcimento (softening) delle HAZ(vedere 5.5.2).

(3) Quando si esegue la verifica di instabilità, si assume che gli irrigidimenti trasversalisoddisfino i requisiti forniti in 5.12.6, relativi alla sezione efficace dell’irrigidimento. Siassume anche che la distanza tra due irrigidimenti trasversali consecutivi sia maggioredella metà dell’altezza netta dell’anima, misurata tra i piatti delle flange. Se non si ricadein tali condizioni, fare riferimento a 5.12.10, per anime corrugate o con irrigidimenti ravvi-cinati.

(4) Per ciascun campo di trave di lunghezza a compreso tra due irrigidimenti trasversaliconsecutivi, il momento agente, in presenza dei carichi di progetto, ad una distanza paria 0,4 a dall'estremità del tratto maggiormente caricato, non dovrebbe eccedere ilmomento resistente di progetto M0,Rd relativo a quel tratto, dove:

Mo,Rd = Weffo/γM1

Wef è il modulo elastico efficace calcolato assumendo uno spessore ridotto per tenereconto degli effetti sia dell’instabilità locale sia dell’addolcimento (softening) delle HAZ, maignorando la presenza dei fori. Lo spessore ridotto è assunto pari al minore tra ρhazt e ρctnelle regioni termicamente alterate, e pari a ρct nella rimanente parte.

(5) Lo spessore è ridotto soltanto nella parte compressa bc del pannello d'anima.

Il rapporto ψ tra le tensioni utilizzato in 5.4.3 e la corrispondente altezza bc possonoessere ottenuti utilizzando l'area efficace della flangia compressa e l'area lorda delpannello d'anima, come indicato nella figura 5.17.

(6) Se il bordo compresso del pannello d'anima è più vicino all'asse neutro della trave chealla flangia tesa, vedere la figura 5.17 c), la snellezza λp di un elemento piano può esseresostituita con

(5.87)

dove:σcom,Ed è la massima tensione di compressione di progetto agente sull’elemento, ottenuta

utilizzando le aree efficaci di tutti gli elementi compressi.

Questa procedura, generalmente, richiede un calcolo di tipo iterativo, nel quale ψ è deter-minato nuovamente ad ogni passo del calcolo, sulla base delle tensioni determinate per lasezione trasversale efficace definita al termine del passo precedente.

λp,red λp σcom,Ed f yd⁄=


figura 5.17 a) Notazioni relative alla sezione trasversale. b) Sezione trasversale efficace per una trave a paretepiena con flange di classe 1, 2 o 3. c) Sezione trasversale efficace per una trave a parete piena conuna flangia tesa più piccola e una flangia compressa di classe 4

5.12.3 Resistenza delle travi con irrigidimenti longitudinali del pannello d'anima

(1) L'instabilità di un elemento piano per effetto delle tensioni longitudinali di compres-sione può essere portata in conto utilizzando una sezione trasversale efficace, riferibile aduna sezione trasversale di classe 4.

(2) Le proprietà della sezione trasversale efficace dovrebbero essere valutate basandosisulle aree efficaci degli elementi compressi e sulla loro ubicazione nella sezionetrasversale efficace.

(3) Al primo passo del procedimento di calcolo, le aree efficaci dei sub-pannelli pianicompressi disposti tra due irrigidimenti consecutivi dovrebbero essere ottenute utiliz-zando gli spessori efficaci, secondo le indicazioni fornite in 5.4.5. Vedere figura 5.18.

(4) L'instabilità globale della piastra, comprendendo l'instabilità degli irrigidimenti, è valutatacome l'instabilità per compressione di una colonna fittizia formata dagli irrigidimenti e dallametà della parte adiacente dell'anima. Se le tensioni cambiano di segno, passando da valoridi compressione a valori di trazione all’interno dello stesso sub-pannello, come facente partedella colonna fittizia, si assume solo un terzo della parte compressa. Vedere figura 5.18 c).

(5) Al secondo passo del procedimento di calcolo, gli spessori efficaci delle diverse partidella sezione della colonna fittizia sono ulteriormente ridotti mediante un fattore diriduzione χc, ottenuto dalla appropriata curva di instabilità delle colonne, relativamenteall’instabilità della colonna fittizia, intesa alla stregua di una asta semplice, fuori dal pianodell'anima.

(6) Nel calcolo del fattore di riduzione χc, il parametro di snellezza normalizzato λc è pari a:

(5.88)

dove: Ast,ef è l'area efficace della colonna fittizia individuata al primo passo. Ncr è il carico

critico elastico fornito dalla seguente espressione:

se a > ac (5.89)

se a ≤ ac (5.90)

λcAst,eff o

N cr-----------------=

N cr 1,05EIstt w

3 bw

b1b2-----------------------=

N crπ2EIst

a2----------------

Et w3 bwa2

4π2 1 v 2–( )b12b2

2-------------------------------------------+=


(5.91)

dove:Ist è il momento di inerzia della sezione trasversale lorda della colonna

fittizia [vedere 5.12.3(7)] intorno all'asse passante per il suo baricentro eparallelo al piano dell’anima.

b1 e b2 sono le distanze tra i bordi longitudinali e gli irrigidimenti (b1 + b2 = bw).

(7) Nel calcolo di Ist, si consideri la colonna costituita dall’effettivo irrigidimento e da unaparte del pannello d’anima di larghezza efficace pari a 15tw da entrambi i lati dell’irrigidi-mento. Vedere figure 5.18 d1) e d2).

(8) Nel caso di due irrigidimenti longitudinali, entrambi compressi, i due irrigidimenti sonoconsiderati congiuntamente, con un'area efficace e un momento di inerzia pari allasomma dei valori che competono al singolo irrigidimento. L'ubicazione dell’irrigidimentorisultante è fornita dalla posizione della risultante delle forze assiali agenti in ciascun irrigi-dimento. Se uno degli irrigidimenti è teso, il procedimento fornisce risultati a vantaggio disicurezza.

figura 5.18 a) Pannello d’anima irrigidito b) sezione trasversale c) area efficace della colonna fittizia d) sezionetrasversale della colonna fittizia per il calcolo di Ist d1) irrigidimento a sezione aperta d2) irrigidimento asezione chiusaLegenda1 Irrigidimento longitudinale2 Irrigidimento trasversale

ac 4,33 4 Istb12b2

2

t w3 bw

-------------------=


5.12.4 Resistenza al taglio di travi a parete piena dotate di irrigidimenti solo in corrispondenza degliappoggi

(1) Per i pannelli d’anima con irrigidimenti trasversali disposti solo in corrispondenza degliappoggi, la resistenza critica di progetto all’instabilità per taglio VRd dovrebbe esserecalcolata mediante la seguente relazione:

VRd = ρvtwbwfow/γM1 (5.92)

dove ρv è un fattore di riduzione per l’instabilità al taglio valutato secondo il prospetto 5.12e la figura 5.20.

prospetto 5.12 Fattore di riduzione ρv per l’instabilità per taglio

η = 0,4 + 0,2 fuw/fow, ma non maggiore di 0,7.dove:fow è la resistenza per snervamento globale e fuw è la resistenza ultima delle fibre

dell’anima.

figura 5.19 Irrigidimento terminale rigido a) e non rigido b)

2) Si dovrebbe distinguere tra:

a) gli irrigidimenti terminali rigidi, in conformità a 5.12.5(6). Questo è anche il caso deipannelli situati lontano dalle estremità della trave oppure situati in corrispondenza diun appoggio intermedio di una trave continua.

b) Gli irrigidimenti terminali non rigidi, in conformità a 5.12.5(7).

λw Irrigidimento terminale rigido Irrigidimento terminale non rigido

λw ≤ 0,48/η0,48/η < λw < 0,949

0,949 ≤ λw

η0,48/λw

1,32/(1,66 + λw)

η0,48/λw 0,48/λw


figura 5.20 Fattore di riduzione ρv per instabilità per taglioLegenda1 Irrigidimento terminale rigido2 Irrigidimento terminale non rigido

(3) Il parametro di snellezza λw del prospetto 5.12 e della figura 5.20 è fornito da:

(5.93)

5.12.5 Resistenza a taglio di anime con irrigidimenti intermedi

(1) Per travi con irrigidimenti trasversali e longitudinali, la resistenza critica di progettoall’instabilità per taglio VRd è data dalla somma dei contributi Vw,Rd dell’anima e Vf,Rd delleflange.

VRd = Vw,Rd + Vf,Rd (5.94)

(2) Vw,Rd include una parte degli effetti indotti dalle bande diagonali di trazione nell’animaè valutato secondo 5.12.5(3). Vf,Rd è un incremento alla resistenza fornita dalle bandediagonali di trazione dovuto alla resistenza flessionale locale delle flange.Vedere 5.12.5(8).

(3) La resistenza di progetto a taglio dell’anima è pari a

Vw,Rd = ρvtwbwfow/γM1 (5.95)

dove:ρv è il fattore di spessore efficace nei confronti dell’instabilità per taglio, valutato

secondo il prospetto 5.12 e la figura 5.20.

(4) Il parametro di snellezza λw è pari a

(5.96)

(5) Il coefficiente di instabilità per taglio kτ in (4) vale:

kτ = 5,34 + 4,00(bw/a)2 kτst quando a/bw ≥ 1 (5.97)

kτ = 4,00 + 5,34(bw/a)2 kτst quando a/bw < 1 (5.98)

dove:

ma non minore di (5.99)

a è la distanza tra gli irrigidimenti trasversali. Vedere figura 5.21.

λw 0,35bw

t w------

f o

E-----=

λw0,81

k τ

-----------bw

t w------

f o

E-----=

k τst 9bw

a------

2 Ist

t w3 bw

------------

34---

=2,1t w--------

Ist

bw------

13---


Ist è il momento di inerzia dell’irrigidimento longitudinale rispetto all’asse z. Vederefigura 5.21 b). Per anime con due o più irrigidimenti uguali, non necessariamentead interasse costante, Ist è pari alla somma dei momenti di inerzia dei singoliirrigidimenti.

(6) Per le anime con irrigidimenti trasversali, il parametro di snellezza λw dovrebbe essereassunto non minore di:

(5.100)

dove il coefficiente kτ1 di instabilità per taglio fa riferimento al più grande sub-pannello, dilarghezza bw1 e lunghezza a, vedere figura 5.21. L’espressione in 5.12.5(5) può essereutilizzata con kτst = 0.

(7) Se la resistenza delle flange non è completamente assorbita dal momento flettente(MEd < Mf,Rd) esiste un contributo alla resistenza al taglio Vf,Rd fornito dalle flange evalutabile mediante la relazione:

(5.101)

dove:

bf, tf sono quelli relativi alla flangia più piccola.

figura 5.21 Anime con irrigidimenti trasversali e longitudinaliLegenda1 Irrigidimento longitudinale2 Irrigidimento trasversale

(8) Quando è applicata anche una forza assiale NSd, il valore di Mf,Rd dovrebbe essereridotto attraverso il fattore:

(5.102)

fof è la resistenza caratteristica di snervamento globale del materiale costituente la flangiae Af1 e Af2 sono le aree delle flange.

(9) Quando MSd ≥ Mf,Rd, Vf,Rd = 0.

λw0,81

k τ1

------------bw1

t w---------

f o

E-----=

V f,Rd

b ft f2f of

cλM1----------------- 1

M Ed

M f,Rd------------- 2

– =

c 0,084,4b ft f

2f of

t wbw2 f ow

-------------------------+ a=

1NSd

Af1 Af2+( )f of λM1⁄------------------------------------------------–


5.12.6 Irrigidimenti d’anima

5.12.6.1 Irrigidimento terminale rigido

(1) L’irrigidimento terminale rigido dovrebbe comportarsi come un irrigidimento che resistealla reazione del vincolo sulla trave, ed alla stregua di trave corta che resiste alle tensionimembranali longitudinali nel piano dell’anima.

(2) Un irrigidimento terminale rigido può essere realizzato mediante due irrigidimentitrasversali disposti su entrambi i lati dell’anima, formanti le flange di una trave corta dilunghezza hf [vedere figura 5.19 a)]. La striscia del pannello d’anima disposto tra gli irrigi-dimenti costituisce l’anima della trave corta. Alternativamente, un irrigidimento diestremità può essere realizzato come una sezione, collegato alle estremità del pannellod’anima.

(3) Ciascun irrigidimento dovrebbe avere un’area della sezione trasversale pari adalmeno 4 hftw

2/e, dove e è la distanza tra gli irrigidimenti, con e > 0,1hf, vederefigura 5.19 a).

(4) Se un irrigidimento terminale rigido è l’unico elemento strutturale in grado di opporsialla rotazione torsionale all’estremità della trave, il momento di inerzia della sezione diestremità intorno alla linea d’asse dell’anima (Iep) dovrebbe soddisfare la seguenterelazione:

(5.103)

dove:tf è il massimo valore dello spessore della flangia lungo la trave;REd è la reazione all’estremità della trave in presenza dei carichi di progetto;WEd è il carico totale di progetto sulla luce adiacente.

5.12.6.2 Irrigidimento terminale non rigido

(1) Un irrigidimento terminale non rigido può essere realizzato mediante un singolo irrigi-dimento, come mostrato nella figura 5.19 b). Si può assumere che esso si comporti comeun irrigidimento portante in grado di resistere alla reazione esplicata sulla trave in corri-spondenza del vincolo.

5.12.6.3 Irrigidimenti trasversali intermedi

(1) Per gli irrigidimenti trasversali intermedi che si comportino come vincoli rigidi neiconfronti dei pannelli interni d’anima, si dovrebbero effettuare verifiche di resistenza e dirigidezza.

(2) Gli altri irrigidimenti trasversali intermedi possono essere considerati flessibili,portando la loro rigidezza in conto nel calcolo di kτ in 5.12.5(4).

(3) Gli irrigidimenti trasversali e intermedi che si comportano come vincoli rigidi per ilpannello d’anima dovrebbero essere caratterizzati da un momento di inerzia che soddisfile seguenti limitazioni:

se : (5.104)

se : (5.105)

La resistenza di un irrigidimento intermedio rigido dovrebbe essere verificata in corrispon-denza di una forza assiale pari a VEd meno ρVbWtWfo dell’anima, supponendo di averestratto l’irrigidimento considerato.

5.12.6.4 Irrigidimenti longitudinali

(1) Gli irrigidimenti longitudinali possono essere sia rigidi che flessibili. In entrambi i casi,la loro rigidezza dovrebbe essere portata in conto nella valutazione della snellezzaλw in 5.12.5

(2) Se il valore di λw è governato dal sub-pannello, l’irrigidimento può considerarsi rigido.

Iep bw3 t fREd 250W Ed⁄≥

Ist 1,5hw3 t w

3 a2⁄≥ a hw⁄ 2<

Ist 0,75hwt w3≥ a hw⁄ 2≥


(3) Qualora gli irrigidimenti vengano considerati quali elementi resistenti alle tensioninormali, dovrebbe essere verificata la loro resistenza nei confronti delle tensioni normali.

5.12.7 Interazione tra taglio, momento flettente e sforzo assiale

(1) Ammesso che le flange siano in grado di resistere all'intero valore di progetto delmomento flettente e dello sforzo assiale agenti nella membratura, non è necessarioridurre la resistenza di progetto a taglio dell’anima per tener conto del momento flettentee dello sforzo assiale agenti nella membratura stessa, ad eccezione di quanto indicatoin 5.12.5(8).

(2) Quando MEd > Mf,Rd, dovrebbero essere soddisfatte le seguenti due relazioni:

(5.106)

MEd ≤ Mef,Rd

dove:Mef,Rd è il momento flettente resistente di progetto valutato secondo le indicazioni fornite

in 5.12.3.Mf,Rd è il momento flettente resistente di progetto relativo alle sole flange,

vedere 5.12.5(7). Per le flange compresse di classe 4, è utilizzato lo spessoreefficace.

(3) Se è applicato anche uno sforzo assiale NEd, Mpl,Rd dovrebbe essere sostituito dalmomento resistente plastico ridotto MN,Rd fornito dalla seguente espressione:

(5.107)

dove Af1, Af2 sono le aree delle flange.

figura 5.22 Interazione tra resistenza a flessione e resistenza a taglio

5.12.8 Resistenza dell'anima alle forze trasversali

(1) La resistenza di un’anima non irrigidita alle forze trasversali applicate attraverso unaflangia, è governata da uno dei seguenti meccanismi di collasso:

- schiacciamento dell’anima in vicinanza della flangia, accompagnato dalla deforma-zione plastica della flangia;

- imbozzamento dell’anima sotto forma di instabilità localizzata e schiacciamentodell’anima in prossimità della flangia, accompagnato dalla deformazione plastica dellaflangia;

- instabilità dell’anima estesa a gran parte dell'altezza della membratura;

M Ed

M pl,Rd--------------- 2

V Ed

V w,Rd-------------- 1

M f,Rd

M pl,Rd----------------–

+

2M f,Rd

M pl,Rd----------------–

------------------------------------------------------------------------ 1,00≤

M N,Rd M pl,Rd 1NEd

Af1 Af2+( )f o λM1⁄---------------------------------------------- 2

– =


- instabilità globale dell’anima su una gran parte della lunghezza della membratura.Questa modalità di collasso ha luogo con maggiore probabilità in presenza di un certonumero di forze trasversali distribuite lungo la membratura.

(2) Si fa distinzione tra le tre seguenti modalità di applicazione del carico:

a) Forze applicate attraverso una flangia e contrastate dalle azioni taglianti resistentinell’anima. Vedere figura 5.23 a).

b) Forze applicate ad una flangia e trasferite attraverso l’anima direttamente all’altraflangia. Vedere figura 5.23 b).

c) Forze applicate attraverso una flangia in prossimità di una estremità non irrigidita,vedere figura 5.23 c).

(3) Nel caso di travi a sezione scatolare con anime inclinate, si dovrebbe eseguire unaverifica di resistenza per l’anima e per la flangia. Gli effetti del carico sono costituiti dallecomponenti del carico esterno rispettivamente nel piano dell’anima e nel piano dellaflangia.

(4) Inoltre, dovrebbe essere portato in conto l’effetto della forza trasversale sul momentoresistente della membratura.

(5) La resistenza di un’anima irrigidita longitudinalmente è incrementata dalla presenzadell’irrigidimento, ma, a tal proposito, in questa sede, non viene fornita alcuna regolaprogettuale.

(6) La resistenza di progetto FRd in presenza di azioni trasversali (figura 5.23 a), b) e c) èottenuta dalla relazione:

ma non maggiore di (5.108)

dove:fow è la resistenza caratteristica del materiale dell’anima, e kF è specificato nella figura 5.23.

La lunghezza effettiva di carico ly dipende dalla lunghezza del tratto di contatto rigido ss edalle dimensioni della sezione trasversale.

figura 5.23 Modalità di applicazione del carico e coefficienti di instabilità

Applicazione a) Applicazione b) Applicazione c)

(7) La lunghezza ss del tratto di contatto rigido sulla flangia è la distanza sulla quale laforza applicata è effettivamente distribuita e può essere determinata supponendo la diffu-sione del carico attraverso le parti solide con una pendenza di 1:1 (vedere figura 5.24). Lalunghezza ss non dovrebbe essere assunta maggiore di bw.

(8) Qualora diverse forze concentrate siano disposte a distanza ravvicinata, la resistenzadovrebbe essere verificata sia per ciascuna singola forza che per la forza totale. Inquest'ultimo caso, ss dovrebbe essere assunto pari alla distanza tra le forze esterne.

F Rd 0,57t w2

k FIyf owEbw

------------------------ 1γM1---------= t wl y

f ow

γM1---------

k F 6 2bw

a------

2

+= k F 3,5 2bw

a------

2

+= k F 2 6 Ss c+

bw---------------- 6≤+=


(9) La lunghezza effettiva di carico ly è calcolata utilizzando i seguenti parametri adimen-sionali

(5.109)

se altrimenti m2 = 0 (5.110)

Per le travi a sezione scatolare, la bf nell’espressione (5.109) è limitata a 25tf su ciascunlato dell’anima.

figura 5.24 Lunghezza del tratto di contatto rigido

(10) Per le modalità di applicazione del carico a) e b) nella figura 5.23, ly è fornita da:

(5.111)

(11) Per la modalità di applicazione del carico c) nella figura 5.23, ly è pari al minore tra ivalori risultanti dalle espressioni (5.111), (5.113) e (5.114). Si noti che ss = 0, nel caso incui il dispositivo di carico non segue il cambio di pendenza dell’estremità della trave.

(5.112)

(5.113)

(5.114)

5.12.9 Instabilità indotta dalla flangia

(1) Per prevenire la possibilità che la flangia compressa possa instabilizzarsi nel pianodell’anima, il rapporto bw/tw dell’anima deve soddisfare la seguente espressione:

(5.115)

dove:Aw è l'area dell’anima;Afc è l'area della flangia compressa.

Il valore del fattore k dovrebbe essere assunto nel seguente modo:

utilizzo della rotazione plastica: 0,3

utilizzo della resistenza del momento plastico: 0,4

utilizzo della resistenza sull’attingimento del momento resistente elastico: 0,55

m1f ofb f

f owt w--------------=

m2 0,02bw

t f------ 2

=ss 4t f+( )bwf ow

k FEt w2

--------------------------------------- 0,2>

l y ss 2t f 1 m1 m2++( )+=

l ef

k F Et w2

2f owbw------------------- ss c+≤=

l y l ef t fm1

2-------

l ef

t f----- 2

m2+ ++=

l y l ef t f m1 m2++=

bw

t w------ kE

f of-------

Aw

Afc-------≤


(2) Qualora la trave sia curva lungo il suo profilo longitudinale, con la flangia compressadisposta sulla superficie concava, in aggiunta alla (5.115), si dovrebbe verificare laseguente espressione:

(5.116)

dove:r è il raggio di curvatura della flangia compressa.

Qualora la trave sia provvista di irrigidimenti trasversali d’anima, il valore limite di bw/tw puòessere incrementato mediante il fattore 1 + (bw/a)2.

5.12.10 Anime corrugate o munite di irrigidimenti d’anima ravvicinati

(1) Nelle travi a parete piena con irrigidimenti trasversali sotto forma di pieghe o di irrigidi-menti trasversali disposti a distanza ravvicinata (a/bw < 0,3), gli elementi piani compresitra due irrigidimenti consecutivi si possono instabilizzare localmente, vedere figura 5.16 k)e gli irrigidimenti trasversali si possono deformare assieme all’anima in un modo instabileglobale, vedere figura 5.16 l).

a) Se l’anima è una piastra piana multi-irrigidita, il momento resistente e la resistenza ataglio dovrebbero essere ricavati in accordo alle indicazioni fornite in 5.11.

b) Se l’anima è costituita da una piastra grecata, si può assumere che il momentoresistente della trave sia fornito dalle sole flange, mentre il contributo dell’anima ènullo.

figura 5.25 Anime corrugate

(2) La resistenza tagliante di elementi piani all’instabilità locale per taglio, è pari a

Vw,Rd = 0,7 ρvtwhwfow/γM1 (5.117)

dove:

ρv è fornito dal prospetto 5.12, per ;

bm è pari alla massima larghezza bo, bu o sw delle parti piane che costituiscono lepieghe dell’anima.

(3) La resistenza a taglio, con riferimento all’instabilità globale per taglio, è determinatamediante l’espressione

(5.118)

bw

t w------ kE

f of-------

Aw

Afc-------≤ 1

1bwE3rf of------------+

--------------------------

λw 0,35bm

t w-------

f o

E-----=

V o,Rd χohwt w

f o

γM1---------=


dove:

ma non maggiore di 1,0 (5.119)

(5.120)

(5.121)

(5.122)

Ix è il momento di inerzia dell’anima grecata per unità di larghezza (vedere figura 5.25).

5.12.11 Piastre a linguetta

(1) Una piastra a linguetta è costituita da parti che si estendono internamente, a partire dauna flangia, per formare una sezione esterna più spessa dell’anima della trave. Affinchéessa sia efficace, quando la linguetta è considerata come un elemento piano sporgentesoggetto a compressione assiale (vedere sezione 5.4.4), le dimensioni della sua sezionetrasversale dovrebbero essere tali da farla risultare di Classe 1 o di Classe 2.

(2) Quando una linguetta è formata da due o tre elementi piani, comprendendo nel contoil piatto d’anima collegato ad elementi solidali con la flangia, lo spessore t richiesto perverificare la sua classificazione può essere assunto pari allo spessore totale. Comunque,nelle costruzioni chiodate o bullonate è necessario verificare che ciascun elementosporgente situato oltre l’ultima fila dei dispositivi di giunzione sia di Classe 1 o di Classe 2.

6 COLLEGAMENTI SOGGETTI A CARICHI STATICI

6.1 Basi per i collegamenti bullonati, chiodati e saldati

6.1.1 Introduzione

(1)P Tutti i collegamenti devono possedere una resistenza di progetto tale che la strutturarimanga efficace e risulti in grado di soddisfare tutti i requisiti progettuali di base fornitinella Sezione 2.

(2)P Il coefficiente di sicurezza parziale γM deve essere assunto nel modo di seguitospecificato:- resistenza dei collegamenti bullonati: γMb =- resistenza dei collegamenti chiodati: γMr =- resistenza dei collegamenti con perni: γMp =- resistenza dei collegamenti saldati: γMw =- collegamenti ad attrito: γMs = vedere 6.5.9.3- collegamenti con adesivi: γMa ≥- resistenza di membrature e sezioni trasversali: γM1 e γM2 vedere 5.1.1

(3)P I collegamenti soggetti a fatica devono soddisfare anche i requisiti specificati nellaENV 1999-2.

6.1.2 Forze e momenti applicati

(1)P Le forze e i momenti applicati ai collegamenti allo stato limite ultimo devono esseredeterminati attraverso un’analisi globale sviluppata conformemente a 5.

(2)P Queste forze e momenti applicati devono includere:

- gli effetti del secondo ordine;

- gli effetti delle imperfezioni (vedere appendice C.4);

- gli effetti della flessibilità dei collegamenti (vedere 6.4).

χo0,60

0,8 λow2+

------------------------=

λowhwt wf o

V 0,cr-----------------=

V 0,cr60Ehw

----------- Iz I3x⋅4=

Iz

bd

bu bo 2sw+ +-----------------------------------

t w3

10,9-----------=

1,251,251,251,25

3,0


6.1.3 Resistenza di collegamenti

(1)P La resistenza di un collegamento deve essere determinata in base alle resistenze deisingoli dispositivi meccanici di collegamento e delle saldature.

(2)P Nel progetto di un collegamento deve essere generalmente usata l’analisi elasticalineare. Alternativamente, può essere utilizzata un’analisi non lineare, a condizione che sitenga conto delle caratteristiche carico - deformazione di tutte le componenti costituenti ilcollegamento.

(3)P Se il modello di progetto é basato sulle linee di snervamento, come, per esempio, nelcaso della rottura a taglio in prossimità di un gruppo di fori (block shear), l’adeguatezza delmodello deve essere dimostrata attraverso prove fisiche.

6.1.4 Ipotesi per il progetto

(1) I collegamenti possono essere progettati distribuendo le forze e i momenti interni nellamaniera che si ritiene più razionale, ammesso che:

a) le forze e i momenti interni assunti siano in equilibrio con le forze e i momenti applicati;

b) ciascun elemento nel collegamento sia in grado di resistere alle forze o alle tensioniassunte nell’analisi;

c) le deformazioni associate a questa distribuzione siano compatibili con la capacità dideformazione dei dispositivi meccanici di collegamento o delle saldature e delle particollegate, e

d) le deformazioni assunte in qualsiasi modello progettuale basato su linee di snerva-mento siano determinate mediante rotazioni rigide (e deformazioni nel piano) fisica-mente compatibili.

(2)P In aggiunta, la distribuzione di forze interne assunta deve risultare realistica conriferimento alla distribuzione delle rigidezze nel nodo. Le forze interne cercheranno diseguire il percorso a maggiore rigidezza. Questo percorso deve essere chiaramenteidentificato ed il progetto del collegamento deve essere sviluppato in maniera consistentecon tale percorso.

(3) Normalmente, non è necessario considerare le tensioni residue e le sollecitazionidovute al serraggio dei dispositivi di giunzione ed all’ordinaria tolleranza di assemblaggio.

6.1.5 Fabbricazione ed esecuzione

(1)P Nel progetto dei nodi e delle giunzioni deve sempre essere presa debitamente inconsiderazione la semplicità di fabbricazione e di esecuzione

(2) Si dovrebbe porre attenzione a:

- i margini necessari per un’esecuzione in condizioni di sicurezza;

- i margini necessari per serrare i dispositivi di giunzione;

- l’accessibilità necessaria per eseguire le saldature;

- i requisiti dei processi di saldatura;

- gli effetti delle tolleranze lineari ed angolari sull’assemblaggio.

(3) Si dovrebbe, inoltre, prestare attenzione ai requisiti per:

- le ispezioni successive;

- i trattamenti delle superfici;

- la manutenzione.

Per le regole dettagliate sulla fabbricazione e sull’esecuzione, vedere la Sezione 7.

6.2 Intersezioni per collegamenti bullonati, chiodati e saldati(1)P Le membrature che convergono in un nodo devono essere normalmente posizionatein modo che i loro assi baricentrici si intersechino in un punto.

(2)P Quando nelle intersezioni ci siano delle eccentricità, esse devono essere debita-mente considerate, eccezion fatta per quei casi particolari dove sia stato dimostrato checiò non risulta necessario.


6.3 Nodi caricati a taglio soggetti a vibrazioni e/o inversioni di carico(1)P Quando un nodo soggetto a taglio è sottoposto ad urti o vibrazioni significative, sidevono utilizzare saldature oppure bulloni con dispositivi anti-allentamento, bullonipretesi, bulloni in fori calibrati, o altri tipi di bulloni che prevengano efficacemente lo scorri-mento.

(2)P Quando in un nodo lo scorrimento non risulta accettabile, in quanto soggetto adinversioni della forza di taglio (o per qualsiasi altra ragione), si deve ricorrere all'impiego dibulloni pretesi in un collegamento resistente ad attrito (categoria B o C, come appropriato,vedere 6.5.3), a bulloni calibrati oppure alle saldature.

(3) Per le travature reticolari stabilizzanti e/o di controvento, possono, generalmente,essere utilizzati bulloni in collegamenti resistenti (categoria A in 6.5.3).

6.4 Classificazione dei collegamenti

6.4.1 Generalità

(1) Un collegamento è definito come il sistema che unisce meccanicamente una datamembratura alla rimanente parte della struttura. Esso dovrebbe essere distinto dal nodo,che di solito indica il sistema composto dal collegamento stesso più la corrispondentezona di interazione tra le membrature collegate (vedere figura 6.1).

figura 6.1 Definizione tra "collegamento" e "nodo"Legenda1 Colonna2 Trave3 Nodo4 Collegamento

Nodo saldato Nodo bullonatoComponenti: Componenti:- Saldature - Saldature

- Piatto di estremità- Bulloni- Flangia della colonna

(2)P Le proprietà strutturali di tutti i collegamenti devono essere tali da corrispondere alleipotesi di progetto assunte nell’analisi della struttura e nel progetto delle membrature.

(3) Nel seguito i simboli "F" e "D" si riferiscono rispettivamente ad una forza generalizzata(sforzo normale, taglio, momento flettente) ed alla corrispondente deformazione genera-lizzata (allungamento, distorsione o rotazione). I pedici "e" ed "u" si riferiscono rispettiva-mente allo stato limite elastico ed ultimo.


(4) I collegamenti possono essere classificati in accordo alla loro capacità di ripristinare leproprietà di comportamento (rigidezza, resistenza e duttilità) della membratura collegata.Con riferimento al comportamento globale delle membrature collegate, vengono definitedue classi principali (figura 6.2):

- collegamenti a completo ripristino;

- collegamenti a parziale ripristino.

(5) Con riferimento alla singola proprietà di comportamento della membratura collegata, icollegamenti possono essere classificati in base a [figure 6.2 b)-d)]:

- rigidezza;

- resistenza;

- duttilità.

(6) I tipi di collegamento dovrebbero risultare compatibili con le assunzioni di progettodella membratura ed con il metodo di analisi globale.

6.4.2 Collegamenti a completo ripristino

(1) Essi sono progettati in maniera che le loro proprietà di comportamento risultinosempre uguali o maggiori di quelle della membratura collegata, in termini di rigidezzaelastica, resistenza ultima e duttilità. La curva forza generalizzata - spostamento del colle-gamento risulta sempre superiore rispetto a quella della membratura collegata.

(2) Nell’analisi strutturale, l’esistenza del collegamento può essere ignorata.

6.4.3 Collegamenti a parziale ripristino

(1) Le proprietà di comportamento del collegamento non eguagliano quelle dellamembratura collegata, a causa della impossibilità di ripristinare la rigidezza elastica, laresistenza ultima o la duttilità della membratura collegata. La curva forza generalizzata -spostamento può, in parte, giacere al di sotto di quella relativa alla membratura collegata.

(2)P L’esistenza di tali collegamenti deve essere considerata nell’analisi strutturale.


figura 6.2 a) - d): Classificazione dei collegamentiLegenda------ Membratura collegata____ Limite di comportamento del collegamento1 Regione a completo ripristino2 Regione a parziale ripristino3 Ripristino di rigidezza (rigido)4 Non-ripristino di rigidezza (semi-rigido)5 Completo ripristino di resistenza6 Parziale ripristino di resistenza7 Non-ripristino di duttilità (fragili)8 Non-ripristino di duttilità (semi-duttili)9 Ripristino di duttilità (duttili)a) Classificazione in base al ripristino delle proprietà di comportamento della membraturab) Classificazione in base alla rigidezzac) Classificazione in base alla resistenzad) Classificazione in base alla duttilità

6.4.4 Classificazione in base alla rigidezza

(1) Con riferimento alla rigidezza, i collegamenti possono essere classificati come[figura 6.2 b)]:

- collegamenti che ripristinano la rigidezza (rigidi) (R1),

- collegamenti che non ripristinano la rigidezza (semirigidi) (R2);

a seconda che venga ripristinata o meno la rigidezza elastica della membratura collegata,indipendentemente dalla resistenza e dalla duttilità.


6.4.5 Classificazione in base alla resistenza

(1) Con riferimento alla resistenza, i collegamenti possono essere classificati come[figura 6.2 c)]:

- collegamenti che ripristinano la resistenza (a completo ripristino di resistenza),

- collegamenti che non ripristinano la resistenza (a parziale ripristino di resistenza);

a seconda che venga ripristinata o meno la resistenza ultima della membratura collegata,indipendentemente dalla rigidezza e dalla duttilità.

6.4.6 Classificazione in base alla duttilità

(1) Con riferimento alla duttilità, i collegamenti possono essere classificati come[figura 6.2 d)]:

- collegamenti che ripristinano la duttilità (duttili),

- collegamenti che non ripristinano la duttilità (semi-duttili o fragili);

a seconda che la duttilità del collegamento sia rispettivamente maggiore o minore delladuttilità della membratura collegata, indipendentemente dalla rigidezza e dalla resistenza.

(2) I collegamenti duttili hanno una duttilità maggiore o uguale di quella della membraturacollegata; i limiti di deformazione del collegamento possono essere ignorati nella analisiglobale.

(3)P I collegamenti semi-duttili hanno una duttilità minore di quella della membraturacollegata, ma comunque maggiore di quella corrispondente alla sua deformazione allimite elastico; i limiti di capacità di deformazione del collegamento devono essere tenutidebitamente in considerazione in una analisi inelastica.

(4)P I collegamenti fragili hanno una duttilità minore di quella corrispondente alla deforma-zione a limite elastico della membratura collegata; i limiti di capacità di deformazione delcollegamento devono essere tenuti debitamente in considerazione sia in una analisielastica che inelastica.

6.4.7 Requisiti generali di progetto per i collegamenti

(1) Le combinazioni delle principali proprietà di comportamento (rigidezza, resistenza eduttilità) dei collegamenti danno luogo a numerose possibilità (figura 6.3).

Nel prospetto 6.1, esse sono mostrate con riferimento ai corrispondenti requisiti per imetodi di analisi globale (vedere 5.2.1).

6.4.8 Requisiti per i collegamenti nelle strutture intelaiate

6.4.8.1 Generalità

(1) Con riferimento alla relazione momento-curvatura, i tipi di collegamenti adottati nellestrutture intelaiate possono dividersi in:

- collegamenti nominalmente con perni;

- collegamenti incastro.


figura 6.3 Principali tipi di collegamentoLegenda------- Membratura collegata____ Collegamento

Lo stesso di sopra, ma semi-duttile Lo stesso di sopra, ma semi-duttile

Lo stesso di sopra, ma fragile Lo stesso di sopra, ma fragile

1 A completo ripristino di resistenza, rigido, duttile conripristino della resistenza elastica della membratura

2 A completo ripristino di resistenza, semi-rigido, duttilecon ripristino della resistenza elastica della membratura

3 A completo ripristino di resistenza, rigido, duttile conripristino della resistenza elastica della membratura

4 A completo ripristino di resistenza, semi-rigido, duttilesenza ripristino della resistenza elastica dellamembratura

1 A parziale ripristino di resistenza, rigido, duttile conripristino della resistenza elastica della membratura

2 A parziale ripristino di resistenza, semi-rigido, duttilecon ripristino della resistenza elastica dellamembratura

3 A parziale ripristino di resistenza, semi-rigido, duttilecon ripristino della resistenza elastica dellamembratura

4 A parziale ripristino di resistenza, rigido, duttile senzaripristino della resistenza elastica della membratura

5 A parziale ripristino di resistenza, semi-rigido, duttilesenza ripristino della resistenza elastica dellamembratura


(2) I tipi di collegamento dovrebbero risultare conformi al prospetto 6.1, in accordo con ilmetodo di analisi globale (vedere 5.2.1) e con le ipotesi di progetto delle membrature(appendice C).

6.4.8.2 Collegamenti nominalmente con perni

(1)P Un collegamento nominalmente con perni deve essere dimensionato in modo datrasmettere le forze assiali e di taglio senza sviluppare momenti significativi, i qualipotrebbero risultare negativi per le membrature della struttura.

(2) I collegamenti nominalmente con perni dovrebbero essere in grado di trasmettere leforze di progetto e di sviluppare le corrispondenti rotazioni.

(3) La capacità di rotazione di un collegamento nominalmente con perni dovrebbe esseresufficiente a garantire la formazione di tutte le necessarie cerniere plastiche in corrispon-denza dei carichi di progetto.

prospetto 6.1 Requisiti generali di progetto

Metodi di analisi globale(vedere 5.2.1)

Tipo di collegamento da considerarsi per Tipo di collegamento che può essere ignorato

ELASTICA Collegamenti semi-rigidi (a completo o parziale ripristino di resistenza, duttile o non duttile, con o senza ripristino della resistenza elastica della membratura)

Collegamenti a parziale ripristino di resistenza (rigido o semi-rigido, duttile o non-duttile) senza ripristino della resistenza elastica della membratura

Collegamenti a completo ripristino di resistenza

Collegamenti rigidi (a completo o parziale ripristino di resistenza, duttile o non duttile) con ripristino della resistenza elastica della membratura

Collegamenti a parziale ripristino di resistenza (rigidi, duttili o non-duttili) con ripristino della resistenza elastica della membratura

PLASTICA(rigido-plasticaelasto-plasticaplastica-nonlineare)

Collegamenti a parziale ripristino di resistenza (rigido o semi-rigido, duttile o non-duttile) senza ripristino della resistenza elastica della membratura

Collegamenti a completo ripristino

Collegamenti a parziale ripristino di resistenza, duttili (rigidi o semi-rigidi) con ripristino della resistenza elastica della membratura

Collegamenti a totale ripristino di resistenza

INCRUDENTE(rigido-incrudenteelasto-incrudentegenericamente inelastica)

Collegamenti a parziale ripristino Collegamenti a completo ripristino


6.4.8.3 Collegamenti incastro

(1) I collegamenti incastro consentono la trasmissione di momento flettente tra lemembrature collegate, insieme alle forze assiali e di taglio. Essi possono essere classi-ficati secondo la rigidezza e la resistenza, nel modo seguente (vedere 6.4.4 e 6.4.5):

- collegamenti rigidi;

- collegamenti semi-rigidi;

- collegamenti a completo ripristino di resistenza;

- collegamenti a parziale ripristino di resistenza.

(2)P Un collegamento rigido deve essere dimensionato in modo che la sua deformazioneabbia un’influenza trascurabile sulla distribuzione delle forze e dei momenti interni nellastruttura e sulla sua deformazione complessiva della struttura.

(3) Le deformazioni dei collegamenti rigidi dovrebbero essere tali da non ridurre laresistenza della struttura di più del 5%.

(4) I collegamenti semirigidi dovrebbero comportare un grado di interazione tra lemembrature collegate prevedibile in base alle caratteristiche momento-rotazione diprogetto dei nodi.

(5) I collegamenti rigidi e semirigidi dovrebbero essere in grado di trasmettere le forze e imomenti calcolati in progetto.

(6) La rigidezza dei collegamenti a completo e a parziale ripristino di resistenza dovrebbeessere tale che, sotto i carichi di progetto, le rotazioni nelle cerniere plastiche necessarienon eccedano le loro capacità di rotazione.

(7)P La capacità di rotazione di un collegamento a parziale ripristino di resistenza, in corri-spondenza di una cerniera plastica, deve risultare non minore di quella necessaria agarantire la formazione di tutte le cerniere plastiche occorrenti sotto i carichi di progetto.

(8) La capacità di rotazione di un collegamento può essere dimostrata sulla basedell’evidenza sperimentale. La prova sperimentale non è richiesta quando si utilizzanodettagli costruttivi che l’esperienza ha dimostrato essere adeguati in relazione alloschema strutturale.

6.5 Collegamenti con bulloni, chiodi o perni

6.5.1 Posizionamento dei fori per bulloni e chiodi

6.5.1.1 Basi

(1)P La posizione dei fori per bulloni e chiodi deve essere tale da prevenire fenomeni dicorrosione e l’instabilità locale, nonché da facilitare l’installazione dei bulloni o dei chiodi.

(2)P La posizione dei fori deve risultare, inoltre, conforme ai limiti di validità delle regoleutilizzate per determinare le resistenze di progetto dei bulloni e dei chiodi.

6.5.1.2 Distanza dall’estremità

(1) La distanza e1 dal centro del foro di un dispositivo di giunzione al lembo estremo diciascuna parte, misurata nella direzione di applicazione del carico (vedere figura 6.4),dovrebbe essere, generalmente, 2,0 d0. In situazioni estreme, essa non dovrebbe essereminore di 1,2 d0, ammesso che la tensione di rifollamento venga ridotta conseguente-mente, vedere 6.5.5 e 6.5.6, essendo d0 il diametro del foro, vedere 7.3.6.

(2) La distanza dall’estremità dovrebbe essere incrementata, se necessario, perassicurare un’adeguata resistenza al rifollamento, vedere 6.5.5 e 6.5.6; una distanzadall’estremità maggiore di 3,0 d0 non ha alcun effetto aggiuntivo sulla resistenza al rifolla-mento.


6.5.1.3 Distanza minima dal bordo

(1) La distanza dal bordo e2, dal centro del foro di un dispositivo di giunzione al bordoadiacente di ciascuna parte, misurata perpendicolarmente alla direzione di applicazionedel carico (vedere figura 6.4), dovrebbe essere, generalmente, non minore di 1,5 d0.

(2) In situazioni estreme, la distanza dal bordo può essere ridotta a non meno di 1,2 d0,ammesso che la resistenza di progetto a rifollamento venga ridotta conseguentemente,vedere 6.5.5 e 6.5.6.

6.5.1.4 Distanze massime dall’estremità e dal bordo

(1) Qualora le membrature siano esposte alle intemperie o ad altre azioni corrosive, ladistanza massima dei fori dall’estremità e dal bordo non dovrebbe essere maggiore di40 mm + 4 t, essendo t lo spessore del più sottile elemento esterno collegato.

(2) Negli altri casi, la distanza dall’estremità o dal bordo non dovrebbe eccedere ilmaggiore tra il valore corrispondente a 12 t e 150 mm.

(3) La distanza dal bordo non dovrebbe inoltre eccedere il valore massimo per soddisfarei requisiti relativi all’instabilità locale di un elemento sporgente. Tale requisito non siapplica ai dispositivi di giunzione che interconnettono elementi di membrature tesi. Talerequisito non interessa la distanza dall’estremità.

figura 6.4 Simboli per la spaziatura dei dispositivi di giunzione

6.5.1.5 Interasse minimo

(1) L’interasse p1 tra i centri dei fori dei dispositivi di giunzione, nella direzione di applica-zione del carico (vedere figura 6.4), dovrebbe essere, generalmente, pari a 2,5 d0, insituazioni estreme non minore di 2,2 d0, sempre che venga conseguentemente ridotta latensione di rifollamento, vedere 6.5.5 e 6.5.6. Tale interasse dovrebbe essere incre-mentato, se necessario, per assicurare un’adeguata resistenza al rifollamento,vedere 6.5.5 e 6.5.6.

(2) L’interasse p2 tra le file dei dispositivi di giunzione, misurato perpendicolarmente alladirezione di applicazione del carico (vedere figura 6.4), dovrebbe essere, generalmente,pari a 3,0 d0. Tale interasse può essere ridotto a 2,4 d0, sempre che venga conseguente-mente ridotta la tensione di rifollamento di progetto, vedere 6.5.5 e 6.5.6.

6.5.1.6 Interasse massimo per elementi compressi

(1) L’interasse p1 dei dispositivi di giunzione in ciascuna fila e la spaziatura p2 tra le file deidispositivi di giunzione non dovrebbero essere maggiori del minore tra il valore corrispon-dente a 14 t e 200 mm. Le file adiacenti dei dispositivi di giunzione possono esseresfalsate simmetricamente, vedere figura 6.5.

(2) La distanza tra i centri dei dispositivi di giunzione non dovrebbe inoltre eccedere ilvalore massimo per soddisfare i requisiti relativi all’instabilità locale per un elementointerno, vedere 5.4.5.


figura 6.5 Spaziatura sfalsata - compressione

6.5.1.7 Interasse massimo per elementi tesi

(1) Per gli elementi tesi, l’interasse p1 tra i centri dei dispositivi di giunzione nelle fileinterne può avere valore doppio rispetto a quello indicato in 6.5.1.6(1) per gli elementicompressi, ammesso che l’interasse p1,0 nella fila più esterna lungo ciascun bordo nonecceda il valore indicato in 6.5.1.6(1), vedere figura 6.6.

(2) Nel caso di elementi non esposti agli agenti corrosivi, entrambi tali valori possonoessere moltiplicati per 1,5.

figura 6.6 Spaziatura in elementi tesi

6.5.1.8 Fori asolati

(1) Non è raccomandabile l'uso di fori asolati.

6.5.2 Detrazioni per l’area dei fori dei dispositivi di giunzione

6.5.2.1 Generalità

Per le regole dettagliate relative al progetto delle membrature con fori, vedere 5.6.2.2.

6.5.2.2 Resistenza di progetto a rottura per taglio

(1)P Il meccanismo di collasso della rottura a taglio in prossimità di un gruppo di fori (blockshear) in corrispondenza di una serie di fori per dispositivi di giunzione in prossimitàdell’estremità dell’anima di una trave o di una squadretta oppure di collegamenti concomportamento similare, vedere figura 6.7, deve essere prevenuto mediante


un’opportuna spaziatura dei fori. Questo tipo di collasso consiste generalmente in unarottura per trazione lungo la linea orizzontale dei fori, sulla superficie soggetta a trazionedel gruppo di fori dei dispositivi di giunzione, accompagnata dallo snervamento per tagliodella sezione trasversale lorda in corrispondenza della fila verticale di fori dei dispositivi digiunzione, lungo la superficie sollecitata a taglio dello stesso gruppo di fori, vederefigura 6.7.

figura 6.7 Rottura a taglio in prossimità di un gruppo di fori (block-shear) - area efficace a taglio

(2) Il valore di progetto della resistenza efficace a rottura per il meccanismo tipo dellarottura a taglio in prossimità di un gruppo di fori (block shear) Veff,Rd o Neff,Rd dovrebbeessere determinata con la seguente relazione:

(6.1)

dove:Av,eff è l’area efficace a taglio.

V eff,Rd f o 3⁄( )Av,eff γM1⁄=


(3) L’area efficace a taglio Av,eff dovrebbe essere determinata come segue:

Av,eff = t Lv,eff (6.2)

dove:Lv,eff = Lv + L1 + L2 ma Lv,eff ≤ L3 (6.3)

in cui

L1 = a1 ma L1 ≤ 5d (6.4)

L2 = (a2 - k d0,t) (fu/fO) (6.5)

e

L3 = Lv + a1 + a3 ma L3 ≤ (Lv + a1 + a3 - nd0,v) (fu/fO) (6.6)

dove:a1, a2, a3 e Lv sono indicati nella figura 6.7;d è il diametro nominale dei dispositivi di giunzione;d0,t è la larghezza della superficie del foro soggetta a trazione, in genere il

suo diametro;d0,v è la larghezza della superficie del foro soggetta a taglio, in genere il suo

diametro;n è il numero dei fori dei dispositivi di giunzione nella superficie soggetta a

taglio;t è lo spessore dell’anima o della squadretta; k è un coefficiente i cui valori sono i seguenti:

- per una fila di bulloni: k = 0,5;- per due file di bulloni: k = 2,5.

6.5.2.3 Angolari ed angolari con bulbi

(1)P Nel caso di elementi non simmetrici o non collegati simmetricamente, quali peresempio gli angolari o angolari con bulbi, per la determinazione della resistenza diprogetto si devono considerare l’eccentricità dei dispositivi di giunzione nei collegamentidi estremità e gli effetti della spaziatura e delle distanze dei bulloni dal bordo.

(2) Gli angolari e gli angolari con bulbi collegati mediante una singola fila di bulloni, vederefigura 6.8, possono essere trattati come caricati concentricamente e la resistenza ultimadi progetto della sezione netta può essere determinata come segue:

figura 6.8 Collegamenti di angolari con bulbi (comprende anche gli angolari senza bulbi)


con 1 bullone: (6.7)

con 2 bulloni: (6.8)

con 3 bulloni: (6.9)

dove:β2 e β3 sono fattori riduttivi dipendenti dal passo p1 secondo quanto indicato nel

prospetto 6.2. Per valori intermedi di p1, il valore di β può essere determinatomediante interpolazione lineare.

Anet è l’area netta dell’angolare. Per un angolare a lati diseguali collegato attraversol’ala più piccola, Anet dovrebbe essere assunta uguale all’area netta di un angolarea lati uguali equivalente avente dimensione dell’ala pari a quella dell’ala minore.

(3) La resistenza di progetto alla instabilità di un elemento compresso, vedere 5.8, dovrebbeessere basata sull’area della sezione trasversale lorda, ma non dovrebbe essere assuntamaggiore della resistenza di progetto della sezione trasversale indicata in (2).

prospetto 6.2 Fattori di riduzione β2 e β3

6.5.3 Categorie di collegamenti bullonati

6.5.3.1 Collegamenti sollecitati a taglio(1)P Il progetto di un collegamento bullonato sollecitato a taglio deve risultare conformead una delle seguenti categorie (vedere prospetto 6.3).

prospetto 6.3 Categorie di collegamenti bullonati

Passo p1 ≤ 2,5 d0 ≥ 5,0 d0

β2 per due bulloni 0,4 0,7

β3 per tre o più bulloni 0,5 0,7

Collegamenti sollecitati a taglio

Categoria Criterio Note

AResistenti a taglio

Fv,Ed ≤ Fv,RdFv,Ed ≤ Fb,Rd

Non è richiesta pretensione.Tutte le classi da 4.6 a 10.9.

BResistenti ad attrito allo stato limite diesercizio

Fv,Ed,ser ≤ Fs,Rd,serFv,Ed ≤ Fs,RdFv,Ed ≤ Fb,Rd

Bulloni ad alta resistenza pretesi.Assenza di scorrimento allo statolimite di esercizio.

CResistenti ad attrito allo stato limiteultimo

Fv,Ed ≤ Fs,RdFv,Ed ≤ Fb,Rd

Bulloni ad alta resistenza pretesi.Assenza di scorrimento allo statolimite ultimo.

Collegamenti sollecitati a trazione

Categoria Criterio Note

DNon pretesi

Ft,Ed ≤ Ft,Rd Non è richiesta pretensione.Tutte le classi da 4.6 a 10.9.

EPretesi

Ft,Ed ≤ Ft,Rd Bulloni ad alta resistenza pretesi.

Simbologia Fv,Ed Forza di progetto a taglio di un bullone allo stato limite ultimo;Fv,Rd Resistenza di progetto a taglio di un bullone;Fs,Rd Resistenza di progetto allo scorrimento di un bullone allo stato limite ultimo;Fv,Ed,ser Forza di progetto a taglio di un bullone allo stato limite di esercizio;Fs,Rd,ser Resistenza di progetto allo scorrimento di un bullone allo stato limite di esercizio;Fb,Rd Resistenza di progetto a rifollamento di un bullone;Ft,Ed Forza di progetto a trazione di un bullone allo stato limite ultimo;Ft,Rd Resistenza di progetto a trazione di un bullone.

Nu,Rd2A1f u

γM2---------------=

Nu,Rdβ2ANetf u

γM2-----------------------=

Nu,Rdβ3ANetf u

γM2-----------------------=


(2) P Categoria A: collegamenti a taglioIn questa categoria si devono impiegare bulloni di acciaio protetti (di tipo ordinario o adalta resistenza) o bulloni di acciaio inossidabile oppure bulloni di alluminio o chiodi dialluminio. Non sono richieste pretensione né prescrizioni particolari per le superfici dicontatto. Il valore della forza di progetto a taglio allo stato limite ultimo non deve risultaremaggiore della resistenza di progetto a taglio o della resistenza di progetto a rifollamentoindicata in 6.5.5.

(3)P Categoria B: collegamenti resistenti ad attrito allo stato limite di esercizioIn questa categoria si devono impiegare bulloni ad alta resistenza pretesi mediantecoppia di serraggio controllata in conformità alla norma di riferimento 8 dellaENV 1993-1-1:1992. Non si deve verificare scorrimento allo stato limite di esercizio. Lacombinazione delle azioni da considerare deve essere selezionata fra quelle indicate in2.3.4, in relazione alle condizioni di carico per le quali è richiesta la resistenza allo scorri-mento. La forza di progetto a taglio allo stato limite di esercizio non dovrebbe risultaremaggiore della resistenza di progetto allo scorrimento, indicata in 6.5.9. La forza diprogetto a taglio allo stato limite ultimo non deve risultare maggiore della resistenza diprogetto a taglio, né della resistenza di progetto a rifollamento, indicata in 6.5.5.

(4)P Categoria C: collegamenti resistenti ad attrito allo stato limite ultimoIn questa categoria si devono impiegare bulloni ad alta resistenza pretesi mediantecoppia di serraggio controllata in conformità alla norma di riferimento" 8 dellaENV 1993-1-1:1992. Non si deve verificare scorrimento in corrispondenza dello statolimite ultimo. La forza di progetto a taglio allo stato limite ultimo non deve risultaremaggiore della resistenza di progetto allo scorrimento, indicata in 6.5.9, né dellaresistenza di progetto a rifollamento indicata in 6.5.5.

Inoltre, allo stato limite ultimo, la resistenza plastica di progetto della sezione netta incorrispondenza dei fori per i bulloni Nnet,Rd (vedere 5.7.3) si deve assumere pari a:

Nnet,Rd = AnetfO/γM1 (6.10)

6.5.3.2 Collegamenti sollecitati a trazione

(1)P Il progetto di un collegamento bullonato sollecitato a trazione deve risultare conformead una delle seguenti categorie, vedere prospetto 6.3.

(2)P Categoria D: collegamenti con bulloni non pretesiIn questa categoria si devono impiegare bulloni ordinari di classe 4.6 e 5.6 (realizzati conacciai a basso contenuto di carbonio) o bulloni ad alta resistenza di classe 8.8 e 10.9 obulloni di alluminio oppure bulloni di acciaio inossidabile. Non è richiesta pretensione.Questa categoria non deve essere adottata qualora i collegamenti siano frequentementesoggetti a variazioni della forza di trazione. Tuttavia, essa può essere impiegata per colle-gamenti calcolati per resistere agli ordinari carichi da vento.

(3)P Categoria E: collegamenti con bulloni ad alta resistenza pretesiIn questa categoria si devono impiegare bulloni ad alta resistenza pretesi con coppia diserraggio controllata in conformità alla norma di riferimento 8 della ENV 1993-1-1:1992.Tale pretensione migliora la resistenza a fatica. Comunque, l’entità del miglioramentodipende dal dettaglio costruttivo e dalle tolleranze.

(4) Per i collegamenti sollecitati a trazione di ambedue le categorie D ed E non è richiestoalcun trattamento particolare delle superfici di contatto, ad eccezione dei collegamenti dicategoria E soggetti contemporaneamente a trazione e a taglio (combinazioni E-B o E-C).

6.5.4 Distribuzione delle forze tra i dispositivi di giunzione

(1)P La distribuzione delle forze interne tra i dispositivi di giunzione dovuta al momentoflettente allo stato limite ultimo deve essere proporzionale alla distanza dal centro dirotazione, mentre la distribuzione della forza di taglio deve essere di tipo uniforme, vederefigura 6.9 (a), nei seguenti casi:

- collegamenti resistenti ad attrito di categoria C

- altri collegamenti a taglio in cui la resistenza di progetto a taglio Fv,Rd di un dispositivodi giunzione risulta minore della resistenza di progetto a rifollamento Fb,Rd.


(2) Negli altri casi, la distribuzione delle forze interne tra i dispositivi di giunzione dovuta almomento flettente allo stato limite ultimo si può assumere corrispondente a quellaplastica, mentre quella dovuta alla forza di taglio si può assumere di tipo uniforme, vederefigura 6.9 (b).

(3) In un nodo a sovrapposizione, si dovrebbe assumere per ciascun dispositivo digiunzione la stessa resistenza a rifollamento in ogni direzione per ciascun dispositivo digiunzione, fino ad una lunghezza massima L = 15 d, dove d é il diametro nominale delbullone o del chiodo. Per L > 15 d, vedere 6.5.10.

figura 6.9 Distribuzione delle forze tra i dispositivi di giunzione a) distribuzione delle forze di tipo elastico,b) distribuzione delle forze di tipo plastico

6.5.5 Resistenze di progetto dei bulloni

(1)P Le resistenze di progetto fornite nel presente punto si applicano ai bulloni di comunefabbricazione, con classi di resistenza 4.6, 5.6, 8.8 e 10.9, oppure ai bulloni di alluminio oai bulloni di acciaio inossidabile, che siano conformi ai prEN o EN pertinenti, vedereappendice B della ENV 1993-1-1:1992. Anche dadi e rondelle devono essere conformi aiprEN o EN pertinenti e devono possedere le corrispondenti resistenze ivi specificate.

(2)P Allo stato limite ultimo la forza di progetto a taglio Fv,Ed su un bullone non deveeccedere il minore valore tra:

- la resistenza di progetto a taglio Fv,Rd;

- la resistenza di progetto a rifollamento Fb,Rd.

entrambe valutate così come indicato nel prospetto 6.4.

(3)P Allo stato limite ultimo la forza di progetto a trazione Ft,Ed ,comprendente unaqualsiasi altra azione dovuta all’effetto leva, non deve eccedere la resistenza di progettoa trazione Bt,Rd dell’assemblaggio bullone-piatto.

(a) Distribuzione proporzionale alla distanza dalcentro di rotazione

(b) Possibile distribuzione plastica con un dispo-sitivo di giunzione resistente a taglio VEd equattro resistenti a momento ME

(6.11) (6.12)F v,Ed

M Ed

5p----------- V Ed

5---------- += F v,Ed

M Ed

6p-----------=


(4)P La resistenza di progetto a trazione Bt,Rd dell’assemblaggio bullone-piatto si deveassumere pari al minore valore tra quelli corrispondenti alla resistenza di progetto atrazione del bullone Ft,Rd, indicata nel prospetto 6.4, e la resistenza di progetto a punzo-namento della testa del bullone e del dado, Bp,Rd ottenuta dall’equazione:

Bp,Rd = 0,6 π dmtpf0/γMb (6.19)

dove:p è la distanza tra i centri dei fori dei bulloni;tp è lo spessore del piatto sotto la testa del bullone o del dado;dm è il minore tra il valore medio della distanza misurata fra i punti di spigolo e fra le

parti piane della testa del bullone oppure del dado;f0 è la resistenza caratteristica del materiale costituente la membratura.

prospetto 6.4 Resistenza di progetto dei bulloni

(5)P I bulloni soggetti alla combinazione di taglio e trazione devono, inoltre, soddisfare ilseguente requisito:

(6.20)

(6)P Le resistenze di progetto a trazione ed a taglio attraverso la porzione filettata, speci-ficate nel prospetto 6.4, sono limitate ai bulloni realizzati in conformità ai prEN o EN perti-nenti, vedere appendice B (normativa) della ENV 1993-1-1:1992. Per altri tipi aventi filet-tature ottenute per asportazione di truciolo, quali bulloni di ancoraggio o tiranti fabbricatida barre tonde di acciaio dove le filettature siano ottenute per asportazione di truciolo dalcostruttore e non da un produttore di bulloneria specializzato, i relativi valori riportati nelprospetto 6.4, come quello dell’area soggetta a trazione AS, devono essere ridotti attra-verso un fattore pari a 0,85.

Resistenza a taglio per ciascun piano di taglio:- per classi di resistenza minori della 10.9

(6.13)

- per la classe di resistenza 10.9, bulloni di acciaio inossidabile e di alluminio

(6.14)

A = AS, se il piano di taglio passa attraverso la porzione filettata del bulloneA = A, se il piano di taglio passa attraverso la porzione non filettata del bullonefub = resistenza caratteristica ultima a trazione del materiale costituente il bullone

Resistenza a rifollamento:

(6.15)

dove α è il minore tra:

oppure 1,0 (6.16)

fu è la resistenza caratteristica ultima a trazione del materiale costituente le parti collegate

Resistenza a trazione:

per bulloni di acciaio (6.17)

per bulloni di alluminio (6.18)

A è l’area della sezione lorda del gambo del bullone;AS è l’area sollecitata a trazione del bullone;d è il diametro del bullone;d0 è il diametro del foro;e1, p1 vedere figura 6.4.

F v,Rd

0,6f ubA

γMb---------------------=

F v,Rd

0,5f ubA

γMb---------------------=

F b,Rd

2,5α f udt

γMb------------------------=

e1

3d 0----------

p1

3d 0---------- 1

4---

f ub

f u--------;–;

F t,Rd

0,9f ubAS

γMb------------------------=

F t,Rd

0,6f ubAS

γMb------------------------=

F v,Ed

F v,Rd-------------

F t,Ed

1,4F t,Rd--------------------- 1,0≤+


(7) I valori della resistenza di progetto a taglio Fv,Rd forniti nel prospetto 6.4 si applicanosolo quando i bulloni siano impiegati in fori con tolleranze nominali non maggiori di quellespecificate in 7.5.2(1) per i fori normalizzati.

(8) I bulloni M12 e M14 possono anche essere usati in fori con tolleranze di 2 mm,ammesso che:

- per i bulloni di classe 10.9, la resistenza di progetto a taglio Fv,Rd sia assunta pari a0,85 volte il valore indicato nel prospetto 6.4;

- la resistenza di progetto a taglio Fv,Rd (ridotta eventualmente come sopra indicato)risulti non minore della resistenza di progetto a rifollamento Fb,Rd.

(9)P I valori della resistenza di progetto a rifollamento forniti nel prospetto 6.4 si devonoapplicare solo quando la distanza dal bordo e2 sia non minore di 1,5 d0 e l’interasse p2,misurato in direzione perpendicolare a quella di applicazione del carico, sia almeno paria 3,0 d0.

(10)P Se e2 viene ridotto a 1,2 d0 e/o p2 viene ridotto a 2,4 d0, la resistenza a rifollamentoFb,Rd deve essere ridotta a 2/3 del valore fornito nel prospetto 6.4. Per valori intermedi 1,2d0 ≤ e2 ≤ 1,5 d0 e/o 2,4 d0 ≤ p2 ≤ 3,0 d0, il valore di Fb,Rd può essere determinato medianteinterpolazione lineare.

(11) Per i bulloni impiegati in fori con tolleranze normalizzate (vedere 7.3.6), valori conser-vativi della resistenza di progetto a rifollamento Fb,Rd, basati sul diametro del bullone d,possono essere ottenuti dal prospetto 6.4.

6.5.6 Resistenze di progetto dei chiodi

(1)P Allo stato limite ultimo la forza di progetto a taglio Fv,Ed su di un chiodo non deveeccedere il minore valore tra:

- la resistenza di progetto a taglio Fv,Rd,

- la resistenza di progetto a rifollamento Fb,Rd;

entrambe valutate così come indicato nel prospetto 6.5.

(2)P I collegamenti chiodati devono essere progettati per trasferire forze di taglio e di rifol-lamento. È sconsigliata la tensione nei chiodi di alluminio.

(3)P I chiodi soggetti alla combinazione di taglio e trazione devono, inoltre, soddisfare laseguente relazione:

(6.21)

(4)P I valori della resistenza di progetto a rifollamento Fb,Rd forniti nel prospetto 6.5 devonoessere applicati solo quando la distanza dal bordo e2 sia non minore di 1,5 d0 e l’interassep2, misurato nella direzione perpendicolare a quella di applicazione del carico, sia almenopari a 3,0 d0.

(5)P Per valori minori di e2 e/o di p2 deve essere applicata a Fb,Rd la stessa riduzioneindicata in 6.5.5(10) per i bulloni.

(6) Come regola generale, la lunghezza di presa di un chiodo non dovrebbe eccedere4,5 d per chiodature realizzate a martello e 6,5 d per chiodature realizzate alla pressa.

F v,Ed

F v,Rd-------------

F t,Ed

1,4F t,Rd--------------------- 1,0≤+


prospetto 6.5 Resistenze di progetto dei chiodi di alluminio

6.5.7 Bulloni e chiodi a testa svasata(1)P La resistenza di progetto a trazione Ft,Rd di un bullone a testa svasata deve essereassunta pari a 0,7 volte la resistenza di progetto a trazione indicata rispettivamente nelprospetto 6.4. o 6.5.

(2)P L’angolo e la profondità della svasatura devono essere conformi alla testa del bullonea testa svasata, altrimenti la resistenza a trazione deve essere conseguentementemodificata.

(3)P La resistenza di progetto a rifollamento Fb,Rd di un bullone o chiodo a testa svasatadeve essere calcolata come specificato rispettivamente in 6.5.5 o 6.5.6, deducendo lametà della profondità della svasatura dallo spessore t delle parti collegate.

6.5.8 Chiodi cavi e chiodi con mandrini(1)P La resistenza di progetto dei chiodi cavi e dei chiodi con mandrini deve essere deter-minata attraverso prove.

6.5.9 Bulloni ad alta resistenza in collegamenti resistenti ad attrito

6.5.9.1 Generalità(1) Il progetto può essere basato su calcoli nel caso di nodi per i quali la resistenza delmateriale delle parti collegate risulti maggiore di 200 N/mm2. Negli altri casi, la resistenzadei nodi nei quali si utilizzino bulloni ad alta resistenza di qualsiasi classe dovrebbeessere comprovata su base sperimentale. Nelle strutture di alluminio non si può ignorarela riduzione della pretensione dei bulloni per effetto degli sforzi di trazione negli elementicollegati.

(2) Non si può ignorare l’effetto delle forti variazioni di temperatura e/o delle elevatelunghezze di presa che possono causare la riduzione o l’incremento della resistenza adattrito a causa dell’espansione termica differenziale tra l’alluminio e il bullone di acciaio.

6.5.9.2 Stato limite ultimo(1)P È possibile assumere la resistenza ad attrito quale stato limite sia di esercizio cheultimo, vedere 6.5.3.1, ma, allo stato limite ultimo la sollecitazione di progetto a taglio Fv,Edsu di un bullone ad alta resistenza non deve risultare maggiore del più piccolo valore tra: - la resistenza di progetto a taglio Fv,Rd;- la resistenza di progetto a rifollamento Fb,Rd;- la resistenza a trazione, compressione o flessione della membratura nella sezione

trasversale netta ed in quella lorda.

Resistenza a taglio per ciascun piano di taglio:

(6.22)

Resistenza a rifollamento:

(6.23)

dove α è il minore tra:

oppure 1,0 (6.24)

fu è la resistenza caratteristica ultima a trazione del materiale costituente le parti collegate

Resistenza a trazione.Non raccomandabile.

A è l’area del foro del chiodo;d0 è il diametro del foro del chiodo;fur è la resistenza specificata allo stato limite ultimo del chiodo;e1, p1 vedere figura 6.4.

F v,Rd

0,6f urA

γMr--------------------=

F b,Rd

2,5α f ud 0t

γMr----------------------------=

e1

3d 0----------

p1

3d 0---------- 1

4---

f ur

f u-------;–;


6.5.9.3 Resistenza allo scorrimento/Resistenza a taglio

(1)P La resistenza di progetto allo scorrimento di un bullone ad alta resistenza pretesodeve essere assunta pari a:

(6.25)

dove:Fp,Cd è la forza di pretensione di progetto, definita in 6.5.9.4;µ è il coefficiente di attrito, vedere 6.5.9.5;n è il numero delle superfici di scorrimento.

(2)P Per bulloni disposti in fori aventi tolleranze ordinarie, il coefficiente parziale disicurezza per la resistenza allo scorrimento γMs deve essere assunto pari a:

γMs,ult = per lo stato limite ultimo,

γMs,ser = per lo stato limite di esercizio.

Se il coefficiente di attrito µ è determinato sulla base di prove condotte conformementeall’appendice A, il coefficiente parziale di sicurezza allo stato limite ultimo può essereridotto di 0,1.

(3) Nelle strutture di alluminio, i fori asolati ed i fori maggiorati non sono ricorrenti e nonvengono contemplati nei presenti punti.

6.5.9.4 Pretensione

(1)P Per bulloni ad alta resistenza conformi ai prEN o EN pertinenti, aventi coppia diserraggio controllata in conformità alla sezione 7, la forza di progetto di pretensione Fp,Cdda usarsi nei calcoli di progetto deve essere la seguente:

Fp,Cd = 0,65 fub AS per i bulloni di classe 8.8 (6.26a)

Fp,Cd = 0,7 fub AS per i bulloni di classe 10.9 (6.26b)

(2)P Qualora siano impiegati altri tipi di bulloni pretesi o altri tipi di dispositivi di giunzionepretesi la forza di progetto di pretensione Fp,Cd deve essere concordata fra il cliente, ilprogettista e le competenti autorità.

6.5.9.5 Coefficiente di attrito

(1) Il valore di progetto del coefficiente di attrito µ dipende dalla classe specificata deltrattamento superficiale. Il valore del coefficiente µ nel caso di trattamenti ordinari di palli-natura dolce, N10a vedere ISO 468/1302, in assenza di trattamenti di protezione superfi-ciale, dovrebbe essere ricavato dal prospetto 6.6.

prospetto 6.6 Coefficiente di attrito per superfici trattate

L’esperienza mostra che i trattamenti di protezione superficiale applicati prima della palli-natura danno luogo a coefficiente di attrito più bassi.

(2) I calcoli per ogni altro tipo di trattamento superficiale o l’adozione di coefficienti diattrito maggiori si devono basare su provini rappresentativi delle superfici impiegate nellastruttura, secondo la procedura definita nell’appendice A.

Spessore totale del giuntomm

Coefficiente di attritoµ

12 ≤ ∑t < 1818 ≤ ∑t < 2424 ≤ ∑t < 30

30 ≤ ∑t

0,270,330,370,40

F s,RdnµγMs---------F p,Cd=

1,25

1,10


6.5.9.6 Combinazione di trazione e taglio

(1)P Qualora un collegamento resistente ad attrito sia sottoposto ad una forza di trazioneFt, applicata contemporaneamente ad una forza di taglio Fv, che tende a produrre scorri-mento, la resistenza allo scorrimento di un bullone deve essere assunta nel seguentemodo:

Categoria B: collegamento resistente ad attrito allo stato limite di esercizio

(6.27)

Categoria C: collegamento resistente ad attrito allo stato limite ultimo

(6.28)

6.5.10 Forze dovute all’effetto leva

(1)P Qualora i dispositivi di giunzione debbano sopportare una forza applicata di trazione,essi devono essere dimensionati in modo da resistere anche alla forza addizionale indottadall’effetto leva, nei casi in cui tale forza si sviluppi, vedere figura 6.10.

figura 6.10 Forze indotte dall’effetto leva

F s,Rd,sernµ F p,Cd 0,8F t,Ed,ser–( )

γMs,ser-----------------------------------------------------------=

F s,Rdnµ F p,Cd 0,8F t,Ed–( )

γMs,ult----------------------------------------------------=


(2) Le forze indotte dall’effetto leva sono funzione della rigidezza relativa e delle propor-zioni geometriche delle parti costituenti il collegamento, vedere figura 6.11.

figura 6.11 Effetto dei dettagli costruttivi sulle forze indotte dall’effetto levaLegenda1 Forza per effetto leva ridotta2 Piastra di estremità di elevato spessore3 Forza per effetto leva elevata4 Piastra di estremità di ridotto spessore

(3) Qualora nel progetto delle parti si tenga conto dell’effetto vantaggioso derivante dallaforza indotta dall’effetto leva, tale forza dovrebbe essere determinata con un’analisiidonea.

6.5.11 Giunti a sviluppo longitudinale

(1)P Nei casi in cui la distanza Lj tra i centri dei dispositivi di giunzione terminali di ungiunto, misurata nella direzione di applicazione del carico (vedere figura 6.12), siamaggiore di 15 d, dove d è il diametro nominale dei bulloni o dei chiodi, la resistenza diprogetto a taglio Fv,Rd di tutti i dispositivi di giunzione calcolata come specificato in 6.5.5 o6.5.6, a seconda del caso pertinente, deve essere ridotta attraverso un fattore riduttivo βLf,dato da:

(6.29)

ma con 0,75 ≤ βLf ≤ 1,0.

βLf 1L j 15d–

200d---------------------–=


figura 6.12 Giunti a sviluppo longitudinale

(2) Questa regola non si applica nei casi in cui si abbia una distribuzione uniforme dellaforza trasmessa su tutta la lunghezza del giunto, per esempio nel caso di trasferimentodella forza di taglio dall’anima di una sezione alla flangia.

6.5.12 Giunti a singola sovrapposizione con un unico dispositivo di giunzione

(1)P Nei giunti formati dalla singola sovrapposizione di piatti e con un unico dispositivo digiunzione, vedere figura 6.13, il bullone deve essere provvisto di rondella sia sotto la testache sotto il dado, per evitare il meccanismo collasso per estrazione del bullone. Nei giuntia singola sovrapposizione, si dovrebbe evitare l’utilizzo di chiodi singoli.

(2)P La resistenza a rifollamento Fb,Rd determinata secondo quanto indicato in 6.5.5 deveessere limitata a:

Fb,Rd ≤ 1,5 fu d t/γMb (6.30)

figura 6.13 Giunto a singola sovrapposizione con un unico bullone

(3) Nel caso di bulloni ad alta resistenza, di classe 8.8 o 10.9, per i giunti a singola sovrap-posizione di piatti aventi un unico bullone, si dovrebbe ricorrere all’impiego di adeguaterondelle, anche in assenza di pretensione dei bulloni.

6.5.13 Dispositivi di giunzione attraverso imbottiture

(1)P Qualora bulloni o chiodi trasmettano forze di taglio e le pressioni di contattoriguardino imbottiture di spessore totale tp maggiore di un terzo del diametro nominale d,la resistenza di progetto a taglio Fv,Rd calcolata come specificato in 6.5.5 o 6.5.6, aseconda del caso pertinente, deve essere ridotta attraverso un fattore riduttivo βp dato da:

ma βp ≤ 1,0 (6.31)

(2) Per i collegamenti a taglio doppi con piatti di imbottitura disposti su entrambi i lati delgiunto, tp dovrebbe essere assunto pari al maggiore degli spessori delle imbottiture.

(3) I dispositivi di giunzione addizionali richiesti in conseguenza dell’introduzione delcoefficiente riduttivo βp, si possono disporre estendendo l’imbottitura.

βp9d

8d 3t p+----------------------=


6.5.14 Collegamenti con perni

6.5.14.1 Scopo e campo di applicazione

(1) Il presente punto si applica ai collegamenti con perni in cui sia richiesta la liberarotazione. Collegamenti con perni per i quali non é richiesta rotazione possono esserecalcolati come collegamenti dotati di un singolo bullone, vedere 6.5.5 e 6.5.9.

I perni non possono essere caricati da solo taglio, quindi uno degli elementi da collegarsidovrebbe avere un’estremità con forma a pettine o a cavallotto. Il sistema di bloccaggiodel perno, per esempio con molle a scatto, dovrebbe essere progettato per sopportare uncarico laterale pari al 10% della forza totale di taglio del perno.

6.5.14.2 Piastre e fori per i perni

(1)P La geometria delle piastre dei collegamenti con perni deve essere conforme airequisiti dimensionali.

(2)P Allo stato limite ultimo la forza di progetto NRd nella piastra non deve eccedere laresistenza di progetto a rifollamento indicata nel prospetto 6.7.

(3)P Le piastre dei perni predisposte per incrementare l’area netta di una membratura oper aumentare la resistenza a rifollamento di un perno devono essere in grado ditrasmettere la forza di progetto dal perno alla membratura e devono essere disposte inmodo da evitare ogni eccentricità.

6.5.14.3 Calcolo dei perni

(1) I momenti flettenti in un perno dovrebbero essere calcolati nel modo indicato nellafigura 6.14.

(2)P Allo stato limite ultimo le forze ed i momenti di progetto in un perno non devonoeccedere le relative resistenze di progetto fornite nel prospetto 6.7.

prospetto 6.7 Resistenze di progetto per collegamenti con perni

Criterio Resistenza

Taglio nel perno Fv,Rd = 0,6 A fup/γMp

Flessione nel perno MRd = 0,8 Wel fup/γMp

Combinazione di taglio e flessione nel perno [MEd /MRd ]2 + [Fv,Ed /Fv,Rd ]

2 ≤ 1,0

Rifollamento della piastra e del perno Fb,Rd = 1,5 t d f0/γMp


figura 6.14 Momento flettente in un perno

6.6 Collegamenti saldati

6.6.1 Generalità

(1) Nel progetto dei nodi saldati dovrebbero essere considerate sia la resistenza dellesaldature che la resistenza delle zone termicamente alterate (HAZ).

(2)P Le istruzioni di progetto specificate nel seguito si devono applicare nei casi di:

- procedura di saldatura MIG, per tutti gli spessori, procedura di saldatura TIG, solo perspessori di materiale fino a t = 6 mm, e per le riparazioni;

- saldatore e procedura di saldatura approvati in accordo con i requisiti di qualificazionespecificati, per esempio livello di qualità normale, vedere 7.5;

- combinazioni di metallo di base e di apporto specificate in 3.3.4;

- strutture soggette a carichi prevalentemente statici.

(3)P Nel caso di elementi strutturali, qualora le condizioni suddette non siano soddisfatte,devono essere preparati mediante saldatura e sottoposti a prova appositi provini,vedere 7.5.

(4)P Se per elementi parzialmente resistenti o non strutturali, è stato specificato dal proget-tista un livello di qualità inferiore, quali resistenze di progetto si devono utilizzare valori piùbassi, correlati ad un γM = , invece che ad un γM = , vedere anche 6.1.1.

(5)P Al fine di assicurare la qualità della saldatura, i provini di qualificazione devonoessere preparati in conformità a procedure di saldatura regolamentate da specifichescritte. Ciò consente di approvare il saldatore ed il metodo di saldatura, nonché di deter-minare i parametri della saldatura ed altri importanti dati che possono essere aggiunti alle

(6.32)

1,65 1,25


specifiche del procedimento di saldatura. Inoltre, se necessario, tali provini possonoessere sottoposti ad una prova meccanica per verificare il progetto e la procedura disaldatura.

6.6.2 Zona termicamente alterata (HAZ)

(1)P Per le seguenti classi di leghe, devono essere prese in considerazione le zone termi-camente alterate (vedere anche 5.3.4):

- leghe trattabili termicamente, in qualsiasi condizione di trattamento termico superioreal T4 (serie 6xxx e 7xxx);

- leghe non trattabili termicamente, in qualsiasi condizione di incrudimento (serie 3xxxe 5xxx).

(2)P L’intensità e l’estensione (dimensione) dell’addolcimento (softening) relativamentealla zona termicamente alterata devono essere considerate in funzione di quanto speci-ficato in 5.5. Sia l’intensità che l’estensione risultano differenti per la procedura TIG e MIG.Per la procedura di saldatura TIG si deve considerare una maggiore estensione(maggiore dimensione della HAZ) ed una maggiore intensità dell’addolcimento(softening) per effetto del maggiore trasferimento di calore che esso comporta.

(3)P Le resistenze caratteristiche fa,haz e fv,haz per il materiale della HAZ sono specificatein 5.5.2. I fattori di addolcimento (softening) della HAZ si devono ricavare dalprospetto 5.2.

6.6.3 Progetto di collegamenti saldati

(1)P Per il progetto dei collegamenti saldati si deve verificare quanto segue:

- il progetto delle saldature, vedere 6.6.3.2 e 6.6.3.3;

- la resistenza di progetto della HAZ adiacente ad una saldatura, vedere 6.6.3.4;

- il progetto di collegamenti con combinazione di diversi tipi di saldature, vedere 6.6.3.5.

(2) La capacità di deformazione di un giunto saldato può risultare migliore quando laresistenza di progetto delle saldature è maggiore di quella del materiale della HAZ.

6.6.3.1 Resistenza caratteristica del metallo di saldatura

(1) Per la resistenza caratteristica del metallo di saldatura (fw) si possono adottare i valoririportati nel prospetto 6.8, ammesso che siano adottate le combinazioni di metallo base edi metallo di apporto specificate in 3.3.4.

(2) Nel progetto dei collegamenti saldati delle strutture in lega di alluminio si dovrebbeosservare che, fatta eccezione per la riduzione di resistenza delle HAZ, la resistenza delmetallo di apporto è generalmente minore di quella del metallo di base.

prospetto 6.8 Resistenza caratteristica fw del metallo di saldatura

(3)P La resistenza caratteristica del metallo di saldatura deve essere differenziata infunzione del metallo di apporto adoperato. La scelta del metallo di apporto ha un’influenzasignificativa sulla resistenza del metallo di saldatura.

Resistenza Caratteristica

Metallo di apporto

Lega

3103 5052 5083 5454 6060 6005A 6061 6082 7020

fw [N/mm2] 5356 - 170 240 220 160 180 190 210 260

4043A 95 - - - 150 160 170 190 2101)

Nota 1 Per profili estrusi e spessori del materiale 5 < t ≤ 25 mm, nelle leghe 6060-T5 i precedenti valori si devono ridurre a140 N/mm2 (prospetto 3.2b).

Nota 2 Per la lega 5754, si possono utilizzare i valori della lega 5454 e per la lega 6063 quelli della lega 6060.Nota 3 Se si utilizzano metalli di apporto 5056A, 5556A o 5183, si devono adottare le resistenze relative alla lega 5356.Nota 4 Se si utilizzano metalli di apporto 4047A o 3103, si devono adottare le resistenze relative alla lega 4043A.Nota 5 Per diverse combinazioni di leghe, si deve adottare la minore resistenza caratteristica del metallo di saldatura.1) Solo in casi particolari a causa della ridotta resistenza ed allungamento dei giunti.


6.6.3.2 Progetto delle saldature di testa

6.6.3.2.1 Saldature di testa a completa penetrazione

(1)P Le saldature di testa a completa penetrazione devono essere adoperate nel caso dielementi strutturali.

(2) Lo spessore efficace di una saldatura di testa a completa penetrazione si deveassumere pari allo spessore dell’elemento collegato, sempre che la saldatura sia corret-tamente realizzata. Nel caso di elementi di diverso spessore, quale spessore dellasaldatura si deve assumere il minore degli spessori degli elementi collegati.

(3) I rinforzi o le rientranze della saldatura nei limiti specificati dovrebbero esseretrascurate in progetto.

(4)P La lunghezza efficace deve essere assunta pari alla lunghezza totale della saldaturanel caso in cui vengano utilizzati piatti di contenimento. Altrimenti, la lunghezza totaledeve essere ridotta di due volte lo spessore t.

6.6.3.2.2 Saldature di testa a parziale penetrazione

(1)P Le saldature di testa a parziale penetrazione si devono utilizzare per gli elementistrutturali solo quando si dimostri che non esistano seri difetti nella saldatura.

In altri casi, le saldature di testa a parziale penetrazione devono essere utilizzate soloadottando un γMw maggiore, per effetto dell’alta sensibilità ai difetti di saldatura. Persaldature di testa a parziale penetrazione si deve considerare una sezione di gola efficace(vedere figura 6.22).

6.6.3.2.3 Formule di progetto per le saldature di testa

(1)P Per le tensioni di progetto si deve assumere quanto segue:

- tensione normale, trazione o compressione, perpendicolare all’asse della saldatura,vedere figura 6.15:

(6.33)

- tensioni tangenziali, vedere figura 6.16:

(6.34)

- tensioni normali e tangenziali combinate:

(6.35)

dove:

fw è la resistenza caratteristica del metallo di saldatura secondo quanto indicatonel prospetto 6.8;

σ⊥ è la tensione normale, perpendicolare all’asse della saldatura;τ è la tensione tangenziale, parallela all’asse della saldatura;γMw è il coefficiente di sicurezza parziale per i nodi saldati, vedere 6.1.1.

Nota Le tensioni normali parallele all’asse della saldatura non devono essere considerate, vedere figura 6.15.

σ⊥f w

γMw----------≤

τ 0,6f w

γMw----------≤

σ⊥2 3τ2+

f w

γMw----------≤


figura 6.15 Saldature di testa, tensioni normali

figura 6.16 Saldature di testa, tensioni tangenziali

6.6.3.3 Progetto delle saldature a cordone d’angolo

(1)P Nel progetto delle saldature a cordone d’angolo, la sezione di gola deve essereassunta quale sezione rappresentativa, in quanto la resistenza della saldatura a cordoned’angolo è ben determinata in funzione della sezione di gola e delle forze agenti su talesezione.

(2)P La sezione di gola deve essere determinata in funzione della lunghezza efficace edell’altezza di gola efficace di un cordone di saldatura.

(3)P La lunghezza efficace si deve assumere pari alla lunghezza totale del cordone disaldatura quando:

- la lunghezza del cordone di saldatura è almeno 8 volte l’altezza di gola, e

- la lunghezza del cordone di saldatura è non maggiore di 100 volte l’altezza di gola, nelcaso di tensioni non uniformi,

- la distribuzione delle tensioni lungo la lunghezza della saldatura è costante (peresempio nel caso di giunto a sovrapposizione, come mostrato nella figura 6.17).

Nota 1 Con distribuzione uniforme di sollecitazioni non è necessaria alcuna restrizione della lunghezza dellasaldatura a cordone d’angolo, vedere figura 6.17.

(4)P Se i requisiti sopra riportati non sono soddisfatti, la lunghezza efficace dellasaldatura, per le saldature con cordoni d’angolo longitudinali, si deve assumere nel mododi seguito indicato.

(5)P Se la rigidezza degli elementi collegati differisce considerevolmente, si deve consi-derare una riduzione della lunghezza della saldatura.


(6)P Nei casi in cui la lunghezza dei cordoni di saldatura longitudinali deve essere ridotta,si deve applicare la seguente relazione:

Lw,eff = (1,2 - 0,2 Lw/100 a) Lw con Lw ≤ 100 a (6.36)

dove:Lw,eff è la lunghezza efficace dei cordoni di saldatura longitudinali;Lw è la lunghezza totale dei cordoni di saldatura longitudinali;a è l’altezza di gola efficace, vedere figura 6.18.

(7) In caso di distribuzioni di tensioni non uniformi e di saldature lunghe e di piccolospessore, la capacità di deformazione agli estremi della saldatura può essere considerataesaurita prima che la parte centrale si plasticizzi; perciò il collegamento giunge a collassomediante una specie di "effetto lampo".

figura 6.17 Distribuzione delle tensioni in un giunto a sovrapposizione con saldature a cordone d’angoloLegendaa) Esempio di distribuzione delle tensioni uniforme b) Esempio di distribuzione delle tensioni non uniforme

(8)P L’altezza di gola efficace a deve essere determinata nel modo indicato nellafigura 6.18 (a è l’altezza del maggiore triangolo inscrivibile nella saldatura).

(9) Quando i provini di qualificazione mostrano una considerevole e favorevole penetra-zione alla base di segno positivo, ai fini del progetto si può assumere quanto segue:

- L’altezza di gola può essere incrementata del più piccolo tra il suo 20% e 2 mm,ammesso che sia stato definito una procedura di qualificazione. Così: a = 1,2 aoppure a = a + 2 mm.

- Nelle saldature a cordone d’angolo con forte penetrazione, si può prendere in consi-derazione un’altezza di gola addizionale, ammesso che l’esistenza della conside-revole penetrazione sia stata dimostrata attraverso prove. Perciò: a = a + apen, vederefigura 6.18.

figura 6.18 Altezza di gola efficace a; penetrazione alla base favorevole apen

(10) Le forze agenti su una saldatura a cordone d’angolo possono essere ridotte incomponenti di tensione rispetto alla sezione di gola, vedere figura 6.19. Queste compo-nenti sono:

- una tensione normale σ⊥ , perpendicolare alla sezione di gola;

a) b)


- una tensione tangenziale τ⊥ , agente sulla sezione di gola perpendicolarmenteall’asse della saldatura;

- una tensione tangenziale τll, agente sulla sezione di gola parallelamente all’assedella saldatura.

Nota La tensione normale σll, agente lungo l’asse della saldatura, non deve essere considerata, vedere figura 6.19.

figura 6.19 Tensioni σ⊥ , τ⊥ , τII, agenti sulla sezione di gola di una saldatura a cordone d’angoloLegenda1 Sezione di gola

(11)P Queste componenti di tensione si devono combinare per ottenere una tensione diriferimento σc, nel modo di seguito indicato:

(6.37)

dove:per le tensioni di progetto si deve applicare quanto segue:

(6.38)

(6.39)

dove:fw è la resistenza caratteristica del metallo di saldatura in accordo con il

prospetto 6.8;γMw è il coefficiente parziale di sicurezza per giunti saldati, vedere 6.1.1.

(12)P Per i due seguenti casi ricorrenti si devono applicare le seguenti formule di progetto,ricavate sulla base dell’approccio β:

- giunto a doppio cordone d’angolo, caricato perpendicolarmente all’asse dellasaldatura (vedere figura 6.20). Per l’altezza di gola a si ottiene:

(6.40)

dove:

tensione normale nell’elemento collegato; (6.41)

F carico di progetto nell’elemento collegato;fw resistenza caratteristica del metallo di saldatura in accordo con il

prospetto 6.8;t spessore dell’elemento collegato, vedere figura 6.20;b larghezza dell’elemento collegato.

σc σ⊥2 3 τ⊥2 τ II

2+( )+=

σc

f w

γMw----------≤

σ⊥f w

γMw----------≤

a 0,7σt

f w γMw⁄------------------->

σ Ftb-----=


figura 6.20 Giunto a doppio cordone d’angolo, caricato perpendicolarmente all’asse della saldatura

- giunto a doppio cordone d’angolo caricato parallelamente all’asse della saldatura(vedere figura 6.21). Per l’altezza di gola a si deve assumere:

(6.42)

dove:

tensione tangenziale nell’elemento collegato; (6.43)

F carico nell’elemento collegato;fw resistenza caratteristica del metallo di saldatura in accordo con il

prospetto 6.8;t spessore dell’elemento collegato, vedere figura 6.21;h altezza dell’elemento collegato, vedere figura 6.21.

figura 6.21 Giunto a doppio cordone d’angolo caricato parallelamente all’asse della saldatura

6.6.3.4 Resistenza di progetto della zona termicamente alterata (HAZ)

(1)P La resistenza di progetto di una HAZ adiacente una saldatura si deve assumerecome segue:

a) forza di trazione perpendicolare al piano di collasso (vedere figura 6.22):

HAZ per saldature di testa:

all’estremità della saldatura (sezione trasversale piena); (6.44)

a 0,85τ t

f w γMw⁄------------------->

τ Ft h--------=

σhaz

f a,haz

γMw-------------≤


HAZ per saldature di testa a parziale penetrazione:

al confine della zona di fusione (penetrazione parziale te < t ); (6.45)

HAZ per saldature a cordoni d’angolo:

all’estremità della saldatura (sezione trasversale piena);(6.46)

al confine della zona di fusione, vedere figure 6.18 e 6.22.(6.47)

dove:σhaz è la tensione normale di progetto perpendicolare all’asse della saldatura;t è lo spessore dell’elemento collegato;te è l’altezza di gola efficace per le saldature di testa a parziale penetrazione;g1 è la lunghezza laterale del cordone per le saldature a cordoni d’angolo, vedere

figura 6.18;fa,haz è la resistenza caratteristica della HAZ, vedere 6.6.2;γMw è il coefficiente del materiale per i giunti saldati, vedere 6.1.1.

b) Forza di taglio nel piano di collasso:


all’estremità della saldatura; (6.48)

al confine della zona di fusione. (6.49)

HAZ per saldature a cordoni d’angolo:



dove:τhaz è la tensione tangenziale parallela all’asse della saldatura;fv,haz è la resistenza tangenziale caratteristica della HAZ, vedere 6.6.2;γMw è il coefficiente del materiale per i giunti saldati, vedere 6.1.1.Altri simboli: vedere 6.6.3.4 a).

c) Combinazione di taglio e trazione:



al confine della zona di fusione; (6.53)

HAZ per saldature a cordone d’angolo:



Per il significato dei simboli vedere 6.6.3.4 a) e b).

σhaz

t e f a,haz

t γMw--------------------≤

σhaz

f a,haz

γMw-------------≤

σhaz

g1 f a,haz

t γMw---------------------≤

τhaz

f v,haz

γMw------------≤

τhaz

t e

t----

f v,haz

γMw------------≤

τhaz

f v,haz

γMw------------≤

τhaz

g1

t------

f v,haz

γMw------------≤

σ2 3τ2+f v,haz

γMw------------≤

σ2 3τ2+t e

t----

f v,haz

γMw------------≤

σ2 3τ2+f a,haz

γMw-------------≤

σ2 3τ2+g1

t------

f a,haz

γMw-------------≤


figura 6.22 Piani di collasso della HAZ adiacente alla saldatura; F = HAZ, confine della zona di fusione; T = HAZ,estremità della saldatura, sezione trasversale pienaLegenda1 Altezza di gola efficace2 Saldatura di chiusura

(2) Le precedenti linee guida per il progetto delle HAZ si riferiscono ai collegamentisaldati. In 5.3 e 5.5 sono specificate le linee guida di progetto relativamente all’effettodelle HAZ sul comportamento strutturale delle membrature.

6.6.3.5 Progetto di collegamenti con combinazione di diversi tipi di saldature

(1)P Per il progetto di collegamenti con combinazione di vari tipi di saldature si deveapplicare uno dei due seguenti metodi:

Metodo 1: Le forze agenti sul giunto sono distribuite tra le saldature che sono più adattea sostenerle.

Metodo 2: Le saldature sono progettate per le tensioni che si sviluppano nel metallo dibase delle diverse parti del giunto.

(2) Applicando uno dei due precedenti metodi, il progetto dei collegamenti con combina-zione di differenti tipi di saldature è ricondotto al progetto delle singole saldature compo-nenti.

Nota 1 Con il metodo 1 si deve controllare che la saldatura possegga sufficiente capacità di deformazione perconsentire una tale distribuzione semplificata delle forze. Inoltre, le forze assunte nelle saldature nondovrebbero dare luogo a sovraccarichi nelle membrature.

Nota 2 Con il metodo 2 i problemi di cui sopra non esistono, ma, talvolta, può risultare complicato determinare letensioni nel metallo base delle diverse parti del giunto.

Nota 3 L’assunzione di una distribuzione di forze semplificata, come descritta con riferimento al metodo 1,corrisponde al procedimento più comunemente utilizzato. Poiché la distribuzione reale delle forze tra lesaldature è fortemente indeterminata, tale assunzione si è dimostrata soddisfacente ed accettabile nellapratica progettuale. Tuttavia, le relative ipotesi fanno affidamento sulla provata capacità delle saldature diridistribuire le forze in campo plastico.

(3) Le tensioni residue e le altre tensioni che non contribuiscono al trasferimento delcarico non devono essere considerate nel progetto. Per esempio, non devono essereconsiderate le tensioni indotte dalle eccentricità secondarie presenti nel giunto.


6.7 Collegamenti ibridi(1)P Quando sono impiegate differenti tipologie di dispositivi di giunzione per la trasmis-sione di un’azione di taglio o quando le saldature ed i dispositivi di giunzione sono usati incombinazione, il progettista deve verificare che essi siano in grado di agire contempora-neamente.

(2) In generale, il grado di collaborazione può essere valutato prendendo in considera-zione le curve carico-spostamento del particolare collegamento realizzato con le singoletipologie di unione, oppure mediante l’esecuzione di adeguate prove sperimentalidell’intero collegamento ibrido.

(3)P In particolare, i bulloni ordinari aventi tolleranze di foro non devono collaborare con lesaldature.

(4) Si può assumere che, in collegamenti progettati per resistere ad attrito allo stato limiteultimo (Categoria C in 6.5.3.1), l’azione di taglio si ripartisca tra i bulloni ad alta resistenzapretesi e le saldature, purché il serraggio finale dei bulloni sia effettuato successivamenteal completamento della saldatura. Il carico di progetto totale dovrebbe essere assuntocome somma del carico di progetto di ciascuna unione, determinato con riferimento alcorrispondente valore γM.

6.8 Collegamenti con adesivi

6.8.1 Generalità

(1) I giunti strutturali di alluminio possono essere realizzati mediante incollaggio conadesivo. Questo tipo di collegamento richiede una tecnica consolidata e dovrebbe essereutilizzato con estrema cautela.

(2)P Le linee guida di progetto di seguito specificate si devono applicare solo a condizioneche:

- il progetto del giunto sia tale che debbano trasmettersi solo forze di taglio(vedere 6.8.2.1);

- si applichino adesivi appropriati (vedere 6.8.2.2);

- le procedure per la preparazione della superficie prima dell’incollaggio rispettino lespecifiche richieste dall’applicazione [vedere 6.8.2.2(3)].

(3)P Non si deve contemplare l’uso di adesivo per i giunti strutturali principali, a meno chela sua validità non sia stata verificata mediante una consistente sperimentazione, inclu-dendo prove climatiche e prove a fatica, qualora esse risultino pertinenti.

(4) L’unione mediante adesivi può per esempio essere soddisfacentemente impiegata perla combinazione di piatti ed irrigidimenti ed in altre condizioni di sollecitazione secondaria.

(5) I carichi dovrebbero essere distribuiti su un’area quanto più larga possibile. Solita-mente, all’aumento della larghezza dei giunti corrisponde un proporzionale incrementodella resistenza. L’aumento della lunghezza risulta vantaggioso soltanto per sovrapposi-zioni molto brevi. Lunghezze di sovrapposizione maggiori inducono concentrazioni ditensione più severe, in particolare in corrispondenza delle estremità della sovrapposi-zione.

6.8.2 Progetto di collegamenti con adesivi

6.8.2.1 Progetto del giunto

(1) Nel progetto dei giunti con adesivo, le forze di taglio dovrebbero essere valutate concautela; le forze di trazione - in particolare la resistenza al distacco degli strati (peeling) ole altre azioni tendenti ad aprire il giunto - dovrebbero essere evitate oppure dovrebberoessere trasferite attraverso mezzi strutturali complementari. Inoltre, per assicurare unmeccanismo di rottura di tipo duttile, si dovrebbe garantire una distribuzione uniformedelle tensioni e una sufficiente capacità di deformazione.


Per esempio, le azioni di trazione agenti sul giunto si possono trasferire attraverso le partiestruse del giunto, mentre le azioni di taglio sono assorbite dall’adesivo, vederefigura 6.23.

Una sufficiente capacità di deformazione si può ottenere nel caso in cui la resistenza diprogetto del giunto risulta maggiore della resistenza allo snervamento dell’elementocollegato.

figura 6.23 Elementi estrusi; le forze di trazione nel piano vengono trasferite mediante le parti ad incastro; leforze di taglio sono trasferite attraverso l’adesivo.

6.8.2.2 Resistenza caratteristica degli adesivi

(1) Con riferimento alle proprietà meccaniche, nelle applicazioni strutturali si dovrebberoutilizzare gli adesivi ad alta resistenza (vedere prospetto 6.9). Tuttavia, anche la tenaciadovrebbe essere sufficiente ad evitare concentrazioni di tensioni e di deformazioni ed agarantire un meccanismo di rottura di tipo duttile. L’influenza del modulo E dell’adesivosulla resistenza e sulla rigidezza del giunto non risulta significativa. Però, gli adesivi conbasso valore del modulo E risultano maggiormente sensibili ai fenomeni di scorrimentoviscoso (creep). Per quanto riguarda le altre proprietà degli adesivi, si osserva chenell’intervallo di temperatura tra -20 °C e +60 °C le proprietà dell’adesivo non variano dimolto, fintantoché non si superi la temperatura di rottura fragile.

(2)P I pre-trattamenti delle superfici da incollare devono essere selezionati in modo che ilgiunto soddisfi i requisiti di progetto durante la vita di esercizio della struttura. Talvolta,risulta sufficiente la semplice sgrassatura, ma spesso, per i giunti con componenti forte-mente sollecitate, si dovrebbe operarare dei pre-trattamenti addizionali di tipo meccanico(per esempio la spazzolatura) oppure di tipo chimico (per esempio l’incisione, l’ossida-zione anodica, la cromazione della superficie).

(3) Per la determinazione della resistenza caratteristica a taglio degli adesivi fv,adhadoperati nelle applicazioni di tipo strutturale, si può fare riferimento ai valori delprospetto 6.9.

prospetto 6.9 Valori della resistenza caratteristica a taglio degli adesivi

(4) I tipi di adesivi menzionati nel prospetto 6.9 possono essere usati nelle applicazionistrutturali nelle condizioni precedentemente specificate in 6.8.2.1 e 6.8.2.2. I valori indicatinel prospetto 6.9 sono basati sui risultati di una estesa ricerca. Tuttavia, è concesso l’usodi valori di resistenza a taglio più elevati di quelli specificati nel prospetto 6.9, sempre chevengano condotte adeguate prove sperimentali, vedere 6.8.3.

Tipo di adesivo fv,adh N/mm2

1-componente, vulcanizzato a caldo, resina epossidica modificata 2-componenti, vulcanizzato a freddo, resina epossidica modificata2-componenti, vulcanizzato a freddo, acrilico modificato

352520


6.8.2.3 Tensioni tangenziali di progetto

(1)P La tensione tangenziale di progetto deve essere presa pari a

(6.56)

dove:τ è la tensione tangenziale nel piano dell’adesivo;fv,adh è il valore della resistenza tangenziale caratteristica dell’adesivo,

vedere 6.8.2.2;γMa = 3,0 è il coefficiente del materiale per i giunti con adesivo, vedere 6.1.1.

Si deve utilizzare un così alto valore di γMa perché:

- il progetto del giunto è basato sulla resistenza a taglio ultima dell’adesivo;

- lo scarto nei valori della resistenza dell’adesivo può risultare considerevole;

- il livello di esperienza riguardo ai giunti con adesivo è limitato.

6.8.3 Prove

(1) Si possono utilizzare valori della resistenza tangenziale caratteristica degli adesivi piùelevati rispetto a quelli specificati nel prospetto 6.9 qualora si effettuino prove a taglio sullospessore aderente, vedere figura 6.24. Per ottenere un valore affidabile della resistenzatangenziale dell’adesivo applicato, i risultati di queste prove si devono valutare in accordoa quanto indicato nel paragrafo 8.4.

figura 6.24 Provino per le prove a taglio sullo spessore aderenteDimensioni in mm

(2) La resistenza dei giunti o elementi realizzati con adesivo può anche essere deter-minata mediante prove sperimentali condotte in accordo alla Sezione 8. I campionidovrebbero essere realizzati in scala reale, utilizzando la stessa procedura di realizza-zione adottata per la fabbricazione dei giunti. Questi giunti campione dovrebbero esseresottoposti a prova in condizioni costruttive e di carico del giunto similari a quelle che siverificano nella struttura reale.

τf v,adh

γMa-------------≤


7 FABBRICAZIONE ED ESECUZIONE

7.1 Generalità

7.1.1 Scopo e campo di applicazione

(1)P La presente Sezione identifica i requisiti delle lavorazioni richiesti per la fabbrica-zione e l’esecuzione al fine di garantire che le ipotesi di progetto del presente Eurocodicesiano soddisfatte e, dunque, che possa essere raggiunto il livello atteso di sicurezza.

(2)P Qualsiasi requisito addizionale specifico per strutture particolari deve esseredichiarato nelle specifiche di progetto.

7.1.2 Requisiti

(1)P Tutte le leghe di alluminio strutturale, i dispositivi di giunzione e gli elettrodi per lasaldatura devono soddisfare i requisiti specificati nella Sezione 3.

(2)P Nel caso di utilizzo di qualche materiale alternativo o addizionale, i requisiti speci-ficati in (1) devono essere integrati per quanto necessario in modo da assicurare unuguale livello di sicurezza e di esercizio (durabilità).

7.2 Specifica di progetto(1)P Il progettista o il responsabile della specifica deve fornire, o adottare, una specifica diprogetto contenente i dettagli di tutti i requisiti per i materiali, la fabbricazione, la prote-zione e l’esecuzione necessari ad assicurare la conformità alle ipotesi di progetto inrelazione alla particolare struttura.

(2)P Le specifiche di progetto devono far riferimento ai requisiti indicati in 7.1.2, mapossono essere integrate da un qualsiasi requisito speciale riguardante:

- la fabbricazione;

- l’esecuzione;

- la protezione;

- l’ispezione;

- l’accettazione.

(3)P La specifica di progetto può integrare i requisiti delle norme di riferimento, ma nondeve ridurre i loro requisiti tecnologici e non deve trascurare quelli minimi specificati nellapresente Sezione.

(4)P La specifica di progetto deve specificare quali opzioni elencate nella documenta-zione in 7.1.2 devono applicarsi al progetto.

(5) La specifica di progetto può includere disegni in aggiunta al testo.

(6)P Dopo l’approvazione, la specifica di progetto non deve essere modificata senza ilbenestare del responsabile della specifica/progettista.

(7) Per quanto possibile, i requisiti nella specifica di progetto non dovrebbero esseremodificati rispetto a 7.1.2.

7.3 Preparazione del materiale

7.3.1 Generalità

(1)P Le operazioni di fabbricazione ed assemblaggio per l'alluminio devono tenere contodella leggerezza delle strutture e degli assemblaggi, della grande deformabilità dellemembrature, delle variazioni delle dimensioni dovute alla temperatura e della facilità concui l'alluminio può essere lavorato.

(2)P Durante l’esecuzione, la struttura deve essere resa sicura mediante opportuni dispo-sitivi di giunzione. Se necessario, si devono utilizzare controventi temporanei perassicurare la stabilità della struttura sotto tutte le forze e le condizioni di esecuzione,incluse quelle derivanti dai macchinari per il montaggio e dalle loro operazioni.


7.3.2 Conservazione e trasporto

(1)P L'alluminio si deve conservare in luoghi asciutti, non a contatto con il suolo. Deveessere evitato il contatto con altri metalli e con materiali come il cemento ed il legnoumido.

Nota Ciò serve ad evitare la possibilità di corrosione superficiale che può causare coloritura o marcaturaantiestetica. Le lamiere ed i piatti risultano particolarmente sensibili.

(2)P Si deve avere cura del materiale destinato ad uso architettonico, in particolare se ilmateriale è anodizzato; se esiste possibilità di pericolo o danneggiamento, le superficidevono essere protette con pellicole adesive o lacche a spirito.

(3)P Al fine di evitare possibili distorsioni, le lamiere ed i patti devono essere accatastati,se possibile con le estremità posizionate in una rastrelliera.

(4)P Le parti costituenti la costruzione di alluminio devono essere impacchettate perevitare il danneggiamento meccanico, l'abrasione e il contatto con agenti che possonoindurre corrosione superficiale e la coloratura durante il trasporto.

7.3.3 Tolleranze di fabbricazione, esecuzione ed assemblaggio

(1)P Le tolleranze di fabbricazione, di costruzione in sito e di assemblaggio delle strutturee delle componenti devono essere specificate dal progettista.

7.3.4 Marcatura

(1)P Nelle zone di materiale sottile soggette a stati tensionali critici, non si deve eseguirela tracciatura di linee sottili e, laddove si dovranno effettuare delle saldature, non deveessere utilizzata pittura, gessetto, grafite o altro materiali di marcatura che possa conta-minare le superfici.

(2)P Durante le operazioni di misurazione, marcatura ed assemblaggio, soprattutto neicasi in cui si verifichino forti escursioni di temperatura, deve essere prestata la dovutacautela agli effetti del coefficiente di dilatazione termica dell’alluminio, che risulta relativa-mente elevato.

7.3.5 Taglio

(1) Il taglio deve essere effettuato con mezzi meccanici, cesoia o all’arco. Le seghe anastro e le seghe circolari devono avere una forma ed un passo della dentatura adeguatiallo spessore del materiale da tagliare. Le superfici di taglio devono essere lisce, prive dibavatura, distorsioni o altre irregolarità. Si deve prestare attenzione ad evitare l’uso diutensili contaminati da altri metalli, in particolare rame ed ottone. Generalmente, il tagliodeve essere limitato ad elementi aventi spessore non maggiore di 6 mm. Il taglio all’arcosi deve applicare mediante un procedimento per il quale si sia dimostrato, mediante provela cui valutazione è affidata alla sensibilità del progettista, che non si inducano effettideleteri sul materiale. Non deve essere praticato il taglio alla fiamma, ma è possibileeseguire il taglio con acqua.

(2) Le estremità tagliate con cesoia o all’arco devono successivamente essere lavorateall’utensile o levigate se sono utilizzate come estremità da saldare in elementi strutturali.Per le leghe della serie 7xxx , le estremità tagliate devono essere lavorate a rovescio pereliminare le aree con tensioni residue.

7.3.6 Foratura a trapano, punzonamento ed alesatura

(1) I fori possono essere realizzati mediante la foratura con trapano oppure la foratura contrapano seguita dall’alesatura. Il punzonamento può essere praticato per spessorimaggiori di circa 20 mm, eccezione fatta per le leghe della serie 7xxx. Nel caso delleleghe della serie 7xxx, si potrebbe operare la punzonatua con dimensione minore diquella richiesta, avendo successivamente cura di rimuovere tutte le bavature, i difetti, ledistorsioni locali e le aree di tensione residua mediante l’alesatura.


(2)P I fori per i bulloni e chiodi, a meno che stabilito diversamente dal progettista, devonoavere le dimensioni specificate nel prospetto 7.1. Qualora il progettista richieda perqualche elemento la realizzazione dei fori per bulloni e chiodi mediante trapanatura incorrispondenza di parti assemblate e fermamente serrate le une alle altre, tali partidevono essere successivamente separate per rimuovere le bavature.

prospetto 7.1 Tolleranza dei fori per bulloni, rivetti e dispositivi di giunzione speciali

(3)P La profondità della svasatura non deve eccedere lo spessore della parte svasatameno 4 mm, salvo precisazioni del progettista. In nessun caso, la profondità deveeccedere lo spessore della parte svasata meno 1 mm.

7.3.7 Piegatura e formatura

(1)P Quando sia necessario eseguire una piegatura o una formatura, il fabbricante deveconsultare le raccomandazioni del produttore circa il raggio di curvatura, la lega e latempra adeguati all’operazione e su qualsiasi trattamento termico successivo richiesto.Quando esistano dei dubbi circa la formabilità di un elemento, per l’approvazione delprogettista, prima che inizi la costruzione, si devono effettuare delle prove.

(2)P Il trattamento termico e la formatura a caldo devono essere eseguiti solo sotto lasupervisione e la direzione di un esperto in metallurgia. Senza il consenso del produttore,le leghe della serie 7xxx non devono essere piegate o formate a freddo nelle condizioni ditrattamento termico completo a causa della possibile formazione di incrinature per tenso-corrosione. Tuttavia, si può provvedere alle piccole correzioni della forma dei profili oppuredelle distorsioni da saldatura.

(3)P Qualsiasi pezzo di una componente che esibisca fessure o fratture a seguito deiprocessi di formatura deve essere scartato.

Tipo Materiale Diametromm

Tolleranza sul diametromm

Bulloni ad alta precisione - qualsiasi ≤ 0,151)

Bulloni non ad alta precisione -

<13≥13

tolleranzaridotta

≤0,51)

≤11)

tolleranzanormale

12

Chiodi pieni Alluminio <13≥13

≤0,4≤0,8

Acciaio o acciai resistenti alla corrosione

<13≥13

≤0,8≤1,6

Bulloni ad alta resistenza (HS)(tutti gli spessori fino a tre, oppure per i due spessori esterni, oppure più di tre spessori)


≤24>24

≤2≤3

Bulloni ad alta resistenza (HS)(superiori a tre spessori, spessori interni)


qualsiasi ≤3

Chiodi e dispositivi di giunzione speciale

In accordo alle raccomandazioni del fabbricante

1) Dalle misure dell’effettivo bullone e dell’effettivo diametro del foro.Nota 1 La tolleranza non dovrebbe essere incrementata per tener conto di un rivestimento di zinco sui bulloni irregolare o

eccessivo.Nota 2 Per parti verniciate a spruzzo, il progettista può a sua discrezione incrementare la tolleranza prima della verniciatura

di 0,15 mm, eccetto laddove il foro sia profondo e la vernice non sia uniforme.


7.4 Collegamenti bullonati

7.4.1 Bullonatura

(1)P Quando si deve fare affidamento sull'area totale del gambo del bullone o sull'arearesistente del gambo del bullone, la parte filettata del bullone non si deve estendereall’interno dello spessore delle parti collegate. In aggiunta, la lunghezza del bullone deveessere tale che almeno un intero filetto sporga al di sopra del dado dopo il serraggio e chealmeno un intero filetto più la parte terminale della filettatura sia libera fra il dado e la partenon filettata del gambo del bullone.

(2)P Le rondelle devono essere previste sotto ogni testa e dado dei bulloni. Nel caso dibulloni di acciaio si devono utilizzare rondelle di acciaio zincato. Nel caso di bulloni diacciaio resistenti alla corrosione, si devono utilizzare rondelle di alluminio puro, oppuredello stesso materiale costituente il bullone o la membratura.

(3)P I dadi devono essere serrati, ma non eccessivamente. I dispositivi di bloccaggiodevono essere utilizzati secondo quanto richiesto.

(4)P Se il giunto sarà successivamente smontato, la filettatura dei bulloni di alluminio e diquelli di acciaio inossidabile devono essere lubrificate prima dell'assemblaggio.

Nota Per la filettatura dei bulloni zincati, si raccomanda il trattamento con lanolina.

7.4.2 Bullonatura ad attrito

7.4.2.1 Superfici in contatto

(1)P Con riferimento ai giunti tra elementi di alluminio, al momento dell'assemblaggio, lesuperfici di contatto devono essere pulite, libere da bavature e difetti che impedirebbero ilperfetto adattamento delle parti, e libere da sostanze che interferirebbero con lo sviluppodell’attrito tra di esse.

(2)P Quando le superfici di alluminio sono trattate mediante la granigliatura (per i coeffi-cienti di attrito vedere 6.5.9.5), il trattamento di pulitura deve essere tale da consentire unacopertura visibilmente uniforme delle superfici.

Nota Nel caso in cui si richieda di assicurare elevate proprietà di attrito in conformità alle prove, è necessarioeseguire un accurato controllo di qualità del processo, ricorrendo a metodi come per esempio le prove astrappo.

(3)P La qualità della graniglia deve essere controllata, specialmente nel caso in cui essaviene riciclata.

7.4.2.2 Fori nelle membrature

(1)P I fori nelle membrature devono soddisfare quanto indicato in 7.3.6.

7.4.2.3 Assemblaggio

(1)P Quando si utilizzano bulloni diversi da quelli conformi alle norme EN, prEN e ISOrelative ai bulloni, la procedura per raggiungere la trazione richiesta nel gambo deveessere stabilita in accordo con il progettista.

(2)P Un giunto smontato non può essere riassemblato, a meno che non venga applicatonuovamente il trattamento alle superfici di interfaccia.

7.4.3 Chiodatura

(1)P Gli elementi dei giunti chiodati devono essere mantenuti strettamente accostatiprima e durante la chiodatura. I chiodi devono essere disposti in modo da ricoprirecompletamente i fori, includendo gli eventuali fori svasati. Le teste devono risultareconcentriche rispetto ai loro gambi ed in stretto contatto con le superfici chiodate.

(2)P I chiodi cavi e gli altri tipi di chiodi speciali devono essere formati a freddo utilizzandogli utensili e le procedure specificate dal fornitore.


(3)P I chiodi allentati o difettosi devono essere rimossi, preferibilmente trapanando oppureestraendo meccanicamente la testa ed espellendo mediante punzonatura il gambo. Dopodi ciò, si devono porre in opera nuovi chiodi.

7.5 Saldature

7.5.1 Generalità

(1)P Per quanto possibile, devono essere evitate le saldature eseguite in cantiere. Essedevono essere eseguite solo in condizioni di completa protezione, che simulano l’esecu-zione in officina.

(2)P Le saldature non riportate sui disegni non devono essere consentite senza ilpermesso scritto del progettista. Non si devono contemplare collegamenti saldati tempo-ranei, a meno che non siano esplicitamente concordati con il progettista.

(3)P Le dimensioni devono tenere conto degli effetti del ritiro delle saldature. Le sequenzedi saldatura ed il calore trasferito devono essere bilanciati al fine di evitare l’ingobbamentoe la distorsione. Nel caso di strutture complesse, il progettista dovrebbe consultare, nellafase iniziale, un esperto di saldature.

(4)P Quando si utilizzano le piattine di appoggio permanenti esse devono essererealizzate con materiale compatibile con quello degli elementi collegati.

7.5.2 Elettrodi per la saldatura

(1)P Il filo di materiale di apporto deve essere selezionato in accordo con quanto speci-ficato in 3.3.4 o nel prEN 1011-4:1995, tenendo conto dei requisiti specifici del giunto,oppure secondo quant’altro specificato dal progettista.

7.5.3 Procedure di saldatura

(1)P Gli elementi strutturali devono essere saldati mediante saldatura in atmosfera inertecon elettrodo di tungsteno (TIG) oppure in atmosfera inerte con elettrodo di metallo (MIG),in conformità con le EN 288-1:1992 ed EN 288-4:1992, tenendo conto dei requisiti previstidalle particolari procedure, vedere 7.5.6.

(2) I metodi nuovi e più efficaci (al laser, MIG ad alta energia, saldature ad attrito …)possono essere vantaggiosamente utilizzati, dopo che sono stati convalidati sperimental-mente.

7.5.4 Approvazione delle procedure di saldatura

(1)P A meno che non sia diversamente specificato dal progettista, la precisa sequenzadelle operazioni da eseguire per ciascun tipo di giunto deve essere riportata in undocumento, alla stregua di una procedura di saldatura, ed approvata dal progettista nelrispetto delle norme EN 288-1:1992, EN 288-4:1992 e prEN 288-13.

(2)P Nei casi in cui un progetto o una realizzazione di esecuzione di un giunto siano taliche nessun provino possa considerarsi rappresentativo, per esempio nel caso disaldature di attacco a tubi sottili, deve essere realizzato un campione speciale che simulila realizzazione del giunto in tutte le sue caratteristiche essenziali, per esempio dimen-sioni, vincoli, accessibilità ed effetti di diffusione del calore. Il tipo di provino su cuieseguire la saldatura e la prova da eseguire devono essere concordati tra le particontraenti all’atto di stipula del contratto.

Nota La procedura non deve essere sottoposta ad ulteriori approvazioni se il costruttore garantisce al progettistache sono già state precedentemente approvate procedure similari.

(3) Se si seguono le procedure descritte nella presente Sezione, si può utilizzare unvalore del coefficiente γM = . Altrimenti si dovrebbe utilizzare γM = (vedere 6.6.1).

7.5.5 Approvazione dei saldatori

(1)P Salvo specifica contraria del progettista, tutti i saldatori devono essere approvaticonformemente alla EN 287-2 (vedere anche prEN 1418 per saldatura completamenteautomatizzata).

1,25 1,6


7.5.6 Qualità e controllo delle saldature

7.5.6.1 Generalità

(1) I requisiti principali per il controllo della qualità delle saldature sono:

a) approvazione della procedura (vedere 7.5.4);

b) approvazione dei saldatori (vedere 7.5.5);

c) esame non distruttivo delle saldature immediatamente prima e dopo l'esecuzione; eprova dei provini di controllo della produzione dopo la saldatura (vedere 7.5.6.2).

7.5.6.2 Metodi di controllo e di prova sulla produzione delle saldature

(1)P Tutte le saldature, sia immediatamente prima che dopo l'esecuzione, devono esseresottoposte ad approvazione in accordo con le specifiche di progetto.

(2)P Deve essere eseguita l'ispezione visiva da personale specializzato.

Nota Le linee guida per le ispezioni visive, comprendenti riferimenti alle misurazioni delle dimensioni delle saldatureed all'uso delle lenti di ingrandimento, sono riportate nel prEN 970. Vedere anche il prEN 1011-4.

7.5.6.3 Livelli di qualità

(1)P Il livello dei controlli ed i metodi di controllo (vedere 7.5.6.4) e l’entità ed il livello delleimperfezioni accettabili (vedere 7.5.6.5.) sono entrambi dipendenti dal livello di qualitàrichiesto per la saldatura. Il livello di qualità specificato per ciascuna saldatura dipende dairequisiti relativi allo stato tensionale e deve essere uno dei seguenti.

a) Il livello di qualità minimo (livello D, EN 30042) si può usare solo quando il progettistaha indicato sui disegni quelle parti che richiedono la qualità minima.

Nota 1 Il livello di qualità minimo si applica generalmente nei casi in cui le azioni sotto i carichi di progetto nonsiano maggiori di un terzo delle resistenze di progetto della membratura o del giunto, per esempio,quando la rigidezza può condizionare il progetto. Ciò risulta valido sia per la resistenza statica sia per laresistenza a fatica.

b) Il livello di qualità normale (livello C, EN 30042) deve essere applicato nei casi in cui idisegni non specifichino nessun altro livello di qualità. L'assenza dell'indicazione dellivello di qualità deve essere considerata equivalente all'indicazione del livello diqualità normale.

Nota 2 Il livello di qualità normale si applica generalmente nei casi in cui le azioni sotto i carichi di progetto sianomaggiori di un terzo delle resistenze di progetto della membratura o del giunto, e laddove la classerichiesta per la fatica non superi 20.

c) Il livello di qualità "fatica" (livello B, EN 30042) deve essere applicato nei casi in cui ilprogettista abbia indicato sui disegni il dettaglio o i dettagli che richiedono unadeguato livello di qualità "fatica" attraverso l’indicatore di livello "Fat" ed una frecciache indichi la direzione di variabilità della tensione (vedere prENV 1999-2, 6.2).

Nota 3 Il livello di qualità "fatica" si applica generalmente nei casi in cui il livello richiesto per la fatica risultimaggiore di 20 (vedere prENV 1999-2, 6.2). Ci sono cinque possibili qualità per la fatica, in relazione altipo di nodo ed al grado di variazione delle tensioni (livello richiesto). Essi sono indicati mediantel’indicatore "Fat" seguito dal numero 25, 31, 39, 49, 62. Il tipo di giunto e le direzioni delle tensioni ai qualiessi sono applicabili sono limitate (vedere i prospetti 5.2a, 5.2b, e 5.3 del prENV 1999-2). Per il materialenon saldato la finitura della superficie è definita nel prospetto 5.1 del prENV 1999-2.

(2)P Tuttavia, nei casi in cui esista un dubbio circa il livello di qualità per un particolaregiunto saldato o per un dettaglio, si deve consultare il progettista.

7.5.6.4 Entità del controllo

(1)P L'entità dell’ispezione visiva e dimensionale immediatamente prima dell'esecuzionedella saldatura, l'ispezione visiva, con liquidi penetranti, con raggi ultrasonici e/o radio-grafici richiesta dopo l'esecuzione della saldatura per ciascun livello di qualità e tipo dicollegamento deve essere specificata dal progettista.


(2)P Per le saldature con livello di qualità "fatica" di classe Fat 39 e maggiori e per lesaldature eseguite in condizioni difficili, oppure laddove specificato dal progettista, iprovini per il controllo della produzione o i piatti di prova colati che riproducono il giunto intutte le sue caratteristiche essenziali, ad esempio dimensioni, vincoli, accessibilità, effettidi diffusione del calore, devono essere mantenuti in linea con il giunto e saldati utilizzandole procedure di produzione delle saldature. Queste devono essere ispezionate edapprovate con gli stessi livelli di controllo, come saldature equivalenti a quelle della produ-zione.

Nota 1 Possono risultare necessarie prove meccaniche sui provini di controllo della produzione includendo i piatti diprova colati laddove specificato dal progettista.

Nota 2 L'esame di tali provini di prova del controllo della produzione e dei piatti di prova colati può essere usato,inoltre, come aiuto alla interpretazione delle prove non distruttive della produzione. Se specificato, devonoessere impiegate le procedure di controllo speciali, come per esempio altri tipi di prove non distruttive.

(3)P Qualora una struttura o una componente saldata debba essere sottoposta ad untrattamento termico dopo l'esecuzione della saldatura, il controllo successivo all'esecu-zione deve essere eseguito dopo l’effettuazione del trattamento termico.

7.5.6.5 Livelli di accettazione del controllo

(1)P Il livello di accettazione per le imperfezioni nei giunti saldati sia immediatamenteprima sia subito dopo l'esecuzione della saldatura deve essere quello specificato dalprogettista.

(2)P Qualora il controllo antecedente all'esecuzione della saldatura riveli un'inadegua-tezza nella preparazione del giunto maggiore di quella specificata, il lavoro deve esserenuovamente eseguito e rimontato o ricongiunto in maniera opportuna e nuovamenteispezionato.

(3)P Qualora una qualsiasi imperfezione individuata dopo l'esecuzione della saldaturaecceda quella specificata, oppure qualora sia rilevata mediante una qualsiasi proceduraspeciale di ispezione una qualsiasi altra imperfezione intollerabile, la saldatura deveessere scartata e riparata in conformità a quanto specificato in 7.5.7.

7.5.7 Riparazione o sostituzione

(1)P Tutte le procedure per la riparazione o la sostituzione di una qualsiasi saldaturadevono essere approvate dal progettista.

(2)P L'entità del difetto di una qualsiasi saldatura difettosa deve essere determinatamediante un'appropriata procedura di ispezione e deve essere chiaramente indicata sulgiunto.

(3)P La saldatura riparata deve essere nuovamente ispezionata secondo quanto speci-ficato in 7.5.6.2. Nessuna saldatura deve essere rifatta, né una qualsiasi parte dellasaldatura deve essere sostituita, per più di due volte, senza aver chiesto il parere delprogettista.

7.6 Adesivi strutturali(1)P Il metodo per la realizzazione di giunti mediante incollaggio con adesivi deve essereriportato in una procedura dopo che esso sia stato adeguatamente stabilito, così daconsentirne la ripetibilità. La procedura di giunzione deve essere analizzata sperimental-mente mediante prove adeguate e deve essere approvata dal progettista prima di essereutilizzata negli effettivi processi costruttivi. Le prove per l’approvazione devono esserespecificate dal progettista, tenendo presenti le condizioni di esercizio della struttura, ed iprovini devono essere rappresentativi della dimensione e del tipo di giunto da realizzare.

Nota 1 Le procedure non devono essere riapprovate se il produttore garantisce al progettista che sono già stateprecedentemente approvate altre similari procedure.

(2) Non si deve contemplare l’uso di adesivi per i giunti strutturali principali, a meno cheun’estesa indagine sperimentale non ne abbia stabilito la validità, includendo prove clima-tiche e prove a fatica, se pertinenti.

Nota 2 Tuttavia, si può contemplare la giunzione mediante adesivi per le combinazioni di piatti ed irrigidimenti e peraltre condizioni di sollecitazione secondarie.


7.7 Protezione

7.7.1 Generalità

(1)P Quando l’alluminio richiede protezioni aggiuntive, il sistema di protezione applicato aparti della struttura o all’intera struttura deve essere specificato dal progettista.

Nota Qualora l’opera strutturale abbia una precisa rilevanza estetica, la superficie di alluminio può esserecompletata con finiture decorative, come la verniciatura, l’anodizzazione, o altri processi di conversionechimica. Tali processi conferiscono anche vari gradi di protezione all’alluminio.

7.7.2 Verniciatura

7.7.2.1 Generalità

(1)P Quando la verniciatura è specificata dal progettista, si deve seguire la seguenteprocedura.

(2)P La verniciatura deve essere preceduta da un adeguato pre-trattamento secondo leoperazioni indicate in 7.7.7.2 e 7.7.7.3, condotte in sequenza senza alcuna pausa inter-media. La superficie deve essere completamente asciutta e la vernice applicata quandola temperatura ambiente risulta maggiore di 4 °C, a meno che non si intraprenda con ilprogettista un diverso accordo. Le superfici di contatto devono essere verniciate nel modoindicato dal progettista.

7.7.2.2 Pulitura

(1)P La superficie deve essere pulita, asciugata, e completamente sgrassata mediante unappropriato solvente organico. Non si deve ricorrere alla pulitura alla fiamma.

7.7.2.3 Pre-trattamento

(1)P Le superfici sgrassate e pulite devono essere trattate in modo da assicurarel’adesione della vernice.

Nota 1 Il trattamento può consistere in un irruvidimento meccanico mediante carta abrasiva o con tamponi adesiviimpregnati al nylon oppure con un getto di abrasivo in pressione, ammesso che, in ogni caso, l’abrasivo siagraniglia di allumina o di altro materiale non-metallico e privo di rame. L’irruvidimento meccanico può ancheessere effettuato mediante spazzole metalliche di acciaio resistente alla corrosione.

(2)P Per l’irruvidimento meccanico, non devono essere utilizzate la lana di acciaioplaccato rame e le spazzole metalliche.

Nota 2 Alternativamente, l’adesione della vernice si può ottenere mediante l’uso di appropriati rivestimenti perconversione oppure mediante una mano di fondo di lavatura o di incisione, ammesso che la superficie delmetallo sia pulita e libera da strati di ossido spessi o irregolari.

7.7.2.4 Sistemi non-bituminosi

(1)P Sulle superfici pre-trattate (vedere 7.7.2.3) o con metallo a spruzzo (vedere 7.7.3.1)deve essere applicata una mano di fondo mediante un opportuno pigmento inibitorecompatibile con il substrato di alluminio ed ogni successivo rivestimento.

(2)P La mano di fondo non deve contenere rame, mercurio, composti dello stagno o delpiombo, grafite o materiali carbonici.

(3)P La superficie con applicata la mano di fondo deve essere verniciata con una o piùpassate di vernice di tipo compatibile con il primo rivestimento e con tutti i successivirivestimenti, secondo le raccomandazioni del produttore della vernice, scelta in relazionealle condizioni ambientali per soddisfare i necessari requisiti di durabilità. I rivestimentisuccessivi non devono contenere rame, mercurio o composti dello stagno, grafite omateriali carbonici e, preferibilmente, non devono contenere composti del piombo. Unsistema di verniciatura dell’alluminio deve consistere in un sottorivestimento che non sisfogli ed in un rivestimento di finitura con potere sfogliante.


7.7.2.5 Sistemi di verniciatura bituminosa

(1)P Si deve utilizzare vernice bituminosa o applicazioni di bagno in bitume a caldo.

Nota È preferibile l’applicazione di vernice bituminosa.

(2)P I materiali devono essere applicati direttamente sulle superfici pulite in accordo aquanto indicato in 7.7.2.2 ed irruvidite, se necessario, mediante mezzi meccanici (vedere7.7.2.3); essi non devono essere applicati sopra le superfici verniciate o trattate con manodi fondo di incisione.

7.7.2.6 Materiale pre-rivestito e finiture applicate in fabbrica

(1)P Il costruttore deve garantire al progettista che, in relazione all’assemblaggio edall’ambiente, l’uso di materiale pre-rivestito oppure di finiture applicate in fabbrica fornisceil livello di protezione adeguato.

Nota 1 I materiali di alluminio possono essere forniti già verniciati, utilizzando o un solvente a base di liquido oppureun processo a secco (rivestimento in polvere). La finitura può essere applicata prima della fabbricazione, confabbricazione parziale, o successivamente alla fabbricazione. I rivestimenti liquidi sono solitamente cotti inforno a temperature elevate. I rivestimenti in polvere sono sempre cotti in forno. In entrambi i casi, per quantoattiene alla durezza ed alla durabilità, i rivestimenti cotti hanno proprietà migliori di un rivestimento essiccatoall’aria. Tali finiture sono opportune per l’applicazione a strisce, rotoli o sezioni estruse. Il rivestimento puòessere sufficientemente duttile da permettere piccole deformazioni senza danno, come quelle dovute allapressa piegatrice o alla rullatura. L’utilizzo di finiture applicate in fabbrica o di materiali pre-verniciatigarantisce, solitamente, un sufficiente grado di protezione.

Nota 2 Per i giunti può risultare necessaria una protezione aggiuntiva (vedere 7.7.3). Il costruttore deve garantire chela lega di alluminio non è significativamente indebolita dal processo di cottura.

Nota 3 La maggior parte delle finiture applicate in fabbrica sono realizzate mediante riscaldamento a temperatureintorno ai 200 °C per un tempo breve, il che generalmente ha solo un lieve effetto sulle proprietà meccaniche.È comunque possibile che si verifichi un significativo indebolimento, in relazione alla lega, alle sue condizionied al trattamento termico. È di ordinaria pratica eseguire un monitoraggio termico, che è particolarmenteimportante per le sezioni spesse, per le quali risulta maggiore il rischio di una ridotta o eccessiva maturazione.È raccomandabile preparare un rapporto sulla storia termica del metallo utilizzando un opportuno sistema dimonitoraggio.

7.7.3 Protezione delle superfici di contatto metallo-metallo e dei giunti bullonati e chiodati

7.7.3.1 Generalità

(1)P In corrispondenza delle superfici di contatto metallo-metallo si deve applicare unaprotezione aggiuntiva rispetto a quella indicata in 7.7.2, come precisato nel prospetto 3.8e specificato dal progettista. Le procedure del sistema di protezione precisate nelprospetto 3.8 devono essere ottenute seguendo le procedure descritte in 7.7.3.2, 7.7.3.3e 7.7.3.4 utilizzando quale notazione della procedura quella indicata nel prospetto 3.8.Laddove si hanno contatti metallo-metallo che non risultino contemplati nel prospetto 3.8,si deve ricorrere al parere di uno specialista.

(2) Le procedure indicate nel prospetto 3.8, si applicano: alle aree di contatto delle partistrutturali, vedere 7.7.3.2; al trattamento relativo a bulloni e chiodi, vedere 7.7.3.3; aitrattamenti addizionali, vedere 7.7.3.4.

(3)P Il metallo spruzzato, se specificato dal progettista quale ricoprimento per le parti diacciaio a contatto con l’alluminio, come mezzo per la protezione dell’acciaio edell’alluminio a contatto, deve risultare conforme alla classe 1050A.

(4)P Le lamiere di alluminio, di copertura e di tamponatura laterale, devono essereprotette secondo quanto specificato nel prEN 508-2:1996.


7.7.3.2 Trattamento applicato alle aree di contatto di elementi strutturali

(1) Procedura ONon si deve applicare alcun trattamento.

(2) Procedura O/XIl trattamento dipende dalle condizioni strutturali. Le aree di piccolo contatto e le aree chesi asciugano rapidamente possono essere assemblate senza provvedere ad alcuna sigil-latura (vedere procedura X).

(3) Procedura XEntrambe le superfici di contatto devono essere assemblate in modo che non esistanofenditure in cui possa penetrare acqua. Entrambe le superfici di contatto, includendo i foriper i bulloni e per i chiodi, prima dell’assemblaggio, devono essere pulite, pre-trattate ericevere l’applicazione di una mano di fondo, vedere 7.7.2.4, o di una miscela sigillanteche si estenda oltre l’area di contatto. Le superfici dovrebbero essere poste a contattoquando la mano di fondo è ancora umida. Quando si assemblano componenti pre-verni-ciate o protette, la sigillatura delle superfici a contatto può non essere necessaria, inrelazione alla composizione della vernice o al sistema di protezione adottato, alla vita diesercizio attesa e alle condizioni ambientali. La necessità di una sigillatura aggiuntivadeve essere concordata con il progettista.

(4) Procedura YDeve essere assicurato il completo isolamento elettrico tra i due metalli inserendo nastrinon conduttivi e non assorbenti, guarnizioni e rondelle che prevengano il contattometallico ed elettrico tra i diversi metalli del giunto. Si deve porre attenzione nel verificareche non esistano fessure tra i materiali di isolamento ed il metallo. Può risultare neces-sario l’uso di un rivestimento aggiuntivo o di sigillature.

(5) Procedura ZQuando si richiede la procedura Y e risulta impossibile l’applicazione di materiali isolantiper garantire il trasferimento delle forze, il giunto dovrebbe essere assemblato senzal’utilizzo di alcun elemento di isolamento, con l’intero assemblaggio costituente il giuntocompletamente sigillato per prevenire i fenomeni di umidità negli elementi del giunto. Leprocedure devono essere concordate con il progettista.

7.7.3.3 Trattamento applicato a bulloni e chiodi

(1)P Procedura 0Non si deve applicare alcun trattamento aggiuntivo.

(2) Procedura 1I bulloni di alluminio di classe 7075 o 2017A dovrebbero essere utilizzati senza protezionesolo in condizioni climatiche asciutte o miti, altrimenti devono essere adeguatamenteprotetti.

(3) Procedura 2I bulloni di alluminio di classe 7075 o 2017A non dovrebbero essere utilizzati, neanche seprotetti.

(4)P Procedura 3Tra le teste, i dadi, i gambi, le rondelle dei bulloni e i materiali collegati si devono applicaredelle rondelle inerti o guarnizioni ermetiche per sigillare il nodo e per prevenire l’ingressodi umidità nelle interfacce tra le componenti e gli elementi di fissaggio. Si dovrebbe porreattenzione per assicurare che la trasmissione delle forze attraverso il giunto non siaostacolata dalle rondelle inerti o dalle guarnizioni ermetiche.

(5)P Procedura 4Quando il giunto non è verniciato o rivestito per altre ragioni, le teste dei bulloni, i dadi, ichiodi e le aree perimetrali come indicato in seguito, devono essere protette almeno conuna mano di fondo (vedere 7.7.2.4), avendo cura di sigillare tutte le fenditure.

Quando si usano bulloni rivestiti di zinco, la protezione sulla parte del giunto di alluminionon è necessaria.

Quando si utilizzano bulloni o chiodi di alluminio, la protezione sulla parte del giunto dialluminio non è necessaria.


Quando si utilizzano bulloni di acciaio inossidabile in combinazione con parti di alluminioo di acciaio rivestito di zinco, l’area perimetrale del giunto rivestita di zinco deve essereprotetta in maniera analoga.

7.7.3.4 Ulteriori trattamenti

(1) Procedura aSe non risulta verniciata per altri motivi, può essere necessario proteggere le parti metal-liche adiacenti l’area di contatto con un’opportuna vernice di rivestimento nei casi in cuipuò rimanere intrappolata sporcizia o trattenuta umidità.

(2) Procedura zPuò risultare necessaria l’applicazione di un rivestimento aggiuntivo delle parti strutturalirivestite di zinco.

(3) Procedura gIn generale, è necessaria la protezione di tutte le parti di alluminio, vedere il prospetto 3.7.

7.7.4 Giunti resistenti allo scorrimento ad alta resistenza

(1)P Qualora il progettista indichi specificatamente l’applicazione di una protezioneaggiuntiva, questa deve risultare conforme a quanto indicato in 7.7.3, per quanto risultaconsentito dai requisiti meccanici delle superfici del giunto a contatto. Nel caso in cui si èutilizzata resina epossidica, non è necessario ricorrere all’applicazione di un’ulterioreprotezione, ma, quando si utilizza un nodo a secco, le estremità del nodo devono esseresigillate per prevenire l’ingresso di umidità (vedere 7.7.3.3).

7.7.5 Giunti a perno

(1)P Quando il progettista indica specificatamente l’applicazione di una protezioneaggiuntiva, questa deve essere conforme a quanto indicato in 7.7.3, per quanto risultaconsentito dai requisiti e dalla configurazione del giunto.

Nota Si può porre in opera un’ulteriore protezione rivestendo le superfici a contatto, i fori per il perno ed il pernocon grasso reversibile ad alto punto di fusione.

7.7.6 Giunti saldati

(1)P Il sistema di protezione specificato dal progettista deve essere applicato inconformità con le procedure indicate in 7.7.3.

7.7.7 Giunti con adesivi

(1)P Si deve applicare il sistema di protezione specificato dal progettista. Per evitare lapossibilità di interazione tra l’adesivo e il sistema protettivo, per esempio gli effetti dovuti aisolventi o al calore, deve essere richiesto il parere del produttore dell’adesivo.

7.7.8 Contatto tra l’alluminio e materiali non metallici

(1)P Il metodo di protezione specificato dal progettista per evitare contatti tra l’alluminio ei materiali non metallici, come quelli usati nell’industria edilizia, deve essere applicato inaccordo con i requisiti della vernice applicata o della procedura di protezione utilizzata.

7.8 Controllo e sicurezza(1)P Il progettista o i rappresentanti degli organismi indipendenti di prova e di controlloche risultano designati devono avere accesso a tutti i luoghi di lavoro sia in sito che neilocali del contraente che sta realizzando l’opera. Devono essere assicurate facilitazioniper il controllo e per le prove dell’opera in accordo alla procedura concordata tra ilcostruttore ed il progettista.

Nota Si pone l’attenzione sugli appropriati requisiti regolamentari che influenzano le operazioni riguardanti lamanifattura, la fabbricazione, l’esecuzione della struttura e l’esercizio.


8 PROGETTAZIONE INTEGRATA DA PROVE

8.1 Basi(1) Le prescrizioni della presente Sezione forniscono una guida ai progettisti che possonoessere coinvolti nell’esecuzione di accertamenti sperimentali.

(2)P Quando i modelli di calcolo disponibili non sono sufficienti per l’analisi di una parti-colare struttura o componente strutturale, deve essere intrapresa la verifica sperimentalein sostituzione dei calcoli di progetto o ad integrazione dei calcoli di progetto.

(3) La verifica sperimentale può essere intrapresa anche quando le regole relative aicalcoli di progetto specificate nel presente Eurocodice condurrebbero a risultati economi-camente non validi. Tuttavia, non devono essere trascurate le ipotesi conservative deglispecifici modelli di calcolo (che intendono portare in conto gli effetti sfavorevoli che nonsono esplicitamente considerati nei modelli di calcolo prescritti).

(4)P La pianificazione, l’esecuzione, la valutazione e la documentazione delle provedevono corrispondere ai requisiti minimi stabiliti nella presente Sezione.

(5) Poiché le circostanze e le attrezzature di prova variano fortemente, le procedure diprova dovrebbero essere preventivamente concordate tra tutte le parti interessate.

8.2 Pianificazione delle prove(1)P La verifica sperimentale deve essere basata su modelli di calcolo di tentativo, chepossono essere incompleti, ma che correlano una o più variabili significative al comporta-mento strutturale in esame, in modo che le tendenze di base siano adeguatamentepreviste. La verifica sperimentale deve allora essere limitata alla valutazione dei terminicorrettivi del modello di calcolo di tentativo.

(2)P Se la previsione dei modelli di calcolo pertinenti o delle modalità di collasso attesenelle prove è estremamente dubbia, la pianificazione delle prove deve essere sviluppatasulla base di prove pilota associate.

(3)P Prima della esecuzione delle prove deve essere sviluppato, da parte del progettistae dell’organismo che esegue la prova, un programma delle prove. Questo programmadeve contenere l’obiettivo delle prove e tutte le istruzioni e le altre specifiche necessarieper la scelta o per la produzione dei provini, l’esecuzione delle prove e la valutazione dirisultati.

(4) Per una guida relativa alla preparazione del programma delle prove, si dovrebbe fareriferimento alle Normative di Riferimento 14 e 15 (vedere appendice A) e all’appendice J.

(5)P La pianificazione della prova deve trattare i seguenti punti:

a) Scopo delle informazioni che si richiedono alle prove (per esempio: parametri richiestie campo di validità).

b) Descrizione di tutte le caratteristiche delle membrature considerate che possonoinfluenzare il comportamento allo stato limite (per esempio: forma della membratura,rigidezza, grado e qualità dell’alluminio e principali proprietà del materiale, parametrigeometrici e strutturali e loro tolleranze, parametri influenzati dalle procedure difabbricazione ed esecuzione).

c) Specifiche sulle caratteristiche del provino (per esempio: procedure di campiona-mento, specifiche sulle dimensioni, materiale e fabbricazione dei prototipi, numero deiprovini, numero di sottogruppi, vincoli).

d) Descrizione delle azioni cui le membrature devono reagire e l’indicazione delle carat-teristiche cui è fatto riferimenti in (b) (per esempio: disposizioni di carico, condizioni dicarico, combinazioni di carico).

e) Specifiche sulle condizioni di carico e sulle condizioni ambientali della prova (peresempio: punti di applicazione del carico, metodi di carico, sequenza di applicazionedel carico nel tempo e nello spazio, temperature).

f) Modalità di collasso e modelli di calcolo di tentativo con le corrispondenti variabili,vedere 8.2(1).


g) Configurazioni di prova (comprendendo gli accorgimenti per assicurare una suffi-ciente resistenza e rigidezza dell’attrezzatura di carico e di supporto e le distanze dirispetto per gli spostamenti, ecc.)

h) Determinazione dei punti di misurazione e dei metodi di osservazione e di registra-zione (per esempio: storie temporali delle deformazioni, forze, spostamenti).

i) Determinazione del tipo e modalità di controllo dell’applicazione del carico (controllatoattraverso le tensioni, controllato attraverso le deformazioni, ecc.)

(6)P Tutti i dettagli sul campionamento o sulla realizzazione dei provini devono essereriportati nel resoconto e si devono effettuare misurazioni sui provini prima dell’inizio delleprove, al fine di dimostrare che è stata rispettata la pianificazione delle prove, altrimentiessa deve essere modificata.

8.3 Esecuzione delle prove(1)P L’esecuzione delle verifiche sperimentali deve essere affidata esclusivamente adorganismi il cui personale abbia sufficienti conoscenze ed esperienza nella pianificazione,esecuzione e valutazione delle prove.

(2)P Il laboratorio di prova deve essere adeguatamente attrezzato e l’organismoincaricato dell’esecuzione delle prove deve assicurare una gestione oculata e ladocumentazione di tutte le prove.

8.4 Valutazione dei risultati delle prove(1)P La valutazione dei risultati delle prove deve tenere conto del carattere casuale di tuttii dati.

(2) Tale valutazione dei risultati delle prove dovrebbe essere eseguita mediante il metodofornito nell’appendice Z della ENV 1993-1-1:1992.

8.5 Documentazione(1)P Nel resoconto di prova deve essere fornita la seguente documentazione:

- programma di prova (inclusa qualsiasi eventuale revisione);

- descrizione e specifiche di tutti i provini;

- dettagli delle configurazioni di prova;

- dettagli sulla esecuzione delle prove;

- risultati necessari per la valutazione delle prove.


APPENDICE A PROVA DEL FATTORE DI SCORRIMENTO(normativa) Appendice A (normativa) da sostituire con la norma europea "Test on Slip Factors for High

Strength Friction Grip Connections in Aluminium" (quando disponibile)

A.1 Scopo della prova(1) Lo scopo della presente procedura di prova è la determinazione del fattore di scorri-mento di una superficie dotata di attrito dopo che questa abbia subito un trattamento parti-colare, generalmente consistente in un rivestimento superficiale.

(2) La procedura mira ad assicurare che siano tenute debitamente in conto le eventualideformazioni viscose (creep deformation) del collegamento.

A.2 Variabili significative(1)P La validità dei risultati delle prove per le superfici rivestite è limitata ai casi in cui tuttele variabili significative siano simili a quelle dei provini.

(2)P Devono essere considerate significative le seguenti variabili:

a) la composizione del rivestimento, vedere A.2 (3);

b) lo spessore massimo del rivestimento, vedere A.3 (5);

c) l’intervallo di tempo minimo tra l’applicazione del rivestimento e l’applicazione delcarico sul collegamento, vedere A.2 (4);

d) la procedura di invecchiamento, vedere A.2 (5);

e) la classe del bullone esagonale vedere A.6 (4).

(3)P Nella scelta della composizione del rivestimento devono essere portati in contoanche il metodo di lavorazione e ogni eventuale diluente utilizzato.

(4)P Il procedimento di invecchiamento deve essere documentato, sia facendo riferimentoalle raccomandazioni pubblicate che specificando il procedimento effettivamenteadottato.

(5)P Deve essere registrato l’intervallo di tempo (in ore) tra l’applicazione del rivestimentoe l’esecuzione della prova.

A.3 Provini(1)P I provini devono avere dimensioni conformi ai dettagli mostrati in figura A.1 a) o b).L’alluminio, utilizzato come materiale strutturale, deve essere conforme alle normeEN 573, EN 515, EN 485, EN 586, EN 755, EN 52.1, prEN 132/10, prEN 190/110.

(2)P Al fine di assicurare che i due piatti interni abbiano lo stesso spessore, essi devonoessere realizzati tagliandoli consecutivamente dallo stesso pezzo di materiale e poiessere assemblati nelle relative posizioni originarie.

(3)P I piatti non devono avere estremità tagliate termicamente. Essi devono essere suffi-cientemente piani da consentire che le superfici preparate entrino pienamente a contattoquando i bulloni sono stati precaricati.

(4)P La pretensione dei bulloni deve essere misurata e deve risultare pari a quellaspecifica per la dimensione e la classe del bullone utilizzato.

(5)P Il trattamento superficiale e il rivestimento specificati devono essere applicati allesuperfici di contatto dei provini in maniera coerente con l’applicazione strutturale che siintende realizzare. Lo spessore medio del rivestimento in corrispondenza delle superficidi contatto dei provini deve essere di almeno 0,05 mm maggiore del massimo spessoremedio specificato per l’utilizzo nella struttura.

(6)P I provini devono essere assemblati in modo tale che i bulloni siano caricati nel versoopposto a quello in cui è applicata la trazione.


A.4 Procedimento di prova(1)P Devono essere sottoposti a prova cinque provini. Quattro prove devono esserecondotte a velocità normale (durata della prova approssimativamente compresatra 10 min e 15 min). Il quinto provino deve essere utilizzato per una prova di viscosità.

(2)P I provini devono essere sottoposti a prova in una macchina di trazione. Deve essereregistrata la relazione forza-scorrimento.

(3)P Lo scorrimento deve essere valutato come lo spostamento relativo tra i puntiadiacenti di un piatto interno e un piatto di ricoprimento, nella direzione del caricoapplicato. Esso deve essere misurato separatamente per ciascuna estremità del provino.Per ciascuna estremità, lo scorrimento deve essere assunto pari al valore medio deglispostamenti misurati su entrambi i lati del provino.

(4) La forza di scorrimento è definita come la forza corrispondente ad uno scorrimentopari a 0,15 mm.

(5)P Il quinto provino deve essere caricato con una forza specifica pari al 90% della forzadi scorrimento media, ottenuta dalla media delle forze di scorrimento dei primi quattroprovini (cioè la media di otto valori).

(6)P Se, in un intervallo di tempo compreso tra i 5 min e le 3 h dopo l’applicazione dellaforza, gli spostamenti a ciascuna estremità del quinto provino non hanno superato ilvalore limite di 0,002 mm, la forza di scorrimento per il quinto provino deve essere deter-minata analogamente a quanto fatto per i primi quattro. In caso contrario, si devonocondurre prove di viscosità di lunga durata, vedere A.5.

(7)P Se lo scarto tipo dei dieci valori (ottenuti dai cinque provini) eccede l’8% del valoremedio, si devono effettuare prove addizionali. Il numero totale di provini (inclusi i primicinque) deve essere determinato mediante la seguente relazione:

n ≤ (δ/3,5)2 (A.1)

dove:n è il numero di provini;δ è lo scarto tipo per i primi cinque provini (dieci valori), espressa come percentuale

del valore medio.

A.5 Prove di viscosità di lunga durata(1)P Quando è necessario condurre prove di viscosità di lunga durata, vedere A.5 (6),devono essere sottoposti a prova almeno tre provini (sei collegamenti).

(2)P Si deve applicare una specifica forza, determinata utilizzando il fattore di scorrimentosuggerito per le applicazioni di tipo strutturale.

(3)P Si deve tracciare una curva "spostamento - logaritmo del tempo" (vedere figura A.2),per dimostrare che la forza determinata utilizzando il fattore di scorrimento proposto nonproduce spostamenti maggiori di 0,3 mm durante l’intera vita della struttura, assunta paria 50 anni, a meno che non sia diversamente specificato. La curva "spostamento -logaritmo del tempo" può essere estrapolata linearmente sempre che la tangente possaessere determinata con sufficiente accuratezza.

A.6 Risultati delle prove(1)P Il fattore di scorrimento caratteristico risultante dalle prove deve essere assunto parial valore statisticamente attingibile dal 95% di tutti i provini.

(2) Per dieci valori, ottenuti da cinque provini, il valore caratteristico può essere assuntopari al valore medio meno 1,83 volte lo scarto tipo.

(3) Per le prove di viscosità di lunga durata, il fattore di scorrimento caratteristico puòessere assunto pari al valore che dimostri di soddisfare il limite di viscosità specificato,vedere A.5 (3).


(4) Il fattore di scorrimento determinato utilizzando bulloni di classe 10.9 può essereanche usato per bulloni di classe 8.8. Alternativamente, per i bulloni di classe 8.8, sipossono eseguire prove separate. I fattori di scorrimento determinati utilizzando i bullonidi classe 8.8 non si devono considerare validi per bulloni di classe 10.9.

figura A.1 Provini normalizzati per la determinazione del fattore di scorrimento


figura A.2 Utilizzazione della curva "Spostamento - logaritmo del tempo" per la prova di viscosità di lungadurataLegendaX Logaritmo del tempoY Spostamento


APPENDICE B SELEZIONE DEI MATERIALI(informativa)

B.1 Generalità(1) La selezione di un materiale di alluminio idoneo o di un materiale di lega di alluminio,per una qualsiasi applicazione nel campo strutturale, è determinata da una serie di fattori:resistenza, durabilità, caratteristiche fisiche, saldabilità, formabilità e disponibilità dellalega nella particolare forma richiesta. Di seguito, è data descrizione delle leghe dafonderia e di quelle da lavorazione plastica, tenendo separate le leghe trattabili termica-mente e le leghe non trattabili termicamente.

(2) Le proprietà e le caratteristiche di queste leghe possono essere confrontate, in terminigenerali, nel prospetto B.1, per le leghe di alluminio da lavorazione plastica, e nelprospetto B.2, per le leghe da fonderia. Le proprietà e le caratteristiche possono variarecon la tempra della lega.

(3) Quando si devono realizzare collegamenti tra parti di alluminio e parti realizzate conmetalli differenti, riguardo le misure protettive da adottare per evitare la corrosionegalvanica, ci si dovrebbe avvalere della consulenza di uno specialista.

B.2 Prodotti da lavorazione plastica

B.2.1 Leghe da lavorazione plastica trattabili termicamente

(1) Tra le leghe della serie 6xxx, le leghe idonee per le applicazioni strutturali sono le:EN AW-6082, EN AW-6061, EN AW-6005A, EN AW-6060, ed EN AW-6063. Le legheEN AW-6082, EN AW-6061, EN AW-6005A, EN AW-6060 e EN AW-6063 hanno tutteclasse di durabilità B. Tra le leghe delle serie 7xxx, la lega EN AW-7020 è idonea per appli-cazioni strutturali generali ed ha una classe di durabilità C.

B.2.1.1 Leghe EN AW-6082 e EN AW-6061

(1) Tra le leghe trattabili termicamente, la EN AW-6082 è una delle più frequentementeutilizzate, e spesso, in molti Paesi, essa è la principale lega di tipo strutturale sia percostruzioni saldate che per quelle non saldate. Si tratta di una lega ad alta resistenza,disponibile nella maggior parte delle forme: estrusi pieni e cavi, piatti, lamiere, tubi eprodotti fucinati, e viene sempre più frequentemente impiegata per la realizzazione dicomponenti esposti all’ambiente marino. Anche la EN AW-6061 è una lega da trattamentotermico ampiamente utilizzata per le costruzioni saldate e non, disponibile sotto forma ditubi e di estrusi pieni e cavi. Entrambe le leghe sono generalmente utilizzate in condizionedi completo trattamento termico, assumendo rispettivamente le denominazioni diEN AW-6082-T6 e di EN AW-6061-T6.

(2) La scelta di tali leghe quale materiale strutturale è da ricercarsi in una favorevolecombinazione delle proprietà: elevata resistenza meccanica dovuta all’esecuzione deitrattamenti termici, buona resistenza alla corrosione, buona saldabilità, sia nel caso disaldature tipo MIG che di saldature tipo TIG, buona formabilità, se adoperate nella tempraT4, e buone proprietà per la lavorazione alla macchina utensile. Si deve prestare atten-zione nel portare in conto le perdite di resistenza nelle zone termicamente alterate (HAZ)dei collegamenti saldati. La perdita di resistenza può essere parzialmente recuperatamediante l’invecchiamento naturale post-saldatura. Nel caso in cui queste leghe venganoutilizzate sotto forma di estrusi, generalmente, si tende a realizzare forme menocomplesse e di maggiore spessore rispetto a quelle che invece si realizzano con le altreleghe delle serie 6xxx. La AW-6082 è una lega comunemente adoperata per gli estrusi, ipiatti e le lamiere provenienti da magazzino. Tale lega può essere chiodata utilizzandoleghe EN AW-6082, EN AW-5056A o EN AW-5086 nello stato O od anche in uno stato piùduro; i metalli d’apporto da utilizzare per le saldature sono specificati nel prEN 1011-4.


B.2.1.2 Leghe EN AW-6005A

(1) La lega EN AW-6005A, che risulta raccomandabile anche per le applicazioni strut-turali, è disponibile solo nella forma di estrusi e combina resistenze meccaniche mediecon la possibilità di essere estrusa in forme più complesse di quelle ottenibili con le legheEN AW-6082 o EN AW-6061. Ciò risulta valido, in particolare, per le sezioni cave in paretesottile. Come per le EN AW-6082 ed EN AW-6061, anche queste leghe sono facilmentesaldabili con i processi di tipo TIG e MIG, incorrendo, nelle HAZ dei collegamenti saldati,in perdite di resistenza della stessa entità. I metalli d’apporto da adoperare per lasaldatura di queste leghe sono specificati nel prEN 1011-4.

(2) La resistenza alla corrosione di componenti saldate e non saldate è simile a quellaesibita dalla lega EN AW-6082, o anche migliore. Le proprietà di lavorabilità alla macchinautensile sono simili a quelle proprie della lega EN AW-6082.

prospetto B.1 Confronto tra le caratteristiche generali e tra le altre proprietà per le leghe per uso strutturale

Lega CENN°

Disponibilità di tempra e forma

Res

iste

nza

mec

cani

ca

Res

iste

nza

alla

cor

rosi

one

Form

abilit

à

Lavo

rabi

lità

alla

mac

chin

a ut

ensi

le

Sald

abilit

à

Dec

orat

ività

dei

rive

stim

enti

anod

ici d

uri

Lam

iere

, nas

tri, e

pia

tti Prodotti estrusi

Prod

otti

trafil

ati a

fred

do

Prod

otti

fuci

nati

Tubi

sal

dati

elet

trica

men

te

Barre/tondi

Tubi Profili Tubi

EN AW-3103 0 - - - - - 0 II/IV I I/II III/IV I II

EN AW-5083 0 0 0 x 0 0 - I/II I II/IV II/III I I/II

EN AW-5052 0 - - - - - - II/III I I/III II/IV I I/II

EN AW-5454 0 - - - - - - II/III I I/III II/IV I I/II

EN AW-5754 0 - - - - 0 - II/III I II/IV II/III I I/II

EN AW-6060 - 0 0 0 0 - - II/III II II/III II/III I I

EN AW-6061 - 0 0 0 0 - - II/III II II/III II I I/II

EN AW-6063 - 0 0 0 0 - - II/III II II/III II/III I I/II

EN AW-6005A - - - 0 - - - II II III II I I

EN AW-6082 0 0 0 0 0 0 - I/II II II/III II I II

EN AW-7020 0 0 0 x 0 - - I III III II I II

Legenda0 Disponibile in una varietà di tempre, le proprietà si riferiscono per l’intera varietà.- Generalmente non disponibile.x Solo sezioni semplici.I Eccellente.II Buono.III Discreto.IV Scarso.Nota Queste indicazioni sono solo di massima; ciascuna classificazione si può applicare soltanto alla colonna alla quale

si riferisce e può differire a seconda della tempra.


prospetto B.2 Confronto tra le caratteristiche delle leghe da fonderia e altre proprietà generali

B.2.1.3 Leghe EN AW-6060 e EN AW-6063

(1) Le leghe EN AW-6060 e EN AW-6063 sono raccomandate per le applicazioni di tipostrutturale e risultano disponibili solo sotto forma di estrusi e di trafilati a freddo. Esse sonousate quando la resistenza meccanica non è di primaria importanza e si è disposti adaccettare un aspetto estetico non eccellente; d’altro canto, esse offrono buona durabilitàe la possibilità di un buon grado di finitura della superficie, oltre che la possibilità di essereestruse con forme complesse ed in parete sottile. Queste leghe sono particolarmenteadatte per i processi di anodizzazione e per i processi di finitura similari. Come per altreleghe della serie 6xxx, esse sono facilmente saldabili con i procedimenti sia MIG che TIG,ed esibiscono perdite di resistenza meccanica nelle HAZ dei collegamenti saldati. I metallidi apporto da utilizzare per le saldature di queste leghe sono specificati nel prEN 1011-4.

B.2.1.4 Leghe EN AW-7020

(1) Le leghe EN AW-7020 sono raccomandate per le applicazioni strutturali sia di tiposaldato che non saldato. Si tratta di una lega ad alta resistenza, disponibile sotto forma diestrusi sia pieni che cavi, piatti, lamiere, tubi. Questa lega non è facilmente estrudibile informe complesse, come accade invece per le leghe delle serie 6xxx, e non è immediata-mente disponibile. Viene utilizzata generalmente in condizione di trattamento termicocompleto EN AW-7020-T6. Essa possiede una resistenza post-saldatura migliore rispettoa quella esibita dalla serie 6xxx, grazie alle sue naturali proprietà di invecchiamento.Questa lega, così come le altre della serie 7xxx, è comunque sensibile alle condizioniambientali e può dare luogo o meno a prestazioni soddisfacenti in funzione della corret-tezza dei metodi di lavorazione e fabbricazione che sono stati adoperati, oltre che delcontrollo della composizione e delle proprietà meccaniche. In virtù della suscettibilità allacorrosione per esfoliazione, la lega nella tempra T4 dovrebbe essere utilizzata soltanto infase di costruzione, ammesso che la struttura possa essere sottoposta a trattamento diinvecchiamento artificiale una volta completata. Quando non si esegue alcun trattamentotermico dopo la saldatura, è necessario verificare se è il caso di proteggere le HAZ,facendo riferimento alle condizioni definite in 3.4.3.1. Se il materiale nello stato T6 risultasottoposto ad una qualsiasi operazione che induca lavorazione a freddo, quale flessione,taglio, punzonamento ecc., esso può essere suscettibile alla formazione di incrinature pertenso-corrosione. Risulta pertanto essenziale che, per quanto riguarda l’uso che siintende fare della lega e le sue probabili condizioni di esercizio, vi sia collaborazionediretta tra il progettista ed il produttore.

Lega da fonderia

Tipo di colata Colabilità Resistenza meccanica

Lavorabilità alla macchina utensile

Resistenza alla

corrosione

Decoratività del

rivestimento anodico

Saldabilità

Designazione In sabbia

In conchiglia

In pressione

Fluidità Resistenza alle cricche

a caldo

Pressione di tenuta

di fusione

dopo HT

EN AC-42100 • • II I II II - II II IV IIEN AC-42200 • • II I II II - II II IV IIEN AC-43200 • • I I II III III II III V IIEN AC-44100 • • I I I IV IV - II/III V IEN AC-51300 • • III IV IV IV I - I I IILegendaI Eccellente.II Buono.III Discreto.IV Scarso.V Non raccomandabile.• Indica il metodo di fusione più comunemente adoperato per ciascuna lega.Nota 1 Queste indicazioni sono solo di massima e ciascuna classificazione si può applicare soltanto nella colonna alla quale si riferisce.Nota 2 Le proprietà variano con le condizioni della colata.


B.2.2 Leghe da lavorazione plastica non trattabili termicamente

(1) Tra le leghe delle serie 5xxx, le leghe EN AW-5052, EN AW-5454, EN AW-5754,EN AW-5083 sono quelle raccomandate per le applicazioni di tipo strutturale; essepresentano tutte classe di durabilità I. Un’altra lega non trattabile termicamente utilizzataper le applicazioni di tipo strutturale, nei casi in cui si manifestano stati tensionali ridotti, èla EN AW-3103, anch’essa con classe di durabilità I.

B.2.2.1 EN AW-5052, EN AW-5454, EN AW-5754

(1) Le leghe EN AW-5052, EN AW-5454 ed EN AW-5754 sono adatte per gli elementistrutturali, collegati mediante dispositivi meccanici oppure saldatura, soggetti a statitensionali ridotti. Tali leghe sono duttili nello stato ricotto, ma perdono rapidamente talecaratteristica in seguito alla lavorazione a freddo. Esse risultano facilmente saldabilimediante i processi MIG e TIG, utilizzando i metalli d’apporto specificati nel prEN 1011-4,ed offrono un’ottima resistenza nei confronti degli attacchi corrosivi, specialmente inambiente marino. Sono principalmente disponibili sotto forma di prodotti laminati, inquanto il loro ridotto contenuto di magnesio consente la realizzazione di estrusi pienisoltanto in forme semplici.

(2) Le leghe possono essere facilmente lavorate alla macchina utensile nelle tempre piùdure. La EN AW-5754 è la lega più resistente tra quelle della serie 5xxx, essendo pratica-mente immune alla corrosione intergranulare ed alla tenso-corrosione.

B.2.2.2 EN AW-5083

(1) La EN AW-5083 è la più resistente tra le leghe per uso strutturale non trattabili termi-camente generalmente disponibili in commercio, incluse le applicazioni marine, in quantopossiede una buona saldabilità ed un’ottima resistenza alla corrosione in ambientemarino.

È una lega duttile nello stato non incrudito, con buone proprietà di formabilità, ma perde lasua duttilità in seguito alle lavorazioni a freddo, sicché può divenire dura, con bassi valoridella duttilità.

(2) Comunque questa lega può, in tutti gli stati, e specialmente negli stati H32 e H34(HX),essere suscettibile di corrosione intergranulare, che in certe condizioni, e per carichielevati, può dare luogo a frattura per tenso-corrosione. Allo scopo di minimizzare questoeffetto, sono state sviluppate tempre speciali come la H116. Nonostante ciò, l’uso diquesta lega non è raccomandabile quando il materiale debba essere assoggettato adun’ulteriore rilevante lavorazione a freddo e/o quando la temperatura di servizio previstasia maggiore di 65 °C. In tali casi dovrebbe essere scelta la lega EN AW-5754.

(3) Però, quando vi sia una particolare richiesta per la scelta di una combinazionelega/tempra che può risultare suscettibile di formazione di incrinature per tenso-corro-sione in virtù delle sue condizioni di servizio, quando concordato tra produttore ed acqui-rente e stabilito al momento della commessa, tale lega dovrebbe essere sottoposta aduna prova di tenso-corrosione da condurre secondo procedure da definirsi.

(4) La lega EN AW-5083 è facilmente saldabile sia con il processo MIG che TIG, utiliz-zando i metalli d’apporto specificati nel prEN 1011-4, ma deve essere tenuto presente chequando i metalli incruditi vengono saldati, le loro proprietà meccaniche in corrispondenzadelle HAZ ritornano ai valori che avevano nello stato ricotto. Questa lega è disponibilesotto forma di piatti, lamiere, tubi trafilati, fucinati. A causa dell’elevato contenuto dimagnesio è particolarmente difficile da estrudere in sezioni cave o di forma complessa,sicché il suo impiego è limitato a sezioni estruse piene e di forma semplice. Essapossiede buone proprietà di lavorabilità alla macchina utensile in tutte le tempre. Per lechiodature si suggerisce la lega EN AW-5754-0 o H32.

B.2.2.3 EN AW-3103

(1) La lega EN AW-3103 è disponibile soltanto sotto forma di lamiere e di piatti. Essa èleggermente più resistente meccanicamente e più dura dell’alluminio "commercialmentepuro", dotata di elevata duttilità, saldabilità e buona resistenza alla corrosione.


B.3 Prodotti da fonderia(1) Per le applicazioni strutturali si raccomandano cinque leghe da fonderia: tre leghetrattabili termicamente: EN AC-42100, EN AC-42200 ed EN AC-43200; e due leghe nontrattabili termicamente: EN AC-44100 ed EN AC-51400. Tali leghe sono di seguitodescritte. Tutte e cinque possono essere saldate utilizzando i metalli d’apporto specificatinel prEN 1011-4, ma alcune combinazioni di leghe ottenute da prodotti di fonderia e dalavorazione plastica non sono raccomandate, a causa della formazione di interclusionimetalliche di tipo fragile.

(2) Le regole di progetto specificate nella parte 1.1 non si applicano ai prodotti di fonderia.Le leghe da fonderia indicate in seguito dovrebbero essere usate per le strutture portantisolo dopo che, sia le opportune prove sia le procedure che si intendono predisporre per ilcontrollo di qualità nella produzione dei prodotti fusi, siano state sottoposte all’approva-zione del progettista.

B.3.1 Leghe da fonderia trattabili termicamente EN AC-42100, EN AC-42200 ed EN AC-43200

(1) Le EN AC-42100, EN AC-42200 ed EN AC-43200 sono tutte leghe del sistemaAl-Si-Mg e sono sensibili ai trattamenti termici. Esse sono tutte adatte per colate in sabbiao in conchiglia, ma non sono generalmente utilizzate per pressofusione, a meno che nonsi adoperino metodi avanzati di fusione. La resistenza più elevata si raggiunge con la legaEN AC-42200-T6, ma con un valore di duttilità minore rispetto a quello offerto dalla legaEN AC-42100.

(2) La lega EN AC-43200 esibisce la migliore colabilità di fonderia, con discreta resistenzaalla corrosione, buona lavorabilità alla macchina utensile e saldabilità. La colabilità difonderia delle leghe EN AC-42100 ed EN AC-42200 è buona, con buona resistenza allacorrosione, lavorabilità alla macchina utensile e saldabilità.

B.3.2 Leghe da fonderia non trattabili termicamente EN AC-44100, EN AC-51300

(1) Le leghe EN AC-44100 ed EN AC-51300 sono adatte per le colate in sabbia o inconchiglia, ma non sono raccomandate per la pressofusione. La lega EN AC-44100possiede un’eccellente colabilità di fonderia, mentre la lega EN AC-51300 possiede unadiscreta colabilità ed è adatta solo per le forme più semplici. La lega EN AC-51300 èquella con la resistenza meccanica più elevata, con un’eccellente resistenza alla corro-sione e risulta lavorabile alla macchina utensile. La lega EN AC-44100 ha una miglioresaldabilità rispetto alla EN AC-51300. La lega EN AC-51300 può essere anodizzata inmodo decorativo.


APPENDICE C CALCOLO DELLE FORZE E DEI MOMENTI INTERNI(informativa)

C.1 Analisi globale(1) In una struttura isostatica, le forze dei momenti interni dovrebbero essere determinatecon i metodi della statica.

(2) In una struttura iperstatica, le forze dei momenti interni possono in generale esseredeterminate usando in alternativa:

a) analisi globale elastica (lineare o non lineare);

b) analisi globale plastica (con o senza incrudimento).

(3) L’analisi globale elastica può essere utilizzata in tutti i casi.

(4) L’analisi globale plastica può essere usata solo quando le sezioni trasversali dellamembratura soddisfano i requisiti specificati per la classe 1, indicati in 5.4. Le sezionitrasversali di classe 2, 3 e 4 non sono consentite. Per le sezioni di classe 1 si richiedesempre il controllo della capacità di deformazione, in relazione alle richieste di duttilitàdello schema strutturale (vedere appendice D).

(5) Per maggiori dettagli sui metodi di analisi globale, vedere appendice D.

(6) Le ipotesi di progetto per i collegamenti dovrebbero soddisfare i requisiti specificatiin C.2.

C.1.2 Analisi globale elastica (lineare)

(1) L’analisi globale elastica (in campo lineare) dovrebbe essere basata sull’ipotesi che larelazione tensione-deformazione del materiale sia lineare, quale che sia il livellotensionale [figura C.1a)].

(2) Questa assunzione può essere mantenuta per entrambi i tipi di analisi elastica, delprimo e del secondo ordine (vedere C.1.6), anche quando la resistenza della sezionetrasversale sia stabilita in base alla sua resistenza oltre il limite elastico.

(3) Impiegando un’analisi elastica del primo ordine, i valori dei momenti flettenti elasticipossono essere ridistribuiti modificando i valori del momento in ciascuna membratura finoal 15% del momento elastico di picco presente in quella membratura, a condizione che:

a) le forze dei momenti interni e i momenti nella struttura rimangano in equilibrio con icarichi applicati;

b) tutte le membrature nelle quali i momenti vengono ridotti abbiano le sezioni trasversaliappartenenti alla classe 1 o alla classe 2 (vedere 5.4).

C.1.3 Analisi globale elastica (non lineare)

(1) L’analisi globale elastica (in campo non lineare) dovrebbe essere basata sull’ipotesiche la relazione tensione-deformazione del materiale sia non lineare. Il valore del modulotangente istantaneo dipende dal livello di tensione [figura C.1b)].

(2) Questa assunzione può essere mantenuta per entrambi i tipi di analisi elastica, delprimo e del secondo ordine (vedere C.1.6), anche quando la resistenza della sezionetrasversale sia stabilita in base alla sua resistenza oltre il limite elastico.

(3) La caratterizzazione della legge tensione-deformazione del materiale dovrebbe tenerconto dell’effettivo comportamento non lineare della lega. Tale comportamento puòessere schematizzato sulla base dei modelli forniti nell’appendice E.


figura C.1 Modelli comportamentali del materiale per l’analisi globale elasticaLegendaa) Elastico lineareb) Elastico non lineare

C.1.4 Analisi globale plastica (senza incrudimento)

(1) L’analisi globale plastica (trascurando gli effetti dell’incrudimento) può essere condottaassumendo per il materiale uno dei seguenti modelli comportamentali:

- Rigido-Perfettamente plastico [figura C.2 a)];

- Elastico-Perfettamente plastico [figura C.2 b)];

- Inelastico-Perfettamente plastico [figura C.2 c)].

figura C.2 Modelli comportamentali del materiale per analisi globale plastica senza incrudimento Legendaa) Rigido-plasticob) Elasto-plasticoc) Inelasto-plastico

(2) Nel caso si utilizzi per il materiale il modello "Rigido-Perfettamente plastico", le defor-mazioni elastiche delle sezioni trasversali, delle membrature e delle fondazioni possonoessere trascurate. Si assume che le deformazioni plastiche siano concentrate in corri-spondenza delle cerniere plastiche.

(3) Nel caso si utilizzi per il materiale il modello "Elastico-Perfettamente plastico", ilcomportamento delle sezioni trasversali rimane elastico finché non viene raggiunta latensione limite di elasticità nelle fibre maggiormente sollecitate. La transizione al campoplastico è più o meno graduale in relazione sia alla condizione di carico che alla formadella sezione trasversale. Si assume che le deformazioni plastiche siano concentrate incorrispondenza delle cerniere plastiche.

(4) Nel caso si utilizzi per il materiale il modello "Inelasto-plastico", viene consideratol’effettivo comportamento elastico non lineare sia del materiale che della sezionetrasversale nella valutazione delle deformazioni che hanno luogo in un’assegnatamembratura, prima della formazione della cerniera plastica. Le sezioni trasversalirimangono interamente elastiche finché la tensione nelle fibre maggiormente sollecitate


non raggiunge il limite elastico. Se le azioni interne continuano a crescere, la sezioneentra gradualmente in campo inelastico, finché non viene raggiunta la resistenza di pienaplasticizzazione.

C.1.5 Analisi globale plastica (con incrudimento)

(1) L’analisi globale plastica che tiene conto degli effetti dell’incrudimento può essereeseguita assumendo per il materiale uno dei seguenti modelli comportamentali:

- Rigido-Incrudente [figura C.3 a)];

- Elastico-Incrudente [figura C.3 b)];

- Genericamente inelastico [figura C.3 c)].

figura C.3 Modelli comportamentali del materiale per analisi globale plastica con incrudimentoLegendaa) Rigido-incrudenteb) Elastico-incrudentec) Genericamente inelastico

(2) Nel caso si utilizzi per il materiale il modello "Rigido-incrudente", le deformazionielastiche delle membrature, delle sezioni trasversali e delle fondazioni possono esseretrascurate. Si assume che le deformazioni plastiche siano concentrate in corrispondenzadelle cerniere plastiche. La resistenza nelle cerniere plastiche continua a crescere, anchedopo che è stata raggiunta la resistenza plastica. L’analisi si arresta quando vieneraggiunto un assegnato valore limite della resistenza o della deformazione.

(3) Nel caso si utilizzi per il materiale il modello "Elastico-incrudente", il comportamentodella sezione trasversale rimane elastico finché non viene raggiunta la tensione limite dielasticità nelle fibre maggiormente sollecitate. La resistenza nelle cerniere plastichecontinua ad aumentare, anche dopo che sia stata raggiunta la resistenza limite elastica,senza attingere la resistenza plastica ultima. La transizione al campo plastico è più omeno graduale in relazione sia alle condizioni di carico che alla forma della sezionetrasversale. L’analisi si arresta quando viene raggiunto un valore limite della resistenza odella deformazione. Si assume che le deformazioni plastiche siano concentrate in corri-spondenza delle cerniere plastiche.

(4) Nel caso si utilizzi per il materiale il modello "Genericamente inelastico", sia ilmateriale che le sezioni vengono schematizzate rispettivamente mediante le loro effettiverelazioni tensione-deformazione e forza generalizzata-spostamento generalizzato. Latransizione dal campo elastico a quello plastico è graduale ed il raggiungimento di unostato limite ultimo è definito in funzione di un assegnato valore limite della resistenza odella deformazione.

C.1.6 Effetti delle deformazioni

(1) In generale, le sollecitazioni interne possono essere determinate utilizzando alternati-vamente:

a) una teoria del primo ordine, usando la geometria iniziale della struttura;

b) una teoria del secondo ordine, tenendo in considerazione l’influenza delle deforma-zioni della struttura.


(2) Per l’analisi globale, si può adottare la teoria del primo ordine nei seguenti casi:

a) strutture a nodi fissi;

b) metodi di progettazione che indirettamente portino in conto gli effetti del secondoordine.

(3) La teoria del secondo ordine può essere impiegata per l’analisi globale in tutti i casi,eccetto quando si utilizzi un’analisi basata su una modellazione rigido-perfettamenteplastica o rigido-incrudente relativamente al comportamento delle sezioni trasversali.

C.1.7 Valutazione della relazione forza-spostamento generalizzata per le sezioni trasversali

(1) La scelta della relazione forza-spostamento generalizzata da utilizzarsi nell’analisidovrebbe essere coerente con le ipotesi formulate riguardo al comportamento delmateriale (vedere appendice D).

(2) Se si assume per il materiale un comportamento perfettamente plastico, per le sezionitrasversali possono essere assunte le seguenti relazioni forza (F ) - spostamento (D)generalizzate, in funzione della forma e delle proprietà meccaniche della sezione:

a) Elastico-perfettamente plastico [figura C.4 a)];

b) Inelastico-perfettamente plastico [figura C.4 b)].

(3) Se si assume per il materiale un comportamento incrudente, per le sezioni trasversalipossono essere assunte le seguenti relazioni forza-spostamento generalizzate, infunzione della forma e delle proprietà meccaniche della sezione:

c) Elastico-incrudente [figura C.4 c)];

d) Genericamente inelastica [figura C.4 d)].

figura C.4 Relazione forza-spostamento generalizzata per le sezioni trasversaliLegendaa) Elasto-plasticob) Inelasto-plasticoc) Elastico-incrudented) Genericamente inelastica

C.2 Ipotesi di progetto

C.2.1 Basi

(1) Le ipotesi formulate nell’analisi globale della struttura dovrebbero essere coerenti conil tipo di comportamento dei collegamenti (vedere 6.4).

(2) Le ipotesi formulate nel progetto delle membrature dovrebbero essere coerenti con il(oppure conservative in relazione al) metodo utilizzato per l’analisi globale e con ilcomportamento dei collegamenti.

(3) I requisiti per i vari tipi di collegamenti sono forniti in 6.4.

(4) Il prospetto 6.4.1 indica il tipo di collegamento richiesto per i diversi tipi di intelaiature,in relazione al metodo di analisi globale adoperato.


(5) Quando si calcola il carico critico elastico per il collasso di un telaio a nodi spostabili,indipendentemente dal metodo di analisi, elastico o plastico, utilizzato per l’analisi globaledella struttura, si dovrebbe tener conto delle effettive rigidezze dei collegamenti.

(6) Quando si calcolano i carichi critici elastici o le lunghezze di libera inflessione di unamembratura, è possibile assumere come valore della rigidezza effettiva del collegamentoil suo valore iniziale.

C.2.2 Intelaiature semplici

(1) Si assume che nelle intelaiature semplici i collegamenti tra le membrature nontrasmettano momenti. Nell’analisi globale, si può assumere che le membrature sianoeffettivamente incernierate agli estremi.

(2) I collegamenti dovrebbero soddisfare i requisiti relativi ai collegamenti idealmenteassimilabili ad una cerniera (vedere 6.4.4.1).

C.2.3 Intelaiature continue

(1) L’analisi elastica (lineare o non lineare) dovrebbe essere basata sull’ipotesi di perfettacontinuità, con collegamenti rigidi che soddisfino i requisiti specificati in 6.4.4.

(2) L’analisi rigido-plastica (con o senza incrudimento) dovrebbe essere basata sull’ipotesidi perfetta continuità, con collegamenti a completo ripristino di resistenza che soddisfino irequisiti specificati in 6.4.4.

(3) L’analisi elastico-plastica (con o senza incrudimento) dovrebbe essere basatasull’ipotesi di perfetta continuità, con collegamenti rigidi a completo ripristino di resistenzache soddisfino i requisiti specificati in 6.4.4.

(4) L’analisi inelastica (con o senza soglia di snervamento) dovrebbe essere basatasull’ipotesi di perfetta continuità, con collegamenti rigidi a completo ripristino di resistenzache soddisfino i requisiti specificati in 6.4.4.

C.2.4 Intelaiature semi - continue

(1) L’analisi elastica (lineare o non lineare) dovrebbe essere basata su relazioni diprogetto del tipo forza-spostamento o momento-rotazione, prevedibili, per i collegamentiutilizzati, in maniera attendibile.

(2) L’analisi rigido-plastica (con o senza incrudimento) dovrebbe essere basata sulmomento resistente di progetto dei collegamenti che hanno dimostrato di possedereun’adeguata capacità rotazionale, vedere appendice D.

(3) L’analisi elastico-plastica (con o senza incrudimento) dovrebbe essere basata sullerelazioni di progetto forza-spostamento o momento-rotazione dei collegamenti,vedere 6.4.4.

(4) L’analisi inelastica (con o senza soglia di snervamento) dovrebbe essere basata sullerelazioni di progetto forza-spostamento o momento-rotazione dei collegamenti,vedere 6.4.4.

C.3 Sistema strutturale

C.3.1 Strutture

(1) Il tipo di analisi globale dipende dal tipo di struttura, come di seguito indicato:

a) Elementi strutturali semplici:

Le travi a campata unica e le membrature singole tese o compresse sono isostatiche.I telai a maglie triangolari possono essere isostatici o iperstatici.

b) Travi continue e telai a nodi fissi:

Per le travi continue e per i telai nei quali gli effetti degli spostamenti laterali risultinotrascurabili o siano eliminati con sistemi adeguati (vedere C.5), si dovrebberoprendere in considerazione appropriate distribuzioni dei carichi variabili, al fine dideterminare le combinazioni più gravose delle sollecitazioni per le verifiche diresistenza delle singole membrature e dei collegamenti.


c) Telai a nodi spostabili:

I telai a nodi spostabili (vedere C.5) dovrebbero essere analizzati per quelle combina-zioni dei carichi variabili che risultino più gravose ai fini dei meccanismi di collasso perinstabilità. Inoltre, i telai a nodi spostabili dovrebbero essere anche verificati per lacondizione a nodi fissi, secondo quanto specificato in (b).

(2) Nell’analisi globale di tutti i telai, si dovrebbero includere gli effetti delle imperfezionilaterali iniziali specificate in C.4.3 - e delle imperfezioni delle membrature, qualora neces-sario, vedere C.4.2(4).

C.3.2 Sotto-strutture a telaio

(1) Per l’analisi globale, la struttura può essere suddivisa in un certo numero di sotto-strutture a telaio, a condizione che:

- l’interazione strutturale fra le sotto-strutture a telaio sia modellata in modo attendibile;

- la configurazione delle sotto-strutture a telaio sia appropriata per il sistema strutturalein oggetto;

- siano tenuti in considerazione i possibili effetti sfavorevoli dovuti alla interazione fra lesotto-strutture a telaio.

C.3.3 Rigidezza delle fondazioni

(1) Dovrebbe essere tenuta in considerazione la deformabilità delle fondazioni, alle qualile colonne sono rigidamente collegate e, in tutti i metodi di analisi globale diversi dalmetodo rigido-plastico, dovrebbero essere adottati valori appropriati della rigidezzarotazionale.

(2) Qualora siano effettivamente impiegati sistemi a perno o oscillanti, si dovrebbeassumere una rigidezza rotazionale della fondazione pari a zero.

(3) Al fine di rappresentare l’effettiva natura semirigida di fondazioni nominalmente incer-nierate, si possono anche adottare appropriati valori della rigidezza rotazionale.

C.4 Imperfezioni

C.4.1 Basi

(1) Nei calcoli dovrebbero essere introdotti adeguati margini che siano in grado di copriregli effetti delle imperfezioni reali, incluse le tensioni residue e le imperfezioni geometriche,quali la mancanza di verticalità, la mancanza di rettilineità, la mancanza di accoppia-mento e le inevitabili eccentricità secondarie presenti nei collegamenti reali.

(2) Si possono utilizzare adeguate imperfezioni geometriche equivalenti, i cui valoririspecchino i possibili effetti di tutti i tipi di imperfezione.

(3) Gli effetti delle imperfezioni si dovrebbero considerare nei seguenti casi:

a) analisi globale;

b) analisi dei sistemi di controvento;

c) calcolo delle membrature.

C.4.2 Modalità di applicazione

(1) Le imperfezioni dovrebbero essere tenute in considerazione nell’analisi inserendodelle opportune quantità addizionali, che comprendano le imperfezioni del telaio, le imper-fezioni delle membrature e le imperfezioni per l’analisi dei sistema di controvento.

(2) Gli effetti delle imperfezioni del telaio specificati in C.4.3 dovrebbero essere inclusinell’analisi globale della struttura. Le forze ed i momenti che risultano dal calcolodovrebbero essere successivamente utilizzati nel calcolo delle membrature.

(3) Gli effetti delle imperfezioni specificati in C.4.4 dovrebbero essere consideratinell’analisi del sistema di controvento. Le forze che risultano dal calcolo dovrebberoessere successivamente utilizzate nel calcolo delle membrature.


(4) Gli effetti delle imperfezioni delle membrature (vedere C.4.5) possono esseretrascurati nell’analisi globale, ad eccezione dei telai a nodi spostabili (vedere C.5.2) nelcaso di membrature soggette a forze di compressione assiale, che abbiano collegamentiresistenti a momento e per le quali:

(C.1)

dove:NEd è il valore di progetto della forza di compressione;

è la snellezza nel piano adimensionalizzata (vedere 5.8.4), calcolata adottandouna lunghezza di libera inflessione pari all’interpiano.

C.4.3 Imperfezioni strutturali per l’analisi globale

(1) Nell’analisi dei telai, gli effetti delle imperfezioni dovrebbero essere considerati attra-verso un’imperfezione geometrica equivalente, assegnata sotto forma di un’imperfezionelaterale iniziale Φ determinata attraverso la relazione (vedere figura C.5):

Φ = kc ks Φo (C.2)

dove:

Φo = 1/200;

ma kc ≤ 1,0;

ma ks ≤ 1,0.

dove:nc è il numero delle colonne per piano;ns è il numero di piani.

(2) Nella valutazione di nc, si dovrebbero considerare solo le colonne soggette ad uncarico verticale NEd pari ad almeno il 50% del valore medio del carico verticale agentesulle colonne del piano considerato.

(3) Nella valutazione di nc, si dovrebbero escludere le colonne che non si estendono attra-verso tutti i piani considerati nel computo di ns. Nella determinazione di ns, si dovrebberoescludere quei livelli di impalcato o di copertura che non risultano collegati a tutte lecolonne conteggiate in nc. Qualora più di una combinazione di nc ed ns soddisfi questecondizioni, ognuna di queste combinazioni può essere utilizzata in sicurezza.

(4) Queste imperfezioni laterali iniziali si applicano in tutte le direzioni orizzontali, ma ènecessario che siano considerate in una direzione per volta.

(5) Dovrebbero essere considerati anche i possibili effetti torsionali indotti sulla strutturada spostamenti laterali non simmetrici, relativamente a due lati opposti.

(6) L’imperfezione laterale iniziale può essere sostituita attraverso un sistema equilibratodi forze orizzontali equivalenti, vedere figura C.5.

(7) Nei telai costituiti da travi e colonne, queste forze orizzontali equivalenti dovrebberoessere applicate a ciascun livello di impalcato o di copertura, e dovrebbero essere definitein proporzione ai carichi verticali applicati alla struttura a ciascun determinato livello,vedere figura C.6.

(8) Le reazioni orizzontali di ciascun supporto dovrebbero essere determinate utilizzandol’imperfezione laterale iniziale e non le forze orizzontali equivalenti. In assenza di carichiorizzontali effettivi, la reazione orizzontale netta risulta nulla.

λ 0,5Afo

NEd---------->

λ

k c 0,5 1 nc⁄+=

k s 0,5 1 ns⁄+=


figura C.5 Sostituzione delle imperfezioni laterali iniziali con forze orizzontali equivalenti

figura C.6 Forze orizzontali equivalenti

C.4.4 Imperfezioni per l’analisi dei sistemi di controvento

(1) Nell’analisi dei sistemi di controvento, ai quali è richiesto di assicurare la stabilitàlaterale lungo lo sviluppo delle travi o delle membrature compresse, dovrebbero esseretenuti in considerazione gli effetti delle imperfezioni attraverso un’imperfezione geome-trica equivalente delle membrature da vincolare, assunta sotto forma di un’imperfezione difreccia iniziale:

(C.3)

dove:L è la luce del sistema di controvento;

ma kr ≤ 1,0;

in cui nr è il numero di membrature da vincolare.

(2) Per comodità, l’imperfezione di freccia iniziale delle membrature vincolate dal sistemadi controvento può essere sostituita dalla forza stabilizzante equivalente mostrata infigura C.7.

(3) Qualora il sistema di controvento sia impiegato per stabilizzare una trave, si dovrebbericavare la forza N indicata in figura C.7 mediante la relazione:

N = M/h (C.4)

eok rL500----------=

k r 0,2 1 nr⁄+=


dove:M è il momento massimo nella trave;h è l’altezza totale della trave.

(4) In corrispondenza dei punti in cui le travi o le membrature compresse risultano discon-tinue, si dovrebbe anche verificare che il sistema di controvento sia in grado di resisteread una forza locale addizionale pari a krN/100, ad esso trasferita da ciascuna trave omembratura compressa che risulta discontinua in quel punto, nonché che esso sia ingrado di trasmettere tale forza ai punti adiacenti, ai quali la trave o la membraturacompressa è vincolata; vedere figura C.8.

(5) Nell’eseguire la verifica nei confronti di questa forza locale, dovrebbero includersi,inoltre, le eventuali forze esterne agenti sul sistema di controvento. Per contro, possonoessere omesse le forze derivanti dall’imperfezione indicata in (1).

figura C.7 Forza stabilizzante equivalenteLegendae0 Imperfezioneq Forza stabilizzante equivalente per unità di lunghezza

La forza N è assunta uniforme lungo la luce L del sistema di controvento. Nel caso in cui la forza non risulti uniforme,l’ipotesi è leggermente conservativa.

Per una membratura con vincolo semplice:

per

per

dove: ρq è lo spostamento nel piano del sistema di controvento indotto da q più gli eventuali carichi esterni.σ = 500 ρqr ma σ ≥ 0,2.

Per membrature aventi vincoli multipli:

per ;

per .

Sistema di controvento

ρq ≤ L2 500--------------- : q

N50L----------=

ρqL

2 500-----------> : q

N60L------- 1 σ+( )=

ρq ≤ L2 500--------------- : q

ΣN60L------- k r 0,21+( )=

ρqL

2 500-----------> : q

ΣN60L------- k r σ+( )=


C.4.5 Imperfezioni delle membrature

(1) Generalmente, gli effetti delle imperfezioni sul calcolo delle membrature dovrebberoessere incorporati utilizzando le curve di instabilità pertinenti così come definite nelpresente Eurocodice.

figura C.8 Forze sul controvento in corrispondenza di discontinuità degli elementi compressi

C.5 Stabilità agli spostamenti laterali

C.5.1 Rigidezza agli spostamenti laterali

(1) Tutte le strutture dovrebbero possedere una sufficiente rigidezza per limitare glispostamenti laterali. Ciò può essere assicurato mediante:

a) la rigidezza agli spostamenti laterali dei sistemi di controvento, che possono esserecostituiti da:

- telai a maglie triangolari;

- telai a nodi rigidi;

- pareti a taglio, nuclei e simili.

b) la rigidezza agli spostamenti laterali dei telai, che può essere assicurata attraversouno o più dei seguenti metodi:

- triangolazione;

- rigidezza dei collegamenti;

- colonne con schema a mensola.

(2) Si possono utilizzare collegamenti semirigidi, purché si sia in grado di dimostrare cheessi forniscono, con sufficiente affidabilità, una rigidezza rotazionale che consenta disoddisfare i requisiti di stabilità dei telai a nodi spostabili (vedere 6.4).

(3) I metodi di calcolo per i telai a nodi spostabili sono specificati nell’appendice F.

Sistema di controvento

φ / krφoφo = 1/2002φN = krNEd/100


C.5.2 Classificazione dei telai come a nodi spostabili e a nodi fissi

(1) Un telaio può essere classificato a nodi fissi se risulta sufficientemente rigido neiconfronti delle forze orizzontali nel piano, così da poter trascurare, con accettabile appros-simazione, le sollecitazioni interne addizionali indotte dagli spostamenti orizzontali deinodi.

(2) Ogni altro telaio dovrebbe essere considerato a nodi spostabili, portando in conto, nelsuo progetto, gli effetti degli spostamenti orizzontali dei nodi.

(3) Per una determinata condizione di carico, un telaio può essere considerato a nodi fissi,se il rapporto rispetto al carico critico elastico VEd/Vcr di quella data condizione di caricosoddisfa il seguente criterio:

(C.5)

dove:VEd è il valore di progetto del carico verticale totale;Vcr è il suo valore critico elastico di instabilità.

(4) I telai piani costituiti da travi e colonne nelle strutture di edifici con travi che colleganotutte le colonne a ciascun livello di impalcato (vedere figura C.9) possono essere consi-derati come telai a nodi fissi per una data condizione di carico se risulta soddisfatto ilcriterio indicato di seguito. Quando si utilizza la teoria del primo ordine, gli spostamentiorizzontali di ciascun piano, calcolati con riferimento ai carichi di progetto orizzontali everticali ed all’imperfezione laterale iniziale (vedere C.4.3) applicata nella forma di forzeorizzontali equivalenti, dovrebbero soddisfare la condizione:

(C.6)

dove:δ è lo spostamento orizzontale alla sommità del piano rispetto alla parte inferiore

del piano;h è l’altezza di interpiano;H è il taglio totale di piano, valutato in corrispondenza della parte inferiore del piano;V è la forza verticale totale, valutata in corrispondenza della parte inferiore del

piano.

figura C.9 Telaio di edificio con travi che collegano tutte le colonne a ciascun livello di impalcato

C.5.3 Classificazione dei telai come controventati e non controventati

(1) Un telaio può essere classificato come controventato, se la sua resistenza agli sposta-menti laterali è assicurata da un sistema di controvento che risulti sufficientemente rigidonei confronti dei carichi orizzontali nel piano, così da assumere, con accettabile preci-sione, che tutti i carichi orizzontali siano assorbiti dallo stesso sistema di controvento.

(2) Un telaio può essere classificato come controventato, se il sistema di controventoriduce i suoi spostamenti orizzontali di almeno l’80%.

(3) Un telaio controventato può essere trattato come telaio a nodi fissi.

V Ed

V cr---------- 0,1≤

δh---

VH---- 0,1≤


(4) Nel calcolo del sistema di controvento, dovrebbero essere presi in considerazione glieffetti delle imperfezioni laterali iniziali relative al telaio controventato (vedere C.4.3).

(5) Le imperfezioni laterali iniziali (o le forze orizzontali equivalenti, vedere C.4.3) più leeventuali forze orizzontali applicate al telaio controventato, possono essere considerateagenti sul solo sistema di controvento.

(6) Il sistema di controvento dovrebbe essere progettato in modo da resistere:

- a qualunque carico orizzontale applicato ai telai che esso controventa;

- a qualunque carico orizzontale o verticale applicato direttamente al sistema di contro-vento;

- agli effetti delle imperfezioni laterali iniziali (o alle forze orizzontali equivalenti)derivanti dallo stesso sistema di controvento e da tutti i telai che esso controventa.

(7) Quando il sistema di controvento è un telaio o una sotto-struttura a telaio, esso stessopuò essere un telaio a nodi spostabili o a nodi fissi, vedere C.5.2.

(8) Nell’applicazione del criterio indicato in C.5.2(3) ad un telaio o sotto-struttura a telaioavente le funzioni di sistema di controvento, si dovrebbe considerare anche il caricoverticale totale agente su tutti i telai che esso controventa.

(9) Nell’applicazione del criterio indicato in C.5.2(4) ad un telaio o sotto-struttura a telaioavente le funzioni di sistema di controvento, si dovrebbe considerare anche il caricoorizzontale e verticale totale agente su tutti i telai che esso controventa, oltre all’imperfe-zione laterale iniziale, applicata sotto forma di forze orizzontali equivalenti, relativa allostesso sistema di controvento ed a tutti i telai che esso controventa.


APPENDICE D METODI DI ANALISI GLOBALE(informativa)

D.1 Generalità(1) Per la classificazione generale dei metodi di calcolo delle strutture, fare riferimento allaSezione 5.2.1.

(2) A seconda che il comportamento strutturale della membratura sia noto o meno, imetodi di analisi si suddividono in:

a) metodi che operano sulla struttura considerata come un assemblaggio di membraturestrutturali semplici (travi, colonne, piastre, ecc.), il cui comportamento strutturaleindividuale sia completamente noto;

b) metodi che richiedono che la struttura sia discretizzata in elementi finiti, il cui compor-tamento strutturale individuale sia definito attraverso adeguate modellazioninumeriche.

(3) I metodi di analisi globale inquadrabili nell’ambito individuato al precedente punto a)sono (vedere 5.2.1):

- Analisi elastica lineare;

- Analisi rigido-perfettamente plastica;

- Analisi elastico-perfettamente plastica;

- Analisi rigido-incrudente;

- Analisi elastico-incrudente.

(4) Tutti i metodi di analisi precedentemente elencati sono basati sull’assemblaggio dielementi semplici per i quali è possibile esprimere la rigidezza o deformabilità nodalemediante relazioni in forma chiusa.

(5) Si assume che le possibili deformazioni plastiche siano concentrate in corrispondenzadi singole sezioni (sezioni di estremità, sezioni caricate da forze concentrate, sezioni in cuihanno luogo cambiamenti di sezione trasversale, ecc.) sotto forma di cerniere plastiche.Nel tratto compreso tra due di queste sezioni, il comportamento rimane perfettamenteelastico. Per questo motivo, tutti i metodi di analisi elencati precedentemente, trannel’analisi elastica lineare, vengono indicati nel seguito come "metodi delle cerniereplastiche". Per maggiori dettagli sull’applicazione di tali metodi, vedere sezione D.3.

(6) I metodi di analisi globale inquadrabili nell’ambito individuato al precedente punto b)sono (vedere 5.2.1):

- Analisi elastica non lineare;

- Analisi inelastico-perfettamente plastica;

- Genericamente inelastica.

(7) Questi metodi permettono di considerare l’effettivo comportamento inelastico dellastruttura, con un grado di accuratezza crescente con il livello di discretizzazione. In parti-colare, si può assumere che l’analisi genericamente inelastica fornisca un’attendibilerappresentazione del comportamento strutturale, sia con riferimento alla capacitàportante che alla richiesta di duttilità (vedere la Sezione D.2).

(8) Qualunque sia il metodo di analisi adoperato, le ipotesi che si formulano sullarelazione generalizzata forza-spostamento per la sezione trasversale devono esserecoerenti con il legame tensione-deformazione assunto per il materiale. Le possibili combi-nazioni sono indicate nel prospetto D.1, relativamente alle sezioni soggette a caricoassiale e flessione.


prospetto D.1 Relazioni tra i modelli comportamentali del materiale e della sezione

D.2 Valutazione delle richieste di duttilità(1) Le prescrizioni fornite nella presente Sezione si applicano soltanto alle strutture le cuimembrature abbiano sezioni trasversali di Classe 1 (vedere appendice H), cioè allestrutture in cui il collasso ha luogo per il raggiungimento della deformazione ultima in uncerto numero di sezioni trasversali. Le seguenti regole non si applicano alle strutture le cuimembrature abbiano sezioni trasversali di Classe 2, 3 o 4, a meno che non si tenga speci-ficamente conto degli effetti dei fenomeni di instabilità locale, ai fini della valutazione tantodella capacità portante quanto della duttilità disponibile.

(2) La valutazione della duttilità richiesta in uno schema strutturale sotto le azioni diprogetto può essere alternativamente:

a) Rigorosa,

b) Convenzionale;

a seconda che venga applicato alla struttura un sistema di spostamenti o un sistema diforze.

(3) Se alla struttura viene imposto un sistema di spostamenti, la duttilità richiesta puòessere valutata in maniera rigorosa, indipendentemente dalle capacità di resistenza dellastruttura, come il valore massimo di un parametro di deformazione che la struttura deveessere in grado di raggiungere sotto un assegnato processo di carico, nel quale ungenerico parametro di spostamento viene assunto come variabile indipendente.

(4) Se la struttura viene caricata mediante l’applicazione di un sistema di forze crescentifino al collasso, la duttilità richiesta risulterebbe teoricamente infinita. Pertanto, deveessere stabilita una definizione convenzionale; per una generica struttura formata daelementi trave o aste, ciò può essere fatto mediante i seguenti criteri (vedere figura D.1):

a) La duttilità richiesta viene assunta pari alla rotazione richiesta dalla cerniera plasticache sviluppa le maggiori rotazioni plastiche, valutata in corrispondenza del raggiungi-mento del meccanismo di collasso. Si suppone che la struttura presenti zoneplastiche concentrate, utilizzando quale metodo di calcolo uno dei metodi dellecerniere plastiche elencati nella precedente Sezione. Nel momento in cui si assumeche la cerniera plastica abbia una certa lunghezza, ritenuta opportuna, è possibilevalutare anche la massima deformazione richiesta.

b) La duttilità richiesta è definita come la rotazione richiesta dalla cerniera plastica chesviluppa le maggiori rotazioni plastiche, valutata in corrispondenza del passo delprocesso di carico per il quale la schematizzazione a cerniere plastiche concentratefornisce la stessa capacità portante prevista da un più raffinato metodo di analisi,analisi genericamente inelastica, operante su un modello discretizzato. Si supponeche la struttura esibisca zone plastiche concentrate utilizzando quale metodo dicalcolo uno dei metodi delle cerniere plastiche elencati nella precedente sezione.

Legame costitutivo del materiale(vedere Sezione 5.2.1)

Relazione generalizzata forza-spostamento

Sezioni compresse (N - ε)

Sezioni inflesse (M - χ)

Elastico lineare Elastico lineare Elastico lineare

Elastico non lineare Elastico non lineare Elastico non lineare

Rigido-plastico Rigido-plastico Rigido-plastico

Rigido-incrudente Rigido-incrudente Rigido-incrudente

Elasto-plastico Elasto-plastico Inelasto-plasticoElasto-plastico (per α0 < 1,2)

Elasto-incrudente Elasto-incrudente Genericamente inelasticoElasto-incrudente (per α0 < 1,2)

Inelasto-plastico Inelasto-plastico Inelasto-plastico

Genericamente inelastico Genericamente inelastico Genericamente inelastico


c) La duttilità richiesta è definita a priori in funzione della massima deformazione elasticadella lega. La corrispondente capacità portante può essere ancora valutata adope-rando uno dei "metodi delle cerniere plastiche", ma utilizzando un valore dellatensione convenzionale di snervamento opportunamente modificato, al fine di portarein conto l’effettivo comportamento della lega in termini di duttilità e di incrudimento(vedere sezione D.3).

(5) I requisiti di duttilità menzionati in (4) devono risultare conformi con le caratteristiche dideformazione delle leghe illustrate nell’appendice A.

figura D.1 Valutazione convenzionale della duttilità richiestaLegenda

Metodo di discretizzazioneMetodo delle cerniere plastiche

D.3 Applicazione dei metodi delle cerniere plastiche(1) Si possono applicare i metodi delle cerniere plastiche a condizione che la duttilitàstrutturale sia sufficiente a garantire lo sviluppo completo dei meccanismi plastici.

(2) Come regola generale, quando uno dei metodi delle cerniere plastiche viene applicatoconsiderando il comportamento del materiale del tipo elasto-perfettamente plastico, larichiesta di duttilità dello schema strutturale deve essere valutata in accordo con uno tra icriteri indicati in D.2(4) a) e b), scegliendo quello che fornisce il massimo valore di duttilitàrichiesta.

(3) Quando l’applicazione dei criteri di cui sopra conduce a valori di duttilità incompatibilicon le capacità di deformazione della lega, così come quando si deve portare in conto ilcomportamento incrudente della lega, i metodi delle cerniere plastiche possono essereapplicati assumendo la definizione di richiesta di duttilità fornita in (4) c) della sezione D.2.In tal caso, si deve correggere il valore della tensione convenzionale di snervamento fy dausare nell’analisi. In generale, fy viene posta nella forma:

fy = ηf0,2 se ηf0,2 ≤ ft /γM

fy ≤ ft /γM se ηf0,2 > ft /γM

dove:η è un parametro numerico dipendente dal fattore di forma geometrico α0 e dalla

duttilità convenzionale disponibile del materiale;γM è il coefficiente di sicurezza parziale del materiale.


(4) Se si assume per il materiale un comportamento elastico-perfettamente plasticooppure rigido-perfettamente plastico, il metodo delle cerniere plastiche deve essereapplicato assumendo per la generica sezione un momento ultimo fornito da:

Mu = α0fy W = α0ηf0,2 W

Essendo η il fattore correttivo precedentemente definito.

(5) Se si assume per il materiale un comportamento elasto-incrudente oppurerigido-incrudente, il metodo delle cerniere plastiche deve essere applicato assumendoper la generica sezione un momento convenzionale di snervamento, corrispondenteall’incrudimento incipiente, fornito dalla relazione:

My = α0fy W = α0ηf0,2 W

essendo η il fattore correttivo precedentemente definito.

Il momento ultimo deve essere calcolato mediante la relazione:

Mu = αξfy W = αξηf0,2 W

essendo ξ pari a 5 o 10 in relazione alle caratteristiche di duttilità della lega (per la defini-zione di α5 ed α10 fare riferimento all’appendice H).

figura D.2 Valore del coefficiente correttivo η

(6) Il coefficiente correttivo η viene calibrato in maniera tale che il metodo delle cerniereplastiche fornisca l’effettiva capacità portante della struttura in funzione della duttilitàdisponibile della lega. In generale, η è espresso dalla relazione:

Per le strutture realizzate mediante travi soggette a flessione, i coefficienti a, b e cdell’equazione precedente sono forniti nel prospetto D.2.

(7) La richiesta di duttilità convenzionale [vedere D.2(4) c) della Sezione D.2], può esseredefinita mediante una curvatura ultima convenzionale χu = 5 o 10 χel (vedereappendice H). La curvatura ultima convenzionale deve essere scelta in accordo con leproprietà di duttilità della lega. Ciò può essere fatto operando in accordo con il prospettoD.3 (vedere anche figura D.3).

η 1a bf 0,2

c+---------------------- f 0,2 in N/mm2( )=


prospetto D.2 Valori dei coefficienti a, b e c

(8) Dal punto di vista della duttilità, si possono definire due gruppi di leghe, a seconda chevengano raggiunti o meno i limiti di curvatura convenzionale sopra indicati:

- Leghe fragili,

se la deformazione ultima a trazione è sufficiente a sviluppare un curvaturaflessionale ultima pari a χu = 5 χe.

- Leghe duttili,

se la deformazione ultima a trazione è sufficiente a sviluppare una curvaturaflessionale ultima pari o maggiore a χu = 10 χe.

I valori di deformazione corrispondenti a χu pari a 5 χe e a 10 χe sono indicati nelprospetto D.3, in funzione della tensione convenzionale di snervamento f0,2. Se siassumono valori intermedi della curvatura ultima, si applica l’interpolazione lineare.

(9) Il coefficiente di sicurezza globale, valutato mediante il metodo delle cerniere plasticheapplicato con η < 1, non deve risultare maggiore di quello valutato mediante l’analisielastica lineare. Se si verifica tale circostanza, è necessario prendere in considerazione irisultati dell’analisi elastica.

figura D.3 Valori della deformazione ultima εu

Coefficienti dell’espressione

h = 1/[a + b ]

(α0 = 1,4 - 1,5) (α0 = 1,1 - 1,2)

χu = 5 χe χu = 10 χe χu = 5 χe χu = 10 χe

a 1,2 1,18 1,15 1,13

b -5 -8,4 -4,4 -11

c -0,7 -0,75 -0,66 -0,81

f 0,2c


prospetto D.2 Valori del coefficiente correttivo η

f0,2(N/mm2)

χu = 5χeα0 = 1,4 - 1,5

χu = 10χeα0 = 1,4 - 1,5

χu = 5χeα0 = 1,1 - 1,2

χu = 10χeα0 = 1,1 - 1,2

5060708090

100110120130140150160170180190200210220230240250260270280290300310320330340350360370380390400410420430440450

1,141 721,093 251,059 451,034 401,015 020,999 530,986 820,976 200,967 170,959 380,952 580,946 600,941 280,936 530,932 240,928 350,924 810,921 570,918 590,915 840,913 290,910 930,908 720,906 660,904 730,902 910,901 210,899 590,898 070,896 630,895 270,893 970,892 740,891 560,890 440,889 370,888 340,887 360,886 430,885 530,884 66

1,367 251,267 861,202 721,156 521,121 931,094 981,073 351,055 581,040 691,028 011,017 091,007 560,999 170,991 720,985 050,979 050,973 620,968 680,964 150,960 000,956 170,952 630,949 340,946 280,943 420,940 750,938 240,935 880,933 660,931 560,929 580,927 700,925 910,924 220,922 610,921 070,919 610,918 210,916 870,915 580,914 36

1,217 141,164 371,127 401,099 891,078 521,061 391,047 301,035 491,025 421,016 721,009 121,002 410,996 440,991 090,986 260,981 870,977 870,974 200,970 820,967 700,964 810,962 110,959 600,957 250,955 050,952 970,951 020,949 180,947 430,945 780,944 210,942 720,941 300,939 950,938 660,937 420,936 240,935 110,934 030,932 980,931 98

1,496 151,366 571,284 511,227 691,185 901,153 801,128 331,107 601,090 381,075 831,063 371,052 561,043 091,034 731,027 281,020 601,014 571,009 111,004 120,999 560,995 370,991 500,987 920,984 590,981 500,978 610,975 900,973 360,970 970,968 720,966 600,964 590,962 690,960 890,959 170,957 540,955 990,954 510,953 090,951 740,950 45


prospetto D.3 Valori della deformazione ultima εu

f0,2(N/mm2)

χu = 5χeα0 = 1,4 - 1,5

χu = 10χeα0 = 1,4 - 1,5

5060708090

100110120130140150160170180190200210220230240250260270280290300310320330340350360370380390400410420430440450

0,013 570,014 290,015 000,015 710,016 430,017 140,017 860,018 570,019 290,020 000,020 710,021 430,022 140,022 860,023 570,024 290,025 000,025 710,026 430,027 140,027 860,028 570,029 290,030 000,030 710,031 430,032 140,032 860,033 570,034 290,035 000,035 710,036 430,037 140,037 860,038 570,039 290,040 000,040 710,041 430,042 14

0,027 140,028 570,030 000,031 430,032 860,034 290,035 710,037 140,038 570,040 000,041 430,042 860,044 290,045 710,047 140,048 570,050 000,051 430,052 860,054 290,055 710,057 140,058 570,060 000,061 430,062 860,064 290,065 710,067 140,068 570,070 000,071 430,072 860,074 290,075 710,077 140,078 570,080 000,081 430,082 860,084 29


APPENDICE E MODELLI ANALITICI PER I LEGAMI TENSIONE-DEFORMAZIONE(informativa)

E.1 Scopo e campo di applicazione(1) La presente appendice fornisce i modelli teorici per la schematizzazione dei legamitensione-deformazione delle leghe di alluminio. Questi modelli sono concepiti in modo datener conto dell’effettivo comportamento elasto-incrudente di tali materiali.

(2) I modelli proposti hanno livelli di complessità, in relazione all’accuratezza richiesta neicalcoli.

E.2 Modelli analitici(1) La caratterizzazione analitica del legame tensione (σ)-deformazione (ε) di una lega dialluminio può essere perseguita tramite uno dei seguenti modelli:

- modelli a tratti;

- modelli continui.

(2) I parametri numerici che definiscono ciascun modello devono essere calibrati sullabase delle effettive proprietà meccaniche del materiale. Tali proprietà dovrebbero essereottenute tramite opportune prove di trazione oppure, in alternativa, sulla base dei valorinominali forniti, per ciascuna lega, nella Sezione 3.

E.2.1 Modelli a tratti

(1) Questi modelli sono basati sull’ipotesi che la legge σ - ε del materiale possa esseredescritta tramite una curva multi-lineare, ciascun ramo della quale rappresenta rispettiva-mente la regione elastica, inelastica e plastica, con o senza incrudimento.

(2) In accordo con tale ipotesi, la caratterizzazione della relazione tensione-deformazionepuò essere eseguita, generalmente, utilizzando alternativamente:

- un modello bi-lineare con o senza incrudimento (figura E.1);

- un modello tri-lineare con o senza incrudimento (figura E.2).

E.2.1.1 Modello bi-lineare

(1) Quando si utilizza un modello bi-lineare con incrudimento [figura E.1 a)], si possonoassumere le seguenti relazioni:

σ = Eε per 0 < ε ≤ εp

σ = fp + E1 (ε - εp) per εp < ε ≤ εmax

dove:fp è il limite convenzionale elastico di proporzionalità;εp è la deformazione corrispondente alla tensione fp;εmax è la deformazione corrispondente alla tensione fmax;E è il modulo elastico;E1 è il modulo incrudente.

(2) Nel caso che si assuma il modello "elastico-perfettamente plastico" [figura E.1 b)], ilmateriale rimane perfettamente elastico fino alla tensione limite elastica fp. Fino al valoredi deformazione εmax, si dovrebbero considerare deformazioni plastiche senza incrudi-mento (E1 = 0).

(3) In assenza di più accurate determinazioni dei parametri di cui sopra, si possonoassumere, per entrambi i modelli delle figure E.1 a) e b), i seguenti valori:

fp è il valore nominale di f0,2 (vedere Sezione 3);

fmax è il valore nominale di fu (vedere Sezione 3);

εmax = 0,5 εu;

εu è il valore nominale della deformazione ultima (vedere Sezione 3);


εp = f0,2/E;

E1 = (fu - f0,2)/(0,5 εu - εp).

E.2.1.2 Modello tri-lineare

(1) Quando si utilizza un modello tri-lineare con incrudimento [figura E.2 a)], si possonoritenere valide le seguenti relazioni:

σ = Eε per 0 < ε ≤ εp

σ = fp + E1 (ε - εp) per εp < ε ≤ εe

σ = fe + E2 (ε - εe) per εe < ε ≤ εmax

dove:fp è il limite di proporzionalità;fe è il limite di elasticità;εp è la deformazione corrispondente alla tensione fp;εe è la deformazione corrispondente alla tensione fe;εmax è la deformazione corrispondente alla tensione fmax;E è il modulo elastico;E1 è il modulo di primo incrudimento;E2 è il modulo di secondo incrudimento.

(2) Nel caso si assuma il modello "Perfettamente plastico" [figura E.2 b)], nel campo dideformazioni comprese tra εe ed εmax si dovrebbero considerare deformazioni plastichesenza incrudimento (E2 = 0).

(3) In assenza di più accurate determinazioni dei parametri di cui sopra, si possonoassumere, per entrambi i modelli delle figure E.2 a) e b), i seguenti valori:

fe è il limite di elasticità ridotto (prospetto E.1);

fp = µfe;


εmax = 0,5 εu;


E è il modulo elastico ridotto Er (prospetto E.1);

E1 = Er /m;

E2 = (fmax - fe)/(εmax - εe);

εp = fp/Er;

εe = εp + (fe - fp)/E1;

con fe, Er, µ, ed m forniti nel prospetto E.1.

prospetto E.1 Valori di fe, Er , µ, ed m per i modelli tri-lineari

Leghe di alluminio feN/mm2

ErN/mm2

µ m

AlZnMg 1 F36 290 68 000 0,85 4,0

AlMgSi 1 F32 270 68 000 0,85 4,0

AlMgSi 1 F28 210 65 000 0,80 4,0

AlMgSi 0,5 F22 170 65 000 0,85 4,5

EN AW 5083 230 65 000 0,80 5,0

AlMg4,5 Mn w/F28tubi + profilati

150 65 000 0,85 5,0

AlMgMnF23EN AW 5454

170 65 000 0,85 4,5

AlMgMnF20 110 60 000 0,80 5,0

AlMgMn w/F18EN AW 5754

80 55 000 0,75 5,0


figura E.1 Modelli bi-lineari

figura E.2 Modelli tri-lineari

E.2.2 Modelli continui

(1) Questi modelli sono basati sull’ipotesi che la legge σ - ε del materiale possa esseredescritta mediante un legame continuo, che rappresenta rispettivamente la regioneelastica, inelastica e plastica, con o senza incrudimento.

(2) In accordo con tale ipotesi, la caratterizzazione del legame tensione-deformazionepuò essere generalmente eseguita utilizzando in alternativa:

- Modelli continui del tipo σ = σ(ε);- Modelli continui del tipo ε = ε(σ).

E.2.2.1 Modelli continui del tipo σ = σ(ε)

(1) Quando si assume una legge del tipo σ = σ(ε), è conveniente identificare tre distinteregioni, che possono essere definite nel seguente modo [vedere figura E.3 a)]:

- Regione 1 comportamento elastico;

- Regione 2 comportamento inelastico;

- Regione 3 comportamento incrudente.

(2) In ciascuna regione, il comportamento del materiale viene rappresentato mediantediverse relazioni tensione-deformazione, assicurandone la continuità nei punti diraccordo. In accordo con tale ipotesi, la caratterizzazione del legame tensione-deforma-zione può essere espressa nella maniera seguente [figura E.3 b)]:

Regione 1 per 0 < ε ≤ εp con εp = 0,5 εl e εl = fl/Eσ = E ε


Regione 2 per εp < ε ≤ εl con εl = 1,5 εl e εl = fe/E

Regione 3 per εl < ε ≤ εmax

dove:fe è il limite elastico convenzionale;fmax è la resistenza a trazione in corrispondenza del punto di picco della curva σ - ε;εe è la deformazione corrispondente alla tensione fe;εmax è la deformazione corrispondente alla tensione fmax;E è il modulo elastico.

(3) In assenza di più accurate determinazioni dei parametri di cui sopra, è possibileassumere i seguenti valori:

fe è il valore nominale di f0,2 (vedere Sezione 3);


εmax = 0,5 εu;


E è il valore nominale del modulo elastico (vedere Sezione 3).

figura E.3 Modelli continui del tipo σ = σ(ε)

E.2.2.2 Modelli continui del tipo ε = ε(σ)

(1) Per materiali a comportamento continuamente non lineare, come le leghe di alluminio,per descrivere il legame tensione-deformazione nella forma ε = ε(σ), è possibile ricorrereal modello di Ramberg-Osgood. Tale modello può essere fornito adoperando una formu-lazione di tipo generale, come quella di seguito riportata [vedere figura E.4 a)]:

dove:fe è il limite elastico convenzionale;εo,e è la deformazione residua corrispondente alla tensione fe;n è l’esponente che definisce il grado di incrudimento della curva.

(2) Per valutare l’esponente n, in aggiunta al limite convenzionale elastico fe, è richiesta lascelta di una seconda tensione di riferimento fx. Definendo [figura E.4 b)]:

fx è la seconda tensione di riferimento;

ε0,x è la deformazione residua corrispondente alla tensione fx.

σ f e -0,2 1,85εεl--- ε

εl--- 2

0,2εe

ε-----

3

+–+=

σ f e

f max

f e----------- 1,5

f max

f e----------- 1– ε e

ε-----–=

ε σE---- εo,e

σf e----- n

+=


l’esponente n è espresso da:

(3) Come limite elastico convenzionale, si può assumere la tensione corrispondente aduna deformazione residua pari allo 0,2%, cioè:

fe = f0,2

εo,e = 0,002

e l’espressione del modello diviene:

e

figura E.4 Modelli continui del tipo ε = ε(σ)

(4) La scelta del secondo punto di riferimento (fx - ε0,x) dovrebbe essere effettuata in baseal campo di deformazione corrispondente al fenomeno in esame. È possibile individuarei seguenti casi limite:

a) se l’analisi riguarda il campo delle deformazioni elastiche, si può assumere comesecondo punto di riferimento la tensione corrispondente ad una deformazione residuadello 0,1% [vedere figura E.4 c)], ponendo:

fx = f0,1

εo,x = 0,001

e, pertanto,

nεo,e εo,χ⁄( )log

f e f χ⁄( )log-----------------------------------=

ε σE---- 0,002

σf 0,2-------- n

+= n0,002 εo,x⁄( )log

f 0,2 f x⁄( )log----------------------------------------=

n 2log f 0,2 f 0,1⁄log

-------------------------------=


b) se l’analisi riguarda il campo delle deformazioni plastiche, si può assumere comesecondo punto di riferimento [vedere figura E.4 d)] la resistenza a trazione in corri-spondenza del punto di picco della curva σ - ε, ponendo:

fx = fmax

ε0,x = ε0,max = deformazione residua corrispondente alla tensione fmax

pertanto:

(5) In assenza di più accurate determinazioni dei parametri di cui sopra, è possibileassumere i seguenti valori:

a) campo elastico (fx = f0,1)

con:

k = 0,28 (mm2/N)

χ

f0,2 è il valore nominale della tensione corrispondente ad una deformazione residuadello 0,2% (vedere Sezione 3),

fu è il valore nominale della resistenza ultima (vedere Sezione 3),

εu è il valore nominale della deformazione ultima (vedere Sezione 3),

E è il valore nominale del modulo elastico (vedere Sezione 3);

b) campo plastico (fx = fmax)

con:

f0,2 è il valore nominale della tensione corrispondente ad una deformazioneresidua dello 0,2% (vedere sezione 3);


ε0,max = 0,5εu - fu/E;

εt è il valore nominale della deformazione ultima (vedere Sezione 3);

E è il valore nominale del modulo elastico (vedere Sezione 3).

n0,002 εo,max⁄( )log

f 0,2 f max⁄( )log----------------------------------------------=

n 2log1 kχ+( )log

-----------------------------=

f u f 0,2–( )10εu

------------------------ F u

f 0,2-------- N mm2⁄( )=

n0,002 εo,max⁄( )log

f 0,2 f max⁄( )log-----------------------------------------------=


APPENDICE F STABILITÀ DEI TELAI(informativa)

F.1 Generalità(1) Tutti i telai devono possedere un’adeguata resistenza al collasso. Non è tuttaviarichiesta alcuna ulteriore verifica all’instabilità quando sia dimostrato che il telaio è a nodifissi; vedere 5.2.5.2.

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

(3) Nell’effettuare le verifiche si dovrebbe considerare l’eventualità che si sviluppinomeccanismi di collasso locali di piano.

(4) I telai con coperture a falda inclinate, che non sono realizzate mediante strutture trian-golarizzate, devono inoltre essere verificati per l’instabilità a scatto.

(5) L’utilizzo dell’analisi plastica globale che prevede la formazione delle cerniereplastiche nelle colonne deve essere limitato ai casi in cui può essere dimostrato che lecolonne siano in grado di sviluppare cerniere con sufficiente capacità rotazionale,vedere F.4.

F.2 Analisi elastica di telai a nodi spostabili(1) Qualora si ricorra all’analisi elastica globale (lineare o non-lineare), si devonoincludere gli effetti del secondo ordine, direttamente, usando l’analisi elastica del secondoordine, oppure, indirettamente, attraverso una delle seguenti alternative:

a) mediante l’analisi elastica del primo ordine, con amplificazione dei momenti prodottidagli spostamenti laterali;

b) mediante l’analisi elastica del primo ordine, con lunghezze di libera inflessione chetengano conto degli spostamenti laterali.

(2) Quando si impiega l’analisi globale elastica del secondo ordine, per il progetto dellemembrature, si possono utilizzare le lunghezze di libera inflessione nel piano in assenzadi spostamenti laterali.

(3) Con il metodo della amplificazione dei momenti prodotti dagli spostamenti laterali, sidovrebbero incrementare i momenti prodotti dagli spostamenti laterali ricavati daun’analisi elastica del primo ordine, moltiplicandoli per il rapporto:

dove:VEd è il valore di progetto del carico verticale totale;Vcr è il valore critico elastico di collasso per spostamenti laterali.

(4) Il metodo dell’amplificazione dei momenti prodotti dagli spostamenti laterali nondovrebbe essere utilizzato qualora il rapporto rispetto al carico critico elastico VSd/Vcr siamaggiore di 0,25.

(5) I momenti prodotti dagli spostamenti laterali sono quelli associati con lo spostamentoorizzontale relativo della sommità del piano rispetto alla parte inferiore dello stesso piano.Essi sono generati dai carichi orizzontali e possono pure essere causati dai carichiverticali qualora la struttura oppure i carichi siano non simmetrici.

(6) In alternativa alla determinazione diretta del rapporto VEd/Vcr, nel caso di telai costituitida travi e colonne, come descritto in 5.2.5.2(4), si può usare la seguente approssima-zione:

dove:δ, h, H e V sono definiti in 5.2.5.2(4).

11 V Ed V cr⁄–--------------------------------

V Ed

V cr----------

δh---

VH----=


(7) Quando si utilizza il metodo dell’amplificazione dei momenti prodotti dagli spostamentilaterali, si possono usare per il calcolo delle membrature le lunghezze di libera inflessionenel piano in assenza di spostamenti laterali.

(8) Qualora per il calcolo delle colonne si utilizzi l’analisi elastica del primo ordine conlunghezze di libera inflessione nel piano calcolate tenendo conto degli spostamentilaterali, i momenti prodotti dagli spostamenti laterali nelle travi e nei collegamentitrave-colonna dovrebbero essere amplificati mediante un coefficiente pari ad almeno 1,2,salvo che sia dimostrata l’opportunità di utilizzare un valore minore attraverso analisi.

F.3 Analisi plastica di telai a nodi spostabili(1) Quando si ricorre ad un’analisi globale plastica (con o senza incrudimento), si devonotenere in debito conto gli effetti del secondo ordine indotti dagli spostamenti laterali.

(2) Generalmente, ciò dovrebbe essere fatto utilizzando l’analisi elasto-plastica delsecondo ordine.

(3) Comunque, in alternativa, nei seguenti casi può essere impiegata, come indicato alsuccessivo punto (4), l’analisi rigido-plastica, tenendo conto degli effetti del secondoordine in maniera diretta.

a) Telai alti uno o due piani, nei quali:

- non si hanno cerniere plastiche localizzate nelle colonne, oppure

- le colonne soddisfano i requisiti indicati in F.4.

b) Telai incastrati al piede, nei quali i meccanismi di collasso per spostamenti lateraliimplicano la presenza di cerniere plastiche nelle colonne solo in corrispondenza dellabase incastrata ed il progetto è basato su un meccanismo nel quale le colonne sonocalcolate per rimanere elastiche.

(4) Nei casi indicati in (3), il rapporto VEd/Vcr non dovrebbe eccedere 0,20 e tutte le azioniinterne dovrebbero essere amplificate attraverso il rapporto indicato in F.2 (3).

(5) Il calcolo delle membrature può essere effettuato utilizzando le lunghezze di liberainflessione nel piano in assenza di spostamenti laterali. Gli effetti delle cerniere plastichedovrebbero essere tenuti debitamente in conto.

F.4 Requisiti delle colonne per l’analisi plastica (con o senza incrudimento)(1) Nei telai è necessario assicurare che, qualora sia richiesta la formazione di cerniereplastiche in membrature che risultano pure soggette a compressione, sia disponibile unaadeguata capacità rotazionale.

(2) Quando si impiega un’analisi globale plastica, si può ritenere che questo criterio siasoddisfatto, a condizione che le sezioni trasversali soddisfino i requisiti indicatinell’appendice D.

(3) Quando si incorre nella formazione di cerniere plastiche nelle colonne di telaiprogettati attraverso l’analisi del primo ordine rigido-plastica, le colonne dovrebberosoddisfare i seguenti criteri:

- nei telai controventati:

- nei telai non controventati:

dove:

è la snellezza adimensionalizzata nel piano calcolata assumendo la lunghezza dilibera inflessione pari alla lunghezza di sistema.

λ 0,40Af 0,2

NEd------------≤

λ 0,32Af 0,2

NEd------------≤

λ


(4) Nei telai progettati mediante l’analisi globale rigido-plastica del primo ordine, lecolonne sede di cerniere plastiche dovrebbero essere verificate, inoltre, nei riguardi dellaresistenza alla instabilità nel piano, utilizzando una lunghezza di libera inflessione pari allaloro lunghezza di sistema.

(5) Ad eccezione del metodo indicato in F.3 (3) b), per i telai non controventati aventi piùdi due piani non si dovrebbe utilizzare l’analisi globale rigido-plastica del primo ordine.


APPENDICE G COMPORTAMENTO DELLE SEZIONI TRASVERSALI OLTRE IL LIMITE ELASTICO(informativa)

G.1 Generalità(1) La presente appendice fornisce le prescrizioni per la valutazione del comportamentooltre il limite elastico delle sezioni trasversali, in funzione delle proprietà meccaniche delmateriale e delle caratteristiche geometriche della sezione.

(2) L’effettivo comportamento delle sezioni trasversali oltre il limite elastico deve esseretenuto debitamente in conto ogni volta che si ricorra ad un qualsiasi tipo di analisi inela-stica, ivi comprese le semplici analisi elastiche con ridistribuzione delle azioni interne, oveconsentite (vedere Sezione 5.2.1). Inoltre, anche nei casi in cui si conducano analisielastiche su strutture realizzate con sezioni snelle, è necessario apportare adeguatelimitazioni alla resistenza elastica.

(3) La scelta della relazione generalizzata forza-spostamento per le sezioni trasversalidovrebbe essere effettuata in maniera tale che essa risulti coerente con le ipotesi relativealla legge del materiale e con le caratteristiche geometriche della sezione stessa(vedere G.5).

(4) L’attendibilità delle ipotesi sul comportamento delle sezioni trasversali può essereverificata mediante sperimentazione diretta.

G.2 Definizione degli stati limite per le sezioni trasversali(1) Il comportamento delle sezioni trasversali e la corrispondente schematizzazione dautilizzare nell’analisi strutturale devono essere correlati alla capacità di raggiungimentodei seguenti stati limite, ciascuno dei quali risulta corrispondere ad una particolare ipotesisullo stato tensionale agente sulla sezione.

(2) Con riferimento al comportamento globale della sezione trasversale, indipendente-mente dal tipo di azione interna considerata (sforzo assiale, momento flettente o taglio), sipossono definire i seguenti stati limite:

- stato limite di instabilità elastica;

- stato limite elastico;

- stato limite plastico;

- stato limite di collasso.

(3) Lo stato limite di instabilità elastica è correlato alla resistenza corrispondente allosviluppo di fenomeni di instabilità locale elastica nelle parti compresse della sezione.

(4) Lo stato limite elastico è correlato alla resistenza corrispondente al raggiungimento dellimite convenzionale di elasticità f0,2 nelle parti della sezione più sollecitate.

(5) Lo stato limite plastico è correlato alla resistenza della sezione, valutata assumendoun comportamento perfettamente plastico del materiale, con un valore limite dellatensione pari al limite convenzionale elastico f0,2, senza considerare gli effetti dell’incrudi-mento.

(6) Lo stato limite di collasso è correlato alla resistenza ultima effettiva della sezione,valutata assumendo una distribuzione di sforzi interni che tenga conto dell’effettivocomportamento incrudente del materiale. Poichè, in questa ipotesi, la curva generalizzataforza-spostamento è generalmente crescente, la resistenza di collasso deve essereriferita ad un assegnato valore limite dello spostamento generalizzato (vedere G.5).

G.3 Classificazione delle sezioni trasversali in relazione agli stati limite(1) Le sezioni trasversali possono essere classificate in relazione alla loro capacità diraggiungere gli stati limite sopra definiti. Una tale classificazione è complementare aquella presentata in 5.3.2 e può essere adottata qualora si debbano specificare le


capacità deformative della sezione in campo plastico. In tal senso, con riferimento ad unarelazione tra la forza generalizzata F ed il corrispondente spostamento D, le sezionitrasversali possono essere suddivise nella maniera seguente (vedere figura G.1):

- Sezioni duttili (Classe 1);

- Sezioni compatte (Classe 2);

- Sezioni semi-compatte (Classe 3);

- Sezioni snelle (Classe 4).

figura G.1 Classificazione delle sezioni trasversaliLegenda1 Classe 1 (Duttile)2 Classe 2 (Compatta)

(2) Le sezioni duttili (Classe 1) sviluppano la resistenza di collasso, così come definita alpunto (6) della Sezione G.2, senza esibire alcun fenomeno di instabilità locale. Il completosfruttamento dell’incrudimento del materiale è consentito fino al raggiungimento delladeformazione ultima, il cui valore dipende dal tipo di lega.

(3) Le sezioni compatte (Classe 2) sono in grado di sviluppare la resistenza limite plastica,così come definita al punto (5) della Sezione G.2. Il completo sfruttamento delle capacitàincrudenti del materiale è impedito dallo sviluppo di fenomeni di instabilità locale in campoplastico.

(4) Le sezioni semi-compatte (Classe 3) sono in grado di sviluppare la sola resistenzalimite elastica, così come definita al punto (4) della Sezione G.2, senza entrare nel campodelle deformazioni inelastiche a causa dei fenomeni di instabilità. Nella sezione possonoavere luogo soltanto deformazioni plastiche di piccola entità, per cui il suo comportamentorimane sostanzialmente fragile.

(5) Il comportamento delle sezioni snelle (Classe 4), sia in esercizio che agli stati limiteultimi è governato da fenomeni di instabilità locale, i quali di fatto limitano la resistenzaultima della sezione allo stato limite di instabilità elastica, così come definito al punto (3)della Sezione G.2. Nella sezione non possono avere luogo deformazioni plastiche, per cuiil suo comportamento è spiccatamente fragile.

G.4 Valutazione dello sforzo assiale ultimo(1) La capacità portante di sezioni trasversali soggette a sforzo assiale può esserevalutata, con riferimento agli stati limite sopra riportati, attraverso le regole pratiche diseguito riportate.

(2) Il valore dello sforzo assiale, per un assegnato stato limite, può essere espressomediante la formula generalizzata:

N = αN,j Afddove:fd è il valore di progetto della resistenza;A è l’area netta della sezione trasversale;αN,j è un fattore correttivo, fornito nel prospetto G.1, dipendente dallo stato limite

considerato.


prospetto G.1 Sforzo assiale ultimo

dove:Aeff è l’area della sezione trasversale efficace, valutata portando in conto i fenomeni di

instabilità locale (vedere Sezione 5.4).

(3) La capacità portante ultima di una sezione soggetta a sforzo assiale, valutata secondola procedura sopra riportata, non include i fenomeni di instabilità globale, che devonoessere valutati secondo le indicazioni fornite nella sezione.

(4) Quando si valuta la capacità portante delle sezioni saldate, si deve utilizzare un valoreridotto Ared dell’area della sezione trasversale, determinato in modo tale da portare inconto l'effetto delle HAZ.

G.5 Valutazione del momento flettente ultimo(1) La capacità portante delle sezioni trasversali soggette a momento flettente può esserevalutata, con riferimento agli stati limite sopra riportati, attraverso le regole pratiche diseguito riportate.

(2) Il valore del momento flettente, per un assegnato stato limite, può essere espressomediante la formula generalizzata:

M = αM,j Wfddove:fd è il valore di progetto della resistenza;W è il modulo di resistenza della sezione;αM,j è un fattore correttivo, fornito nel prospetto G.2, dipendente dallo stato limite

considerato.

prospetto G.2 Momento flettente ultimo

dove:n = f0,2 (in daNmm-2) è l’esponente della legge di Ramberg-Osgood, rappresentativo

del comportamento del materiale (vedere appendice E);α5 e α10 sono i fattori di forma generalizzati della sezione, corrispondenti ai

valori di curvatura ultima pari rispettivamente a χu = 5χel e 10χel,essendo χel la curvatura al limite elastico;

α0 è il fattore di forma geometrico;Z è il modulo plastico della sezione;Wred è il modulo di resistenza della sezione, valutato tenendo conto dei

fenomeni di instabilità locale (vedere Sezione 5.4).

Sforzo assiale Stato Limite Classe della sezione Fattore correttivo

Nu Di collasso Classe 1 αN,1 = ft /fd

Npl Plastico Classe 2 αN,2 =1

Nel Elastico Classe 3 αN,3 =1

Nred Di instabilità elastica Classe 4 αN,4 = Aeff/A

Momento flettente Stato limite Classe della sezione

Fattore correttivo

Mu Di collasso Classe 1 αM,1 = α5 = 5 - (3,89 + 0,001 90 n)/αo[0,270 + 0,001 4 n]

αM,1 = α10 = αo[0,21 log(1 000 n)] 10[7,96 × 10 - 8,09 × 10 log(n/10)]

(dipende dalla lega - vedere Sezione G.6)

Mpl Plastico Classe 2 αM,2 = α0 = Z/W

Mel Elastico Classe 3 αM,3 = 1

Mred Di instabilità elastica Classe 4 αM,4 = Weff /W (vedere Sezione 5.3.5)

-2 -2


(3) Nel valutare la capacità portante delle sezioni saldate, si devono utilizzare valori ridottiWred e Zred dei moduli di resistenza elastica e plastica, determinati in modo tale da portarein conto gli effetti delle HAZ.

(4) La valutazione del fattore correttivo αM,j per una sezione saldata di classe 1 può essereeffettuata mediante la seguente relazione:

dove:ψ = αM,1/αM,2 essendo αM,1 e αM,2 i fattori correttivi per le sezioni non saldate

rispettivamente di classe 1 e 2.

G.6 Previsione della capacità rotazionale(1) Le prescrizioni di seguito specificate si applicano soltanto alle sezioni duttili (Classe 1),allo scopo di definire la loro capacità portante ultima nominale. Tuttavia, esse possonoessere considerate valide anche per la valutazione della resistenza ultima delle sezionicompatte e semi-compatte, a condizione che non si verifichi alcun prematuro fenomeno diinstabilità.

(2) Nei casi in cui non si può fare affidamento sulle proprietà di duttilità oppure non èpossibile effettuare sul materiale alcuna specifica prova, i valori del momento ultimo Mudovrebbero far riferimento ad una curvatura ultima convenzionale determinata attraversola relazione:

χu = ξχel

dove:ξ è un fattore di duttilità dipendente dal tipo di lega e χel è convenzionalmente

assunta pari a χ0,2, che è il valore corrispondente al raggiungimento, nelle fibre piùsollecitate, della tensione f0,2.

(3) Dal punto di vista della duttilità, le leghe di uso corrente possono essere suddivise indue gruppi (vedere anche appendice D):

- leghe fragili, aventi 4% ≤ εu ≤ 8%, per le quali si può assumere ξ = 5;

- leghe duttili, aventi εu ≥ 8%, per le quali si può assumere ξ = 10.

(4) La valutazione del comportamento elastico e post-elastico della sezione trasversalepuò essere effettuata attraverso la relazione momento-curvatura, mediante una formula-zione alla Ramberg-Osgood:

dove:M0,2 e χ0,2 sono i valori al limite elastico convenzionale, corrispondenti al raggiungimento

della tensione di riferimento f0,2;m e k sono parametri numerici, che, per le sezioni puramente inflesse, sono forniti

dalle seguenti espressioni:

essendo α5 e α10 i fattori di forma generalizzati, corrispondenti a valori dellacurvatura pari rispettivamente a 5 e 10 volte la curvatura al limite elastico.

(5) La parte stabile della capacità rotazionale R è definita come il rapporto tra la rotazioneplastica in corrispondenza dello stato limite di collasso Θp = Θu - Θel e la rotazione al limiteelastico Θel (figura G.2):

αM,red ΨZ red

W red------------- =

χχ0,2--------- M

M 0,2----------- k

MM 0,2----------- m

+=

m10 α10–( ) 5 α5–( )⁄[ ]log

α10 α5⁄( )log----------------------------------------------------------------=

k5 α5–

α5m---------------

10 α10–

α10m---------------------= =


dove:Θu è la massima rotazione plastica, corrispondente alla curvatura ultima χu.

figura G.2 Definizione della capacità rotazionaleLegenda1 Sezioni di Classe 12 Sezioni di Classe 2, 3, 4

(6) La capacità rotazionale R può essere calcolata mediante la formula approssimata:

con m e k definiti precedentemente.

Il valore di αM,j è fornito dal prospetto G.2, per le diverse classi di comportamento.

(7) Nei casi in cui risulta noto l’esponente n del materiale (vedere appendice E), èpossibile effettuare una valutazione approssimata di α5 e α10 tramite le seguenti formule:

α5 = 5 - (3,89 + 0,001 90 n)/αo(0,270 + 0,001 4 n)

α10 = αo[0,21 log(1 000 n)] × 10[7,96 × 10 - 8,09 × 10 log(n/10)]

essendo α0 = Z/W il fattore di forma geometrico.

In assenza di valutazioni più accurate, è possibile assumere il valore n = f0,2 (espressain daNmm-2).

RΘp

Θel--------

Θu Θel–

Θel---------------------

Θu

Θel-------- 1–= = =

R αM,j 1 2kαM j,

m 1–

m 1+------------------+

1–=

-2 -2


APPENDICE H INSTABILITÀ FLESSO-TORSIONALE (informativa)

H.1 Momento critico elastico e snellezza

H.1.1 Basi

(1) Il momento critico elastico per instabilità flesso-torsionale di una trave, avente sezionetrasversale simmetrica uniforme con flange uguali, in condizioni normali di vincolo aciascun estremo, caricata attraverso il suo centro di taglio e soggetta a momentouniforme, è dato dalla seguente relazione:

dove:

It è la costante di torsione;Iw è la costante di ingobbamento;Iz è il momento di inerzia rispetto all’asse minore;L è la lunghezza della trave tra i punti vincolati allo spostamento laterale.

(2) Le condizioni normali di vincolo a ciascun estremo sono:

- vincolo allo spostamento laterale;

- vincolo alla rotazione intorno all’asse longitudinale;

- libero di ruotare nel piano.

H.1.2 Formula generale per sezioni trasversali simmetriche rispetto all’asse minore

(1) Nel caso di una trave avente sezione trasversale uniforme simmetrica rispetto all’asseminore, soggetta a flessione rispetto all’asse maggiore, il momento critico elastico perinstabilità flesso-torsionale è dato dall’equazione generale:

dove:C1, C2 e C3 sono i coefficienti che dipendono dalle condizioni di carico e di vincolo

all’estremo;k e kw sono i coefficienti di lunghezza efficace

zg = za - zs

za è la coordinata del punto di applicazione del carico;zs è la coordinata del centro di taglio.

Nota Vedere H.1.2 (7) e (8) per le convenzioni sui segni e H.1.4 (2) per le approssimazioni riguardo a zj.

(2) I coefficienti di lunghezza efficace k e kw variano tra 0,5, per la condizione di incastrocompleto, ed 1,0, per i casi in cui non vi è vincolo, con valore pari a 0,7 quando vi è unestremo incastrato ed un estremo libero.

(3) Il coefficiente k si riferisce alla rotazione di un estremo nel piano. Esso è analogo alrapporto l/L delle membrature compresse.

(4) Il fattore kw si riferisce all’ingobbamento di un estremo. A meno che non sia dispostouno specifico vincolo per l’ingobbamento, kw dovrebbe essere assunto pari ad 1,0.

M cr

π2EIz

L2---------------

Iw

Iz-----

L2GI t

π2EIz

--------------+=

G E2 1 v+( )---------------------=

M cr C1

π2EIz

kL( )2--------------- k

k w------ 2Iw

Iz-----

kL( )2GIt

π2EIz

----------------------- C2zg C3z j–( )2+ +0,5

C2zg C3z j–( )–

=

z j z s 0,5 y 2 z2+( )z A Iy⁄dA∫–=


(5) I valori di C1, C2 e C3 sono forniti nei prospetti H.1.1 e H.1.2, per vari condizioni dicarico, indicate in funzione della forma del diagramma del momento flettente sullalunghezza L tra vincoli laterali. I valori sono specificati in corrispondenza dei differentivalori di k.

(6) Per i casi con k = 1,0, il valore di C1, per un qualsiasi rapporto dei momenti agli estremi,come indicato nel prospetto H.1.1, è fornito approssimativamente dalla relazione:

C1 = 1,88 - 1,40 ψ + 0,52 ψ ma C1 ≤ 2,70

(7) La convenzione sui segni per la determinazione di zj è la seguente, vedere figura 1.1:

- z è positivo per la flangia in compressione;

- zj è positivo quando la flangia avente il valore maggiore di Iz è compressa in corrispon-denza del punto di momento massimo.

(8) La convenzione sui segni per determinare zg è la seguente:

- per i carichi gravitazionali, zg è positivo per carichi applicati al di sopra del centro ditaglio;

- nel caso generale, zg è positivo per carichi che agiscono dal loro punto di applicazioneverso il centro di taglio.

H.1.3 Travi con sezioni trasversali uniformi doppiamente simmetriche

(1) Per le sezioni trasversali doppiamente simmetriche, risulta zj = 0, per cui:

(2) Per la condizione di carico con momento agli estremi, risulta C2 = 0 e per carichitrasversali applicati nel centro di taglio, risulta zg = 0. Per tali casi:

(3) Quando k = kw = 1,0 (nessun estremo incastrato):

M cr C1 π2EIz

kL( )2--------------- k

k w------ 2Iw

Iz-----

kL( )2GIt

π2EIz

----------------------- C2zg[ ] 2+ +0,5

C2zg–

=

M cr C1 π2EIz

kL( )2---------------

kk w------ 2Iw

Iz-----

kL( )2GIt

π2EIz

-----------------------+0,5

=

M cr C1 π2EIz

L2---------------

Iw

Iz-----

L2GIt

π2EIz

---------------+0,5

=


prospetto H.1.1 Valori dei coefficienti C1, C2 e C3 corrispondenti ai valori del coefficiente k: condizione di carico conmomento all’estremità.

Condizioni di carico e di vincolo Diagramma del momento flettente Valori dik

Valori dei coefficienti

C1 C2 C3

ψ = +11,00,70,5

1,0001,0001,000

-1,0001,1131,144

ψ = +3/41,00,70,5

1,1411,2701,305

-0,9981,5652,283

ψ = +1/21,00,70,5

1,3231,4731,514

-0,9921,5562,271

ψ = +1/41,00,70,5

1,5631,7391,788

-0,9771,5312,235

ψ = 01,00,70,5

1,8792,0922,150

-0,9391,4732,150

ψ = -1/41,00,70,5

2,2812,5382,609

-0,8551,3401,957

ψ = -1/21,00,70,5

2,7043,0093,093

-0,6761,0591,546

ψ = -3/4

1,00,70,5

2,9273,0093,093

-0,3660,5750,837

ψ = -1

1,00,70,5

2,7523,0633,149

-0,0000,0000,000


prospetto H.1.2 Valori dei coefficienti C1, C2 e C3 corrispondenti ai valori del coefficiente k: condizioni di caricotrasversale.

figura H.1.1 Convenzione sui segni per la determinazione di zj

Legenda1 Centro di taglio2 Centro di gravità

Condizioni di carico e di vincolo Diagramma del momento flettente Valori dik

Valori dei coefficienti

C1 C2 C3

1,00,5

1,1320,972

0,4590,304

0,5250,980

1,00,5

1,2850,712

1,5620,652

0,7531,070

1,00,5

1,3651,070

0,5530,432

1,7303,050

1,00,5

1,5650,938

1,2670,715

2,6404,800

1,00,5

1,0461,010

0,4300,410

1,1201,890


H.1.4 Travi con sezioni trasversali uniformi aventi un solo asse di simmetria e flange differenti

(1) Per una sezione ad I con flange diverse:

Iw = βf(1 - βf)Izhs2

dove:

βt = ;

Ifc è il momento di inerzia della flangia compressa intorno all’asse minore dellasezione;

Ift è il momento di inerzia della flangia tesa rispetto all’asse minore della sezione;hs è la distanza tra i centri di taglio delle flange.

(2) Per zj, si possono utilizzare le seguenti relazioni approssimate:

quando:

βf > 0,5:

zj = 0,8(2βf - 1) hs/2

quando

βf ≤ 0,5:

zj = 1,0(2βf - 1) hs/2

per le sezioni con la flangia compressa avente bordi irrigiditi:

zj = 0,8(2βf - 1)(1 + hL/h)hs/2 quando βf > 0,5

zj = 1,0(2βf - 1)(1 + hL/h)hs/2 quando βf ≤ 0,5

dove:hL è l’altezza dell’irrigidimento.

H.2 Snellezza

H.2.1 Generalità

(1) Il rapporto di snellezza per l'instabilità flesso-torsionale è dato da:

dove:

α è il fattore di forma determinato in 5.3, ma α ≤ Wpl,y/Wel,y

(2) Il rapporto di snellezza geometrica λLT per l’instabilità flesso-torsionale, per tutte leclassi di sezioni, è fornito da:

H.2.2 Travi con sezioni trasversali uniformi doppiamente simmetriche

(1) Per i casi in cui zg = 0 (condizione di carico con momento agli estremi o carichitrasversali applicati in corrispondenza del centro di taglio) e k = kw = 1,0 (assenza diincastro agli estremi), il valore di λLT può essere ottenuto dalla relazione:

I fc

I fc I ft+-----------------

λLT

λLTλLT

λ1-------- α=

λ1 π Ef o----- 52,6 ε= =

ε 250f o

---------- f o in N/mm2( )=

λLT πE W el,y

M cr------------------=


che può anche essere scritta nella forma:

dove:

(2) Per una sezione semplice ad I oppure ad H (priva di irrigidimenti di bordo):

Iw = Izhs2/4

dove:hs = h - tf

(3) Per una sezione trasversale doppiamente simmetrica, il valore di iLT è fornito dallarelazione:

oppure, con una leggera approssimazione, da:

iLT = [Iz/(A - 0,5twhs)]0,5

(4) Per i profili laminati ad I oppure ad H, conformi alla Norma di Riferimento 2, si possonousare, conservativamente, le seguenti approssimazioni:

oppure

(5) Per qualsiasi profilo con sezione aperta ad I oppure ad H con flange uguali, laseguente relazione approssimata risulta conservativa:

(6) Si possono contemplare i casi con k < 1,0 e/o kw < 1,0 usando le relazione:

oppure

λLT

LW pl y,

2

IzIw--------------

0,25

C10,5 1

L2GI t

π2EIw---------------+

0,25---------------------------------------------------=

λLTL i LT⁄

C10,5 1

L aLT⁄( )2

25,66-----------------------+

0,25-----------------------------------------------------------=

aLTIw

I t-----=

i LT

IzIw

W pl y,2

-------------- 0,25

=

λLTL i LT⁄

C10,5 1

120------

L i LT⁄h t f⁄

--------------2

+0,25

-----------------------------------------------------------------=

λLT0,9 L i z⁄

C10,5 1

120------

L i z⁄h t f⁄-----------

2+

0,25--------------------------------------------------------------=

λLTL i z⁄

C10,5 1

120------

L i z⁄h t f⁄-----------

2+

0,25--------------------------------------------------------------=

λLT

kLW pl,y

2

IzIw-------------

0,25

C10,5 k

k w------

2 kL( )2GI t

π2EIw-----------------------+

0,25----------------------------------------------------------------------=

λLTkL i LT⁄

C10,5 k

k w------

2 kL aLT⁄( )2

25,66---------------------------+

0,25--------------------------------------------------------------------------=


oppure, per profili laminati normalizzati con sezione ad I oppure ad H:

oppure

oppure per un qualsiasi profilo con sezione aperta ad I oppure ad H con flange uguali:

(7) Eccetto i casi in cui si è previsto uno specifico vincolo all’ingobbamento, si dovrebbeassumere kw pari a 1,0.

(8) Si possono contemplare i casi con carico trasversale applicato al di sopra del centro ditaglio (zg > 0) o al di sotto il centro di taglio (zg < 0), utilizzando la relazione:

oppure, in alternativa, l’equazione:

oppure, per profili laminati normalizzati con sezione ad I oppure ad H, la relazione:

oppure, in alternativa, la relazione:

oppure, per un qualsiasi profilo con sezione aperta ad I oppure ad H con flange uguali, larelazione:

λLTkL i LT⁄

C10,5 k

k w------

2 120------

kL i LT⁄h t f⁄

------------------2

+0,25

--------------------------------------------------------------------------------=

λLT0,9 kL i z⁄

C10,5 k

k w------

2 120------

kL i z⁄h t f⁄

--------------2

+0,25

-----------------------------------------------------------------------------=

λLTkL i z⁄

C10,5 k

k w------

2 120------

kL i z⁄h t f⁄

--------------2

+0,25

-----------------------------------------------------------------------------=

λLT

kLW pl,y

2

IzIw-------------

0,25

C10,5 k

k w------

2 kL( )2GI t

π2EIw-----------------------+ C2zg( )2

Iz

Iw-----+

0,5

C2zg

Iz

Iw-----

0,5–

0,5-------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------=

λLTkL i LT⁄

C10,5 k

k w------

2 kL aLT⁄( )2

25,66---------------------------

2C2zg

hs-----------------

2+ +

0,5 2C2zg

hs-----------------–

0,5--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------=

λLTkL i LT⁄

C10,5 k

k w------

2 120------

kL i LT⁄h t f⁄

------------------2 2C2zg

hs-----------------

2+ +

0,5 2C2zg

hs-----------------–

0,5--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------=

λLT0,9 kL i z⁄

C10,5 k

k w------

2 120------

kL i z⁄h t f⁄

--------------2 2C2zg

hs-----------------

2+ +

0,5 2C2zg

hs-----------------–

0,5-----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------=

λLTkL i z⁄

C10,5 k

k w------

2 120------

kL i z⁄h t f⁄

--------------2 2C2zg

hs-----------------

2+ +

0,5 2C2zg

hs-----------------–

0,5-----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------=


APPENDICE J PROPRIETÀ TORSIONALI DI SEZIONI IN PARETE SOTTILE (informativa)

Alcune procedure di calcolo riportate nelle Sezioni 5.6 e 5.8 richiedono l’uso di particolariproprietà della sezione trasversale.

J.1 Costante di torsione(1) Per una sezione in parete sottile composta esclusivamente di elementi piani, ciascunodi spessore costante, e rinforzata con raccordi e/o bulbi, il valore della costante di torsioneIt è fornito dalla relazione:

in cui:t è lo spessore corrente dell'elemento piano;N è la dimensione del raccordo o del bulbo, vedere figura J.1;p, q sono i coefficienti da ricavare dalla figura J.1;b è la larghezza del piatto, misurata dal bordo dell’area annerita in figura J.1, nel

caso di un elemento piano adiacente ad un raccordo o ad un bullone.

J.2 Posizione del centro di taglio(1) La figura J.2 fornisce la posizione del centro di taglio per diverse sezioni trasversali.

J.3 Costante di ingobbamento(2) I valori della costante di ingobbamento Iw per alcuni tipi di sezione trasversale possonoessere ricavati nel modo seguente:

a) per sezioni composte esclusivamente da elementi sporgenti disposti radicalmente,come per esempio angolari, elementi a T, elementi cruciformi, Iw può essere conser-vativamente assunto pari a zero;

b) per i tipi specifici di sezione illustrati in figura J.2, i valori di Iw possono essere calcolatiusando le espressioni ivi fornite.

p qN+( )4t 4 bt 3

3--------∑+∑


figura J.1 Coefficienti di costante di torsione per alcuni tipi di raccordi e di bulbi


figura J.2 Posizione del centro di taglio (S) e fattore di ingobbamento (H) per alcuni tipi di sezione trasversalein parete sottile

Iw • 0 Iw • 0

Dove I1 e I2 sono irispettivi momenti diinerzia delle flangerispetto l’asse y-y

e 3bF 6+--------------=

Iwa2b3t 2

12------------------ 2F 3+

F 6+-----------------×=

dove Fat 1

bt 2--------=

ea2b2t

Ix--------------- 1

4--- c

2b------- 2c3

3a2b-------------–+

=

Iwb2t6

-------- 4( c3 6ac2 + +=

3a2+ c a2b+ ) e2Ix–

Iwa2Iy

4-----------=

ea2b2t

Ix--------------- 1

4--- c

2b------- 2c3

3a2b-------------–+

=

Iwb2t6

-------- 4( c3 6ac2 + +=

3a2+ c a2b+ ) e2Ix–

ey 1I1 y 2I2–

Iy-----------------------------=

Ixa2I1I2

Iy----------------= Iw

a2Iy

4----------

c2b2 t6

--------------- 3a 2c+( )+=

Iwa2b3t 2

12------------------- 2a b+

a 2b+-----------------×=

Iwb2t

12 2b a 2c+ +( )------------------------------------------ ×=

a2 b2 2ba 4bc 6ac+ + +([ ]×

4c2 3ba 3a2 4bc+ +(+

2ac c2 ]+ +

La pubblicazione della presente norma avviene con la partecipazione volontaria dei Soci,dell’Industria e dei Ministeri.Riproduzione vietata - Legge 22 aprile 1941 Nº 633 e successivi aggiornamenti.

UNIEnte Nazionale Italianodi UnificazioneVia Battistotti Sassi, 11B20133 Milano, Italia

Eurocodice 9 - Progettazione Delle Strutture in Alluminio

Documents

Transcript of Eurocodice 9 - Progettazione Delle Strutture in Alluminio