Pensiline_Metalliche

8/18/2019 Pensiline_Metalliche

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REGIONE AUTONOMA FRIULI VENEZIA GIULIA

COMUNE DI XXX PROVINCIA DI XXX

Oggetto dei lavori PROGETTO PER LA REALIZZAZIONE DI PENSILINE, RIVESTIMENTO DI FACCIATA INCARPENTERIA METALLICA E BOX METALLICI IN COPERTURA A COMPLETAMENTODEL COMPLESSO A DESTINAZIONE XXX

Fase del progetto

ESECUTIVO

CommittenteXXX

Titolo del documento

CALCOLI ESECUTIVI DELLE STRUTTURE

All. 01: Relazione di calcolo delle strutture

Progettista architettonico :

Progettazione strutture prefabbricate:Collaudatore in corso d’opera:Progetto prevenzione incendi:Indagini geologiche:

Progettisti strutturali:

Rev. Data Descrizione Compilato

02 Prima emissione


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INDICE

1 RELAZIONE SULLE CARATTERISTICHE DEI MATERIALI IMPIEGATI ..................................... 5

1.1 Acciai per strutture metalliche e strutture composte .................................................................. 5

1.1.1 Caratteristiche meccaniche profilati ................................................................................... 5

1.1.2 Caratteristiche meccaniche bulloneria............................................................................... 6

1.1.3 Caratteristiche meccaniche saldature e processo ............................................................. 6

1.2 Materiali e posa di tasselli meccanici ......................................................................................... 6

2 RELAZIONE DI CALCOLO DELLE STRUTTURE ......................................................................... 8

2.1 Premessa ................................................................................................................................... 8

2.2 Norme utilizzate e software usati ............................................................................................... 8

2.3 Dati ubicazione strutture ............................................................................................................. 9

2.4

Precisazioni e note per le verifiche di resistenza ....................................................................... 9

2.5 PENSILINA TIPO 01 ................................................................................................................ 11

2.5.1 Verifica mensola HEA 100 – S275JR .............................................................................. 12

2.5.2 Verifiche stato limite di esercizio parti in carpenteria metallica ....................................... 12

2.5.3 Verifiche resistenza ancoraggi meccanici su strutture portanti in c.a. ............................ 13

2.6 PENSILINA TIPO 02 ................................................................................................................ 15

2.6.1 Verifica HEB 160 longitudinale – S355JR ....................................................................... 17

2.6.2 Verifica ancoraggio estremità pensilina (attacco HEB 160 – colonna c.a.)..................... 18

2.6.3 Verifica tirante ed elementi estremi di connessione ........................................................ 20

2.6.4

Verifica profilati HEB160 trasversali – S355JR ............................................................... 26

2.6.5 Verifica profilato di testa: UPN300 – S275JR .................................................................. 28

2.6.6 Verifica controventature di falda per vento radente ......................................................... 30


2.7 PENSILINA TIPO 03 ................................................................................................................ 33

2.7.1 Verifica HEA 100 (incastro – appoggio scorrevole) ......................................................... 33



2.8

STRUTTURA METALLICA A SUPPORTO LAMIERA STIRATA DI FACCIATA ..................... 36

2.8.1 Verifica arcareccio Omega 100x50x2x30 a supporto rete stirata ................................... 36

2.8.2 Verifica tubolare 100x80x4 (telaio portante mascheramento rete stirata di facciata) ..... 37

2.8.3 Verifica puntone e ancoraggio sulla nervatura di copertura ............................................ 41


2.9 Strutture a box in carpenteria metallica in copertura centro commerciale ............................... 47

2.9.1 Verifica strutture portanti trasversali: portale ................................................................... 47

2.9.2 Verifiche resistenza elementi portanti telaio .................................................................... 53

2.9.3 Verifica resistenza controventi di falda e di parete .......................................................... 56


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STR-01-DOC01.doc Pag. 4 di 66 rev. 00

2.9.4 Dimensionamento angolare L50x100x6 orditura secondaria copertura .......................... 58

2.9.5 Dimensionamento giunto di base mediante tasselli meccanici ....................................... 58

2.9.6 Dimensionamento giunto testa colonna-traversa ............................................................ 62

3

PIANO DI MANUTENZIONE DELLE OPERE ............................................................................... 63

3.1.1 Premessa ......................................................................................................................... 63

3.1.2 Generalità ........................................................................................................................ 63

3.1.3 Manuale d'uso.................................................................................................................. 63

3.1.4 Manuale di manutenzione ............................................................................................... 64

3.1.5 Opere strutturali ............................................................................................................... 64

3.1.6 Programma di manutenzione .......................................................................................... 65

ALLEGATI DI RIFERIMENTO:

◘ Esecutivi strutturali: da considerarsi parte integrante del presente scritto.


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(http://engineering-services.jimdo.com/) Relazione di calcolo

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1 RELAZIONE SULLE CARATTERISTICHE DEI MATERIALI IMPIEGATI

La presente relazione contiene le disposizioni riguardo le caratteristiche dei materiali, la loro

confezione ed il loro impiego nell’esecuzione delle nuove strutture in carpenteria metallica,desumendo i dati esposti dal loro progetto e dalla relativa relazione di calcolo che si allegano alpresente scritto.

1.1 Acciai per strut ture metalliche e strut ture composte

1.1.1 Caratteristiche meccaniche profilati

Si dovranno utilizzare acciai conformi alle norme armonizzate della serie UNI EN 10025 (per ilaminati), UNI EN 10219-1 (per i tubi saldati), recanti la Marcatura CE. Nelle calcolazioni statiche sonostati impiegati i seguenti valori:

modulo elastico: E = 210000 N/mm2;

coefficiente di Poisson: ν = 0,3;modulo di elasticità trasversale: G = E/[2(1 + ν)] = 80769 N/mm2;coefficiente di espansione termica lineare: α = 12⋅10-6 per °C-1 (per temperature fino a 100°C);densità: ρ = 7850 kg/m3.

In sede di progettazione, sono stati assunti i dati sintetizzati di seguito nelle tabelle (D.M:14.01.2008):

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1.1.2 Caratteristiche meccaniche bulloneria

Le viti utilizzate nelle giunzioni devono appartenere alle sotto indicate classi della norma UNI EN IS O4016:2002, associate nel modo indicato nella tabella sottostante (D.M:14.01.2008):

Nota: viti e dadi: adeguata protezione contro la corrosione mediante zincatura elettrolitica in bagnodebolmente acido.

1.1.3 Caratteristiche meccaniche saldature e processo

La saldatura degli acciai dovrà avvenire con uno dei procedimenti all’arco elettrico codificati secondola norma UNI EN ISO 4063:2001. Sono richieste caratteristiche di duttilità, snervamento, resistenza etenacità in zona fusa e in zona termica alterata non inferiori a quelle del materiale di base.Nell’esecuzione delle saldature dovranno essere rispettate le norme UNI EN 1011:2005 parti 1 e 2 pergli acciai ferritici e della parte 3 per gli acciai inossidabili. Per la preparazione dei lembi si applicherà,salvo caso particolari, la norma UNI EN ISO 9692-1:2005.

1.2 Materiali e posa di tassell i meccanici

Caratteristiche di riferimento per tasselli mecanci su materiale base in cls armato:

I Progettisti delle strutture

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IL DIRETTORE DEI LAVORI

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2 RELAZIONE DI CALCOLO DELLE STRUTTURE

2.1 PremessaSi riportano le verifiche di resistenza, instabilità e deformabilità delle strutture in carpenteria metallicarelative alle strutture in oggetto.

La presente progettazione strutturale riguarda escusivamente delle pensiline metalliche accostate alfabbricato commerciale e direzionale a realizzazione della PreSytem spa e una rete metallica stiratacon sottostruttura metallica posizionata sulla facciata esterna della pannellatura del solo centrocommerciale.

Nella figura sottostante, vengono evidenziate a colori, per chiarezza, le tipologie di pensilineanalizzate. In particolare, si è distinto:

• pensilina tipo 01: evidenziate con colorazione viola;

• pensilina tipo 02: evidenziate con colorazione verde;• pensilina tipo 03: evidenziate con colorazione celeste;

2.2 Norme uti lizzate e software usati

Sono state consultate le seguenti normative:

• D.M.14.01.2008 e Circolare 02.02.2009, n. 617;• EN 1991-1.4 – azioni del vento;• E.C.2 (a completamento, per le verifiche degli elementi in c.a.);• E.C.3 (a completamento, per le verifiche degli elementi e le connessioni in carpenteria

metallica);

• metodo di calcolo ETAG Nr. 001 Allegato C (dimensionamento ancoranti meccanici).

Software utilizzati: Ftool – Two-Dimensional Frame Analysis Tool – Luiz Fernando Martha;

CENTRO

COMMERCIALE

CENTRODIREZIONALE



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Hilti Profis Anchor 2.1.2. (www.hilti.com). VcaSlu 7.5 – Prof. P. Gelfi;Straus7, G+D Computing, per l’analisi di telai e modelli solidi.

2.3 Dati ubicazione strut tureLe strutture sono così individuabili: ubicazione, Cividale (UD);

Coordinate geodetiche (European Datum 1950):Latitudine: 46,0498°;Longitudine: 13,2121°. Altezza in quota: as = 120 m s.l.m. (circa) < 200 m;distanza dalla costa: d < 40 km;zona: I – Alpina (§3.4.2 – D.M.14.01.2008) qsk = 1,50 kN/m

2;

coefficiente termico: Ct = 1;topografia (tab. 3 – D.M.14.01.2008): “riparata” (tab. 3.4.I – D.M.24.01.2008): CE = 1,1;

tipo di copertura: tettoia-pensilina: α ∈ [0°; 30°] µi = 0,8;inclinazione tettoria: praticamente orizzontale;

carico (nominale) neve: qs = µi·qsk·CE·Ct ≈ 1,30 kN/m2;

presenza di accumulo neve: si.

Pressione di riferimento: qb = 390,63 N/m2 (classe B; cat. IV; d > 40 km);

coefficiente di esposizione: ce = 1,63;

coefficiente di forma tettoie: cp = + 1,2(1 + sinα) ≈ 1,32 (agente verso il basso);coefficiente dinamico: cd = 1,00;coefficiente di attrito: cf = 0,04 (molto scabra; tab. C3.3.1);altezza riferimento vento su strutture: zmax = 9,0 m ce(zmax = 9) = 1,71;pressione del vento (sopravento): pv = qb·ce·cp+·cd = 669,0 N/m

2 ≈ 0,67 kN/m

2 cp- = + 0,8

pressione del vento (sopravento): pv = qb·ce·cp-·cd = 201,0 N/m2 ≈ 0,20 kN/m

2 cp- = - 0,5;

vento tangenziale (su tettoia): pf = qb·ce·cf = 25,5 N/m2 ≈ 0,026 kN/m

2.

2.4 Precisazioni e note per le verif iche di resistenza

Le verifiche delle connessioni metalliche (bullonature, piastre, saldature, etc.) sono da intendersicome verifiche di spessori e dimensioni minimi. In fase di disegno esecutivo, infatti, sono stati impostidimensioni e spessori uguali o superiori ai valori calcolati nel presente scritto, per consentire unastandardizzazione e uniformità a livello di posa in opera.

Non vengono considerate le inerzie sismiche, soprattutto verticali, in quanto le geometrie dellepensiline rientrano nei limiti imposti al #7.2.1 – D.M.14.01.2008. L’azione statica dei venti e gli effetti

sismici orizzontali, almeno sulle connessioni, sono stati trascurati, in virtù dell’esiguità di altezza dellepensiline oggetto della presente relazione e soprattutto per il fatto che le sollecitazioni statiche peraccumulo neve risultano pesantemente determinanti per il dimensionamento e la verifica. L’azionedel vento radente è stato considerato invece per il dimensionamento dei controventi di falda dellepensiline di tipo 02, maggiormente esposte.

Nelle verifiche a stato limite ultimo delle parti in carpenteria metallica, gli ancoraggi di tipo meccanico,sono stati imposti in corrispondenza delle superfici in c.a. delle colonne delle strutture prefabbricate.

Per le verifiche maggiormente importanti, sul reale stato di tensione sulle lamiere, si è deciso distudiare opportuni modelli FEM solidi, condotti con analisi statiche non lineari per non linearità deimateriali.

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2.5 PENSILINA TIPO 01

interasse massimo pensiline 1500 mm – aggetto 1500 mm

Analisi dei carichi (nominali): Peso proprio carpenteria metallica: 0,60 kN/m

2;

lattonerie + pannellature: 0,30 kN/m2;

___________________________________________complessivi (pesi/permanenti): 0,90 kN/m

2;

Variabile neve con accumulo: da 6,00 kN/m2 (incastro) a 4,60 kN/m

2 (estremità libera);

(C3.4.5.6 – Circ. 02.02.2009 – n. 617).

► Carichi lineari di progetto (SLU): interasse pensiline 1500 mm pesi propri e permanenti portati: 1,3·(0,90 kN/m

2)·(1,50 m) ≈ 1,80 kN/m;

variabili (per accumulo neve): andamento lineare, decrescente per interpolazione lineare

sezione incastro: 1,5·(6,00 kN/m2)·(1,50 m) = 13,50 kN/m;sezione estremità libera: 1,5·(4,60 kN/m

2)·(1,50 m) = 10,35 kN/m;

► Andamento carico lineare SLU: sezione incastro: (1,80 + 13,50) kN/m = 15,30 kN/m;sezione estremità libera: (1,80 + 10,35) kN/m = 12,15 kN/m;



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2.5.3 Verifiche resistenza ancoraggi meccanici su strutture portanti in c.a.

TIPOLOGIA ANCORANTI MECCANICItipi di ancoranti meccanici previsti: pesanti, tipo Hilti – HSL-3G (o similari);bulloni: classe 8.8, DIN EN ISO 898-1;

TIPOLOGIA BARRE FILETTATEBarre filettate classe: 8.8 (minimo);

diametro scelto: ∅12 area resistente su filettatura 84,3 mm2;resistenza di progetto a trazione: Ft,Rd = 48,56 kN (su singolo piano di taglio);tipo (viti metriche): testa esagonale finta rondella (TE FR)

DIN 6921-ISO 1665.

◘ ANCORAGGI ESTREMITA’Massimo tiro (zona tesa): NSd = 72,7 kN (SLU – con accumulo neve);massimo taglio (zona compressa): VSd = 20,6 kN (SLU – con accumulo neve).

Distanza (verticale) assi coppie ancoranti: d = 200 mm;interasse (minimo) ancoranti (orizzontalmente): s = 160 mm;

massimo tiro vite filettata superiore: NSd1 = (72,7 kN)/2 = 36,4 kN < F t,Rd = 48,56 kN,(soddisfacente);Massima azione di taglio (singolo ancorante): VSd1 = VSd/2 = (20,6 kN)/2 = 10,3 kN;ancoranti adottati (inferiormente): 2M10 sezione estremità;classe materiale base C25/30 (minimo): f B = 1,1;

direzione carico di taglio (rispetto brodo cls): f β,V = 2,0 per 90° < β < 180°;influenza distanze da bordi: f AR,V = 1,0 (nessuna);resistenza a taglio (rottura lato cls): V

0Rd,c = 6,5 kN (calcestruzzo non fessurato);

resistenza di progetto a taglio acciaio: VRd,s = 27,8 kN (solo ancorante M10);

resistenza taglio ancorante (rottura lato cls): VRd,c = V0Rd,cf B·f β,V·f AR,V = (6,5)(1,1)(2,0)(1,0) =

= 13,0 kN/ancorante;

resistenza (minima) ancorante: VRd,c = min{VRd,c; VRd,s} = 13,0 kN > VSd1 = 10,3 kN(soddisfacente).



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Diametro foro piastra (fissaggio passante): 17 mm (per posa in opera ancorante);spessore piastra (minimo), verifica rifollamento: 8 mm Fb,Rd = 58 kN > VRd,c = 18,9 kN.



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Interasse (max) pensiline 8050 mm – luce libera 3350 mm

Analisi dei car ichi dominanti agenti verso il basso (accumulo neve)

Analisi dei carichi (nominali): Peso proprio carpenteria metallica: 0,70 kN/m

2;

lattonerie + pannellature: 0,20 kN/m2;


2;

Variabile neve con accumulo: da 6,00 kN/m2 (incastro) a 2,80 kN/m

2 (estremità libera);

(C3.4.5.6 – Circ. 02.02.2009 – n. 617).


2)·(8,05 m) ≈ 9,40 kN/m;

variabili (per accumulo neve): andamento lineare, decrescente.sezione incastro: 1,5·(6,00 kN/m

2)·(8,05 m) = 72,0 kN/m;

sezione estremità libera: 1,5·(2,80 kN/m2)·(8,05 m) = 33,6 kN/m;

► Andamento carico lineare SLU: sezione incastro: (9,4 + 72,0) kN/m = 81,4 kN/m;sezione estremità libera: (9,4 + 33,6) kN/m = 43,0 kN/m;



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Verifica instabilità puntone per carichi dominanti agenti verso l’alto (vento)

Tettoia/pensilina (spiovente orizz.): cp = + 1,2 (effetto portanza sulla pensilina);portanza sulla pensilina: pv = qb·ce·cp+·cd = 7660,0 N/m

2 ≈ 0,77 kN/m

2;

pesi propri (carpenteria metalliche): 0,70 kN/m2; ( contributo favorevole: γG1 = 0,9);

permanenti portati (non strutturali): 0,20 kN/m2 ( contributo favorevole nullo: γG2 = 0);

carico lineare di progetto (SLU): 0,9·(0,70 kN/m2)(8,05 m) + 1,5·(0,77 kN/m

2)(8,05 m) =

= (5,07 + 9,30) kN/m = 4,23 kN/m.

Max compressione (SLU) tubolare: NSd = 10,3 kN ≈ 11 kN;incremento per effetti dinamici (vento): 1,5 NSd,din = 17 kN;si ipotizza uno schema a: cerniere agli estremi;lunghezza libera inflessione: L0y = L0z = L = 4500 mm;carico critico Euleriano: NCR = 420 kN;



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con: MCR = 329 kNm; MC,Rd = 119,7 kNm; Mb,Rd = 105,7 kNm;

Nbz,Rd = 921,4 kN; LT χ = 0,883; kLT = 0,992.

Nota: il risultato si ritiene ragionevolmente accettabile, avendo considerato la presenza di ritegnitorsionali solo agli estremi del profilato portante. Inoltre, per sicurezza, come è possibile notare daldiagramma delle caratteristiche delle sollecitazioni (che qui in basso si riporta per comodità di lettura),si è imposta un’eccentricità al tiro agente sull’estremità a sbalzo del profilato. In questo modo, si èvoluto tenere conto forfetariamente di eventuali incrementi delle sollecitazioni flettenti dovute allaposizione effettivamente imposta per l’ancoraggio del cavo di tiro.

2.6.2 Verifica ancoraggio estremità pensilina (attacco HEB 160 – colonna c.a.)

► Verifica ancoraggio a taglio

Nota: per sicurezza, verrà escluso dal calcolo il contributo dell’angolare alla flangia di attacco sp. 20mm, posizionato sull’estradosso della piattabanda inferiore del profilato HEB160.

◘ VERIFICA BULLONATURAMassimo taglio: VSd = 124,2 kN;schema di vincolo calcolo profilato: cerniera agli estremi;tipo di profilato: HEB160JR;

spessore anima profilato: tw = 8 mm = spessore fazzoletto saldato per bullonatura;bulloni sollecitati su: singolo piano di taglio;taglio su singolo bullone: Fv,Sd = 0,5·VSd = 62,1 kN;si adottano 2M18 cl. 8.8: Fv,Rd = 73,73 kN > Fv,Sd (soddisfacente).

◘ VERIFICA RIFOLLAMENTO LAMIEREVerifica rifollamento lamiere: sp. = tw = 8 mm (limite su larghezza anima profilato);

Coefficiente penalizzazione rifoll. α = 0,417 e1 < 3d0 = 60 mm; p1 < 3,75d0 = 75 mm;resistenza rifollamento anima: Fb,Rd ≈ 62 kN (al limite).

◘ VERIFICA SALDATURE FAZZOLETTICordonatura singola, con: b = sp. = 7 mm;sezione di gola: a = 0,7·b = 4,9 mm;



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materiale saldatura: S275JR;Lunghezza cordoni doppi: lw = (25 + 60 + 25) mm = 110 mm;resistenza al taglio saldatura: lw·a·f vw,d = (110 mm)·(4,9 mm)·(0,2337 kN/mm

2) = 143 kN

Esito verifica saldature: VSd

= 124,2 kN < lw·a·f

vw,d = 143 kN (soddisfacente).

◘ VERIFICA TAGLIO FAZZOLETTI Area al taglio (sezione su fori): At = [(25 + 60 + 25) mm – 2(20 mm)](7 mm) = 490 mm

2;

resistenza di taglio (progetto): VRdz = At·f yd = (490 mm2)(0,272 kN/mm

2) = 133 kN;

esito verifica resistenza: VRdz = 133 kN > VSd = 124,2 kN (soddisfacente).

► Verifica ancoraggi su colonna in c.a.

Massimo tiro su tirante ∅24 – S355JR; RSd = 136 kN (SLU – con accumulo neve);Massima trazione (asse profilato): NSd = 103,4 kN (SLU – con accumulo neve);massimo taglio (verticale): VSdz = 124,2 kN (SLU – con accumulo neve).Sollecitazione flettente estremità (cerniera): MSdy = 0 kNm (da schema di vincolo);

Nota: considerata la relativa maggiore importanza della pensilina in oggetto, per sicurezza, siipotizzerà che il materiale base in cls, in cui annegare le armature di ancoraggio, presenti un’armaturadi confezionamento rada nella zona a livello dell’aggancio della pensilina. In particolare, si è deciso diutilizzare un noto schema di disposizione delle armature, pensato per barre lisce:

Ipotesi semplificativa di materiale base: scarsa aderenza e armatura rada;coefficiente di saldatura dei tondi alla piastra: k = 0,85;incremento per effetti dinamici (vento): ϕ = 1,5 (imposto per sicurezza);

area minima A1: A1 = ϕ ⋅ VSdz/f yd = 1,5·(124,2 kN)/(39,13 kN/cm2) =

= 4,8 cm2 2∅18 = 5,08 cm2;

2M18 – cl 8.8



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larghezza cordoni di saldatura barre-piastra: b = 5 mm (minimo);sezione di gola saldatura: a = 0,7·b = 3,5 mm;materiale saldatura S275JR: f vw,d = 0,2337 kN/mm

2;

lunghezza singolo cordone doppio: 100 mm (minimo);lunghezza complessiva saldatura (cord. doppi): lw = 2·(100 mm) = 200 mm (su singola barra A1);taglio saldatura singola barra A1: VSd1 = 0,5· ϕ ⋅ VSdz = 94 kN;

resistenza taglio saldatura singola barra A1: k·lw·a·f vw,d == 0,85·(200 mm)·(3,5 mm)·(0,2337 kN/mm

2) =

= 139 kN > VSd1 = 94 kN (soddisfacente).con braccio h (minimo): h = 15 cm;area (minima) A2: A2 = (MSdy/h + ϕ ⋅ NSd)/(k·f yd) =

= [(0/15 + 1,5·(103,4)]/(0,85·39,1) = 4,7 cm2

si adottano: 2∅18 = 5,08 cm2 > 4,7 cm2 (soddisfacente). Area cappio inferiore: A3 > 0,5·(5,08 cm

2) = 1∅18,

si impongono in ogni caso: A3 = 2∅18 (almeno).

2.6.3 Verifica tirante ed elementi estremi di connessione

► Verifica sezione tubolare a trazione

Tipo di profilato adottato: tubolare ∅133 (diametro esterno) – sp. 4mm – S235HJR;Massimo tiro nel tubolare: RSd = √[(103,4 kN)

2 + (87,3 kN)

2] = 136 kN;

resistenza di progetto a trazione: f yd = f yk/1,05 = (275 N/mm2)/1,05 = 262 N/mm

2

sezione tubolare a trazione: Amin = RSd/f yd = (136000 N)/(224 N/mm2) = 607 mm

2;

sezione resistente tubolare (trazione): Ares = 1621 mm2 > 607 mm

2 (soddisfacente);

larghezza cordoni saldature (min): a = 4 mm b = 0,7a = 2,8 mm;

sezione res. a trazione saldature: Aw = πdb = 3,14(133)(2,8) = 1170 mm2;

resistenza a trazione saldature anulari: f wv,d Aw = (207,8 MPa)(1170 mm2)/10

3 = 240 kN > RSd

(soddisfacente).resistenza trazione saldature // piatto: f wv,d Aw = (207,8 MPa)[2·(133)·2,8 mm

2]/10

3 = 154 kN > RSd

(soddisfacente).

► Verifica sistema ancoraggio tirante

◘ VERIFICA RESISTENZA PERNO E RIFOLLAMENTO LAMIEREMetodo di verifica: secondo EN 1993-1-8 item 3.13 e D.M.14.01.2008sistema resistente mediante: perno con piatto saldato e piatto con coppiglia;ancoraggio su fazzoletti saldati: in numero di 2 con foro per alloggiamento perno;

Geometrie adottate (vedere schemi ): a = 10 mm; b = 20 mm; c = (24 – 20)/2 = 2 mm;

Calcolo eseguito supponendo: spessori assegnati e perno sostituibile.Tiro di progetto (SLU – acc. Neve): FEd = 136 kN;tiro di progetto (SLE – rara con neve): FEd,serv = 43 kN;diametro e materiale perno: d = 30 mm – S275JR;



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resistenze di progetto acciaio perno: f yp = 27,5 kN/cm2;

f up = 43,0 kN/cm2.

Dati geometrici perno: A = 7,07 cm2;

Wel = 2,65 cm

3.

Coefficienti parziali adottati: γM2 = 1,25; γM0 = 1,05; γM6,ser = 1,0.Resistenze di progetto SLU perno: Fv,Rd = 0,6·A·f up/γM2 = 116,63 kN;

MRd = 1,5·Wel·f yp/γM0 = 104,14 kNcm;Resistenza di progetto SLE perno: MRd,ser = 0,8·Wel·f yp/γM6,ser = 58,32 kNcm;Sollecitazioni di progetto SLU perno: Fv,Ed = 0,5·FEd = 68,00 kN;

MEd = 0,125·FEd·(b + 4c + 2a) = 81,60 kNcm;Esito resistenza SLU perno: (MEd/MRd)

2 + (Fv,Ed/Fv,Rd)

2 = 0,954 < 1 (soddisfacente).

Sollecitazione di progetto SLE perno: MEd,ser = 0,125·FEd,ser ·(b + 4c + 2a) = 25,80 kNcm;esito verifica SLE (perno sostituibile): MRd,ser = 58,32 kNcm > MEd,ser (soddisfacente).

► Verifica rifollamento piatti Materiale piatti: S275JR

Spessore singolo piatto: 10 mmresistenze di progetto piatti: f y = 27,5 kN/cm

2;

f u = 43,0 kN/cm2.

Verifica SLU (accumulo neve):

b,Rd y M0

236 kN piatto centrale 136 kNF 1,5 t d f /

118kN piatto laterale 68 kNγ

>= ⋅ ⋅ ⋅ =

>

Verifica SLE (rara):

b,Rd,ser y M6,ser

99kN piatto centrale 43,0 kNF 0,6 t d f /

50kN piatto laterale 21,5 kNγ

>= ⋅ ⋅ ⋅ =

>

Verifiche tensioni lamiere (perno sostituibile):

Tensione limite di servizio: f h,Ed = 2,5·f y/γM6,ser = 68,75 kN/cm2;

Massime tensioni di contatto (stato limite di esercizio):2

Ed,ser 0

h,Ed 2 2

E F (d d) 59,20 kN/cm (piatto centrale)0,591

d t 59,20 kN/ cm (piatto laterale)σ

⋅ ⋅ − = ⋅ =

esito verifica (SLE): σh,Ed < f h,Ed (soddisfacente).

► Controllo tensioni della connessione del perno mediante modello solido agli elementi finiti

Modelli solidi (“brick”) analizzati: 1 modello con “Hexa8” e 1 con modello con “Hexa16”;

tipo di analisi svolta: statica non lineare;tipo di non linearità considerata: (solo) per materiale con “Hexa8”; per materiale e geometriacon “Hexa16”;

diagramma impiegato (snervamento): σ−ε con pianerottolo allo snervamento f yk = 275 MPa;



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Lamiere e materiale perno: considerati S275JR;elementi di contatto: mdiante elementi “truss” (aste); di opportuna rigidezza;► Schematizzazione contatto perno-lamiere (per evitare l’impiego di elementi “point-contact”):

Elementi “truss” dotati di: elevata rigidezza a compressione:elmenti arancione: schematizzano le compressioni dei punti di

contatto del perno (∅30) con la lamiera centrale (sp. 20 mm);elementi verdi: schematizzano le reazioni di compressioneesercitate dalle lamiere esterne sul perno;

elmenti “truss”: di suffcientemente ridotta rigidezza a trazione (colore blu)

Elementi solidi considerati e schematizzati in contatto (assenza di attriti):



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Piastre esterne (colore blu): sp. 10 mm;piastra interna (colore verde): sp. 20 mm;assenza di attriti: imposta nella simulazione;

numero di “load-step” fissati: 10 0,1÷1,0;carico di progetto SLU: 136 kN (distribuiti sulla piastra centrale mediante elementi link

di tipo “Master-Slave”: tensione uniforme);Geometria complessiva e condizione di carico imposta:

Risultati simulazione (mappatura delle tensioni su punti di integrazione di Gauss) – 10° Load-Step:



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Criterio visualizzazione tensioni: Von Mises;

massime tensioni effettive raggiunte: σmax = 263 MPa ≈ f yk = 275 MPa (accettabile);rapporto tensioni allo snervamento: σmax/f yk = 0,956 (simulazione con Straus7);esito resistenza SLU perno (E.C.3): (MEd/MRd)

2 + (Fv,Ed/Fv,Rd)

2 = 0,954 < 1 (paragonabile).

◘ VERIFICA CORDONI DI SALDATURA (su superfci laterali tondo ∅30 - tirante)Tipo di saldatura prevista: doppi cordoni;resistenza saldature (cordoni doppi): f vw,d = 233,7 N/mm

2 (materiali S275JR);

saldature a cordoni doppi: b = sp. = 6 mm (larghezza minima cordone);sezione di gola: a = 0,7·b = 4,2 mm;massimo tiro nel tondo: R

Sd = 136 kN;

rendimento saldatura su tondo: 0,85;lunghezza minima (singolo) cordone: 0,85·lw > RSd /[2a·f vw,d] =

= (136000 N)/[2·(4,2 mm)·(233,7 N/mm2)] = (70 mm)/0,85

si adotta per sicurezza lw = 100 mm (minimo imposto persingolo cordone di saldatura).

◘ VERIFICA CORDONE DI SALDATURA (piastre accoppiate di attacco perno ∅30 del tirante)Spessore singola piastra: 15 mm;tipo di saldatura prevista: singolo cordone a completa penetrazione su piastra;resistenza saldature (singolo cordone): f vw,d = 233,7 N/mm

2 (materiali S275JR);

saldature a cordoni doppi: b = sp. = 15 mm (larghezza minimo piastra);sezione di gola: a = 0,7·b = 10,5 mm;

massimo tiro nel tirante: RSd = 136 kN;tiro su singola piastra: VSd1 = RSd = 136 kN (imposto per sicurezza)rendimento saldatura imposto: 0,85 (per sicurezza);lunghezza minima cordone (piastra): 0,85·lw > VSd/[a·f vw,d] =

= (136000 N)/[(10,5 mm)·(233,7 N/mm2)] ≈

≈ 60 mm portato a 100 mm per verifica resistenza piastra.Minima sezione verticale piastra: 100 mm x 15 mm (imposta).

► Controllo tensioni massime saldature attacco piastre laterali:



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◘ VERIFICA RESISTENZA PIASTRE SALDATE ≠100X120X15Sollecitazioni di progetto (sulle 2 piastre attraversate dal perno):trazione: NSd = 103,4 kN (orizzontale);taglio: V

Sd = 87,3 kN (verticale)

flettente: MSd = 6,12 kNm (flessione retta).Verificando le sollecitazioni di tensoflessione retta sulla singola piastra:sezione verticale piastra: bxH = 15 mm x 100 mm;modulo resistenza plastico: Wpl = bH

2/4 = (15 mm)(100 mm)

2/4 = 37500 mm

3;

sezione verticale singola piastra: A = bH = (15 mm)(100 mm) = 1500 mm2

numero piastre resistenti: 2 (coppia);tensione flessionale su singola piastra: 0,5MSd/Wpl = 0,5(6,12·10

6 Nmm)/(37500 mm

3) = 82 MPa;

tensione assiale su singola piastra: 0,5NSd/A = 0,5(103,4·103 N)/(1500 mm

3) = 35 MPa;

tensione totale: (82 + 35) MPa = 117 MPa < f yd = 272 MPa (soddisfacente).

Resistenza al taglio plastico: Vpl = (f yd/√3)bH = 235 kN;taglio su singola piastra: 0,5·VSd = 0,5·87,3 kN < 0,5Vpl = 117 kN (soddisfacente).



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► Verifica ancoraggio mediante tirante su colonna in c.a.Nota: si utilizza una variante equivalente dello schema di carico-vincolo riportanto alla pag. 14, chequi si riporta per comodità di lettura. Le aree A1 e A2 come anche il cappio verranno entramberipiegate verso il basso:

Azione verticale di taglio: VSd = 87,3 kN;componente orizzontale di trazione: NSd = 103,4 kN;massimo tiro (componente vettoriale): RSd = 136 kN;

eccentricità perno da superficie esterna flangia: δ = 70 mm;sollecitazione flettente (per eccentricità VSd): MSd = VSd·δ = (87,3 kN)(0,07 m) = 6,12 kNm. Area minima A1: VSd/f yd = (87,3 kN)/(39,1 kN/cm

2) = 2,23 cm

2;

si adotta almeno: 1∅20 = 3,14 cm2 > 2,23 cm2 (soddisfacente).Distanza verticale baricentro barre resistenti: h = 160 mm;area (minima) A2: A2 = (MSdy/h + NSd)/(k·f yd) = (1,15 + 1,56) cm

2 =

= 2,71 cm2

si adotta almeno: 1∅20 = 3,14 cm2 > 2,71 cm2 (soddisfacente). Aree A1 + A2 (complessivi): n. 2∅20 = 6,28 cm

2 > (2,23 + 2,71) cm

2 = 4,94 mm

2

ripiegate ad uncino verso il basso. Area cappio inferiore: A3 > NSd/(2f yd·k) = 1,56 cm

2,

si adotta per uniformità una barra ∅20: A3 = 1∅20 = 3,14 cm2 > 1,56 cm

2 (soddisfacente).

2.6.4 Verifica profilati HEB160 trasversali – S355JR

interasse (max) appoggi 8050 mmCarichi (SLU) dalla copertura:pesi propri e permanenti portati: [1,3·(0,6 + 0,3) kN/m

2](1,20 m) = 1,40 kN/m;

sovraccarichi (accumulo) neve a stesa

uniforme e costante di 6,00 kN/m2 1,5·(6,0 kN/m2)·(1,20 m) = 10,8 kN/m;luce effettiva travi trasversali: L = 8,05 m (massimo);



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Carico lineare di progetto (SLU): p = (1,40 + 10,8) kN/m = 12,2 kN/m;sistema di vincolo adottato: semplice appoggio;flettente di progetto: MSdy = 0,125·p·L

2 = 0,125·(12,2 kN/m)·(8,05 m)

2 = 98,8 kNm;

tagliante di progetto: VSdz = 0,5·p·L = 0,5·(12,2 kN/m)·(8,05 m) = 49,1 kN.

► Verifica azioni taglianti: VSdz = 49,1 kN < 0,5·Vplz,Rd = 0,5·(343 kN) = 171 kN (soddisfacente, impegna l’anima: E.C.3 - #5.4.6).

► Verifica flessione sez. classe 1 – E.C.3 #5.5.4.(1) Sollecitazione flessionale: MQ = 98,8 kNm;

βM = 1,3; µ = – 2,04; ky = 1,0; Mc,Rd1 = 119,7 kNm; L0y = L;

y Sdy

cy,Rd1

k M

M

⋅= 1(98,8)/(119,7) = 0,83 < 1 (soddisfacente).

► Verifica instabilità flessotorsionale sez. classe 1-2 – E.C.3 #5.5.4(2) Necessità di ritegni torsionali: si max 3,50 m l’uno dall’altro;luce (massima) tra vincoli torsionali: L0z = 3,50 m (massimo assunto);

LT Sdy

b,Rd

k M

M

⋅= 1(98,8)/(101,2) = 0,98 < 1 (soddisfacente);

con: MCR = 253,5 kNm; Mc,Rd = 119,7 kNm; Mb,Rd = 101,2 kNm;

LT χ = 0,846; kLT = 1,0.

◘ VERIFICA CONNESSIONI DI ATTACCOSchema di vincolo estemità: cerniera;sollecitazione di taglio: VSd = 49,1 kN.

Profilato trasversale HEB160



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◘ VERIFICA BULLONATURA (2 bulloni)Taglio (minimo) su singolo bullone: 0,5·VSd = 24,6 kN (singolo piano di taglio);incremento per effetti dinamici vento: ϕ = 1,5 (imposto per sicurezza);

incremento per effetti torcenti: + 30% (imposto per sicurezza);tensione di taglio (singolo piano): Fv,Sd = 1,5·1,30·(24,6 kN) = 48 kN;Bulloni utilizzati: 2 M16 – cl. 8.8 – area sezione filettata 192 mm

2;

esito verifica bullone: Fv,Rd = 60 kN > Fv,Sd = 48 kN (soddisfacente);(singolo piano di taglio).

◘ VERIFICA RIFOLLAMENTO LAMIERESpessore flange attacco: sp. 6 mm (minimo);diametro foro: d0 = 20 mm;resistenza a rifollamento: Fb,Rd = 97 kN > Fv,Rd = 60 kN > Fv,Sd = 48 kN;

(soddisfacente).

◘ VERIFICA SALDATURE ATTACCO FLANGETaglio portato dalla sola saldatura: posta sulla superficie b della piattabanda (per sicurezza);Spessore piattabande: tf = 13 mm;larghezza piattabanda: b = 160 mm;spessore (minimo) flange: sp. 6 mm;spessore cordoni saldatura: b = sp. = 6 mm;altezza sezione di gola: a=0,7·b = 4,2 mm;materiali da saldare: S275JR;lunghezza minima (singolo) cordone: lw > 2Fv,Sd/[a·f vw,d] = 2(48000 N)/[(4,2 mm)·(233,7 N/mm

2)] =

= 100 mm;lunghezza cordoni su piattabanda: b = 160 mm > 100 mm (soddisfacente).

2.6.5 Verifica profilato di testa: UPN300 – S275JRinterasse (max) appoggi 8050 mm

Nota: per sicurezza, si ipotizza che tutti i profilati che intercettano il profilato di chiusura UPN300agiscano come parte dei carichi distribuiti agenti: profilato UPN300 portante in condizioni di sempliceappoggio agli estremi.

Carichi (SLU) dalla copertura:pesi propri e permanenti portati: [1,3·(0,6 + 0,3) kN/m

2](0,60 m) = 0,70 kN/m;

sovraccarichi (accumulo) neve: 1,5·(6,0 kN/m2)·(0,60 m) = 5,40 kN/m;

luce effettiva travi trasversali: L = 8,05 m (massimo);

2M16 – cl 8.8



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Sollecitazione flettente (progetto): MSdy = 95,2 kNm;sollecitazione tagliante (progetto): VSdz = 47,6 kN;Esito verifica taglio: 0,5·Vply,Rd = 0,5·(468 kN) = 234 kN > VSdz = 47,6 kN,impegna l’anima: E.C.3 - #5.4.6 (soddisfacente);

► Esito verifica a flessione deviata: momento plastico y-y: Wply-y = 632 cm3;momento plastico z-z: Wplz-z = 130 cm

3;

MSdy/Mcy,Rd + MSdz,MAX/Mcz,Rd = (95,2)/(165,5) + (14,46)/(34,05) = 1 (imposto),

con momento residuo attorno a z-z: MSdz,MAX ≈ 14,5 kNm (accettabile).

► Verifica connessioni di continuità UPN300 – S275JR Schema statico e sollecitazioni lungo il profilato di testa (UPN300) considerato continuo (con cariconeve a stesa uniforme e costante di 6,00 kN/m

2):

Di seguito, la disposizione dei profilati UPN300 e lo schema dei carichi distribuiti di progetto (SLU, conaccumulo neve) per poterli posare in opera mediante bullonatura a taglio in testa:



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Nota bene: cerniere disposte in posizione delle connessioni a taglio.

Sezioni giuntate imposte: su sezioni a momento flettente nullo;unica sollecitazione sulla giunzione: taglio VSd, max = 30 kN;connessione con: 2M12 – cl 8.8;resistenza singolo piano di taglio: Fv,Rd = 32 kN;

resistenza connessione (2M12): 2Fv,Rd > VSd, max = 30 kN (soddisfacente);spessore minore lamiere: sp. 10 mm interasse 120 mm (verticale);resistenza rifollamento: Fb,Rd = 86,4 kN > Fv,Rd = 32 kN (soddisfacente).

2.6.6 Verifica controventature di falda per vento radente

Nota: la pensilina in oggetto presenta i profilati HEB160 trasversali e relativi ritegni trasversali comecontroventature alle azioni radenti del vento, con vento come azione dominante e assenza di

accumulo neve. Per sicurezza, si disporranno comunque due tondi ∅12 disposti a croce (24° rispettosviluppo longitudinale pensilina) sui due quadranti di falda agli estremi dell’intera tettoia, in modo dalimitare ulteriormente le oscillazioni dovute agli attriti dei venti.

Vento tangenziale (su tettoia): pf = qb·ce·cf = 25,5 N/m2 ≈ 0,026 kN/m2.Superficie investita: (50 m)(3,40 m) = 170 m

2;

azione tangenziale vento (progetto): E = 1,5·pf ·A = 1,5·(0,026 kN/m2)(170 m

2) = 6,63 kN;

azione di progetto tirante: TSd = E/cos(24°) ≈ 8 kN;

tensione di progetto: σmax = TSd/A = (8000 N)/(113 mm2) = 71 MPa;

Esito verifica sezione tirante: σmax/f yd = (71)/(272) = 0,3 < 1 (soddisfacente).



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2.6.7 Verifiche stato limite di esercizio parti in carpenteria metallica

Nota: si ritiene ragionevole effettuare le verifiche di deformabilità (controllo frecce di inflessione)

considerando il solo contributo dell’azione della neve in condizioni transitorie (1,30 kN/m2

), in assenzaquindi di incremento per accumuli. Si riportano, di seguito, le frecce di inflessione per la combinazioneSLE-rara: 1,0x(pesi propri + permanenti portati) + 1,0x(neve)

profi lato longit udinale HEB160

Luce effettiva appoggi:L = 3400 mm;Nodal Displacements:Dx = 0,000 mmDy = 10,17 mm < L/250 = (3400 mm)/250 = 13,6 mm (soddisfacente);

At local pos.: 1,40 m.

profi lato t rasversale HEB160

Luce effettiva appoggi:L = 8000 mm;Nodal Displacements:Dx = 0,000 mm

Dy = 28,32 mm < L/250 = (8000 mm)/250 = 32,0 mm (soddisfacente); At local pos.: 4,025 m.

profi lato di chiusu ra trasversale UPN300

Luce effettiva appoggi:L = 8000 mm;Nodal Displacements:Dx = 0.000 mm



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Dy = 4,33 mm < L/250 = (8000 mm)/250 = 32,0 mm (soddisfacente); At local pos.: 4,025 m.



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interasse pensiline 1000 mm – luce appoggi 4000 mm

Analisi dei carichi (nominali):

Peso proprio carpenteria metallica: 0,60 kN/m2

;lattonerie + pennellature: 0,60 kN/m

2;


2;

Variabile neve con accumulo: 6,00 kN/m2 (uniforme);

(C3.4.5.6 – Circ. 02.02.2009 – n. 617).


2)·(1,00 m) ≈ 1,6 kN/m;

variabili (per accumulo neve): 1,5·(6,00 kN/m2)·(1,00 m) = 9,0 kN/m;

► Andamento carico lineare SLU: carico stesa uniforme: p = (1,6 + 9,0) kN/m = 10,6 kN/mschema statico di vincolo: trave incastro-appoggio scorrevole;

2.7.1 Verifica HEA 100 (incastro – appoggio scorrevole)

Sollecitazioni flettenti (progetto): MSdy1 = 19,9 kNm;MSdy2 = – 12,4 kNm;

forza assiale (progetto) su profilato: NSd = 0 kN (1 estremità con appoggio scorrevole);sollecitazione tagliante (progetto): VSdz = 26,2 kN;tipo di profilato: HEA100 S275JR EN 10025/2002 (ex UNI 7070/82);larghezza piattabanda: b = 100 mm;spessore piattabanda: tf = 8 mm.

Appoggio scorrevole



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► Verifica azioni taglianti: VSdz = 26,2 kN < 0,5·Vplz,Rd = 0,5·(114 kN) = 57 kN (soddisfacente, impegna l’anima: E.C.3 - #5.4.6).► Verifica instabilità flessotorsionale (in assenza di forze assiali: E.C.3 - #5.5.4(2)

Tipo di profilato: HEA100 in classe 1 e 2;forza assiale di progetto: NSd = 0 kN (estremità con appoggio scorrevole);Sollecitazioni flettenti (progetto): MSdy1 = 19,9 kNm; MSdy2 = – 12,4 kNm;distanza ritegni torsionali trave: Ltors = L = 380 cm (luce effettiva profilato libero);

βM = 2,236; m = 0,650; ky = 1,0; Mcy,Rd = 21,74 kNm.

LT Sdy

b,Rd

k M

M

⋅= 1,0(19,9)/(19,86) ≈ 1,0 (al limite);

con: MCR = 80,27 kNm; MC,Rd = 21,74 kNm; Mb,Rd = 19,86 kNm;

LT χ = 0,914; kLT = 1,0.

2.7.2 Verifiche stato limite di esercizio parti in carpenteria metallicaNota: si ritiene ragionevole effettuare le verifiche di deformabilità (controllo frecce di inflessione)considerando il solo contributo dell’azione della neve in condizioni transitorie (1,30 kN/m

2), in assenza

quindi di incremento per accumuli. Si riportano, di seguito, le frecce di inflessione per la combinazioneSLE-rara: 1,0x(pesi propri + permanenti portati) + 1,0x(neve)

Luce effettiva appoggi:L = 4000 mm;Nodal Displacements:Dx = 0,000 mmDy = 5,50 mm < L/250 = (4000 mm)/250 = 16,0 mm (soddisfacente); At local pos.: 2,29 m.


TIPOLOGIA ANCORANTI MECCANICI

tipi di ancoranti meccanici previsti: pesanti, tipo Hilti – HSL-3G (o similari);bulloni: classe 8.8, DIN EN ISO 898-1;



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2.8 STRUTTURA METALLICA A SUPPORTO LAMIERA STIRATA DI FACCIATA

2.8.1 Verifica arcareccio Omega 100x50x2x30 a supporto rete stirataSchema di vincolo: cerniera estremi: trave appoggiata in flessione deviata;

► Analisi carichi nominali: peso proprio struttura supporto: 0,25 kN/m

2 (compreso peso proprio “OMEGA”);

incidenza peso lamiera stirata: 0,10 kN/m2.

Variabili vento: classe B; zona IV; “z” fino a 8 m cpe =0,8; cpi =0,5;(Circolare 02.02.2009 n. 617);

azione sopravento: p+ = 0,68 kN/m2;

azione sottovento: p- = 0,20 kN/m2;

► Geometrie: interasse (verticale) profili “OMEGA”: int = 100 cm (max);

luce (orizzontale) profilo “OMEGA”: L = 2,60 m (max);tipo di profilato: OMEGA 100x50x2x30 classe IV;

Dati geometrie e sistema di riferimento sezione.

Area influenza (sopravvento): int x L = 2,60 m2 (max);

profilato sottoposto a: flessione deviata con cerniere agli estremi.

► Carichi lineari di progetto SLE-rara Carico lineare (pesi/permanenti): [(0,25 + 0,10) kN/m

2](1,00 m) = 0,35 kN/m

(retta d’azione // al lato b del profilato);carico lineare (vento) p+: (0,68 kN/m

2)(1,00 m) = 0,68 kN/m.

► Carichi lineari di progetto SLU

Carico lineare (pesi/permanenti): Gd = 1,3·[(0,25 + 0,10) kN/m2](1,00 m) = 0,46 kN/m(retta d’azione // al lato b del profilato);

carico lineare (vento) p+: Pd+ = 1,5·(0,68 kN/m2)(1,00 m) = 1,02 kN/m.

► Sollecitazioni di progetto SLU Flettente (per vento orizzontale): MSdy = 0,125·Pd+·L

2 = 0,125(1,02 kN/m)·(2,60 m)

2 = 0,86 kNm;

taglio (per vento orizzontale): VSdvento = 0,5·Pd+·L = 1,33 kN;

flettente (per carichi verticali): MSdz = 0,125·Gd·L2 = 0,125(0,46 kN/m)·(2,60 m)

2 = 0,39 kNm;

taglio (per carichi verticali): VSdvert = 0,5·Gd·L = 0,60 kN;

► Parametri di resistenza SLU – sezione efficace (profilo classe IV) Modulo resistenza y-y: Wy,min = 15,64 cm

3;

z-z

y-y



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modulo resistenza z-z: Wz,min = 7,81 cm3;

taglio resistente asse z-z: VRd,z = 48 kN;taglio resistente asse y-y: V

Rd,y = 11 kN

► Esiti verifiche SLU – sezione efficace Flessione deviata: MSdy/Wy,min + MSdz/Wz,min = (86)/(15,64) + (39)/(7,81) =

= 10,5 kN/cm2 = 105 MPa < f yd = 230 MPa (soddisfacente).

Esito taglio: VSdvento = 1,33 kN < VRd,z = 48 kN (soddisfacente);VSdvert = 0,60 kN < VRd,y = 11 kN (soddisfacente).

► Esiti verifiche deformazioni in SLE-rara – sezione efficace f y = -2,7 mm x = 1300 mm;f z = 2,36 mm x = 1300 mm;Rapp. l/f = 9.6E+02 freccia < luce/ 300 (soddisfacente).

2.8.2 Verifica tubolare 100x80x4 (telaio portante mascheramento rete stirata di facciata)La disposizione del tubolare di sezione 80x100x4 – S235HJR (UNI EN 10210-1), con interasse 2,60 m(max) è la seguente:

Nota: il peso del tubolare portante (verticale) e della mascheratura (1,20 kN/m) è assorbito dall’azionedi taglio di 3 ancoranti meccanici disposti sul bordo della struttura di copertura. L’interasse degliancoranti e la loro posizione dai bordi è tale che, unitamente alle ridotte sollecitazioni agenti dovute ai

soli pesi risultano abbondantemente sufficienti in tutto 3 ancoranti pesanti M12, (vedere diagrammisollecitazioni più avanti: ciascun singolo ancorante sollecitato da 13 kN di taglio e 2,2 kN di trazione).

► Analisi dei carichi (nominali): pesi propri e permanenti portati: 0,35 kN/m

2.

Variabili vento: classe B; zona IV; “z” fino a 8 m cpe =0,8; cpi =0,5;

2 tasselli M10 - puntone

3 Tasselli M12



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(Circolare 02.02.2009 n. 617);azione sopravento: p+ = 0,68 kN/m

2;

azione sottovento: p- = 0,20 kN/m2;

► Carichi lineari di progetto (SLU) Pesi e permanenti portati: g = 1,3·(0,35 kN/m

2)·(2,60 m) = 1,20 kN/m;

variabile vento (sopravento): q+ = 1,5·(0,68 kN/m2)·(2,60 m) = 2,65 kN/m;

variabile vento (sottovento): p- = 1,5·(0,20 kN/m2)·(2,60 m) = 0,78 kN/m;

► Sollecitazioni di progetto sul tubolare di sez. 80x100x4 – S235HJR:

COMB1. 1,3x(pesi + perman) + 1,5x(sopravvento +0.8) “+” 1,5x(sottovento + 0,5)

SLU comb. statica vento = +2,65+0,78 KN/m Normale (assiale) SLU

A

B

A

B



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Taglio SLU Momento SLU

► Massime sollecitazioni di progetto sul tubolare 80x100x4 S235HJR (resistenza/instabilità):

sollecitazione flettente: MSd = 2,52 kNm;

azione assiale: NSd = 10,2 kN (compressione);sollecitazione di taglio: VSd = 4,3 kN.Distanza tra le due cerniere A-B: L AB = 1,90 m (lungo asse tubolare);Lunghezza inflessione tubolare: L0AB = 2·L AB = 2·(1,90 m) = 3,80 m

(schema di mensola isostatica);

► Esito verifica instabilità presso flessione:

Applicando per brevità e sicurezza un momento costante MSd = 2,52 kNm lungo un’asta lunga L0AB =3,40 m, di medesima sezione del tubolare a verifica, considerata incastrata a mensola, e imponendoun carico assiale centrato NSd = 10,2 kN sull’estremità libera, si ottiene un moltiplicatore critico diEulero pari a mCR = 4,6 > 4. Il tronco di asta L = 1,90 m (compreso tra le due cerniere “A” e “B”) puòconsiderarsi verificato all’instabilità in condizioni di presso flessione.

► Esito verifica resistenza sezione tubolare 80x100x4 S235HJR: verifica semplificata in sicurezza

Modulo resistenza tubolare: Wel,y ≈ (8 cm)(0,4 cm)(10 cm – 0,4 cm) = 30,7 cm3;

sollecitazione flessionale: MSdy = 252 kNcm;area reagente all’azione assiale: AN,min = 2(8 cm)(0,4 cm) = 6,4 cm

2;

sollecitazione assiale: NSd = 10,2 kN (compressione).area reagente al taglio: AT,min = 2(10 cm)(0,4 cm) = 8,0 cm

2;

sollecitazione di taglio: VSd = 4,3 kN.

Tensione massima presso flessione: σmax ≈ NSd/AN,min + MSdy/Wel,y = (10,2/6,4) + (252/30,7) == 9,80 kN/cm

2 = 98 MPa;

A

B

A

B



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tensione massima di taglio: τmax ≈ VSd/AT,min = (4,3)/(8) = 0,55 kN/cm2 ≈ 6 MPa;

Tensione ideale Von Mises: 2 2id

3σ σ τ = + = 98,2 MPa < f yd = 232 MPa (soddisfacente).

2.8.3 Verifica puntone e ancoraggio sulla nervatura di copertura

► Verifica instabilità puntone e connessione Lunghezza puntone: L = 315 cm (asse bulloni estremità);massima sollecitazione assiale: NSd = 12,2 kN (compressione);profilato L a lati uguali (minimo): L80x80x6 – S235JR;schema di vincolo: asta incernierata agli estemi (TRUSS);lunghezza libera inflessione: L0v = 315 cm

snellezza attorno asse inerzia minore: λv-v = 200;curva di instabilità: c;

coefficiente di imperfezione: α = 0,49;resistenza di progetto instabilità:bv,Rd A yd M1

N A f / χβ γ = ⋅ = 36,6 kN > NSd = 12,2 kN;

attorno asse d’inerzia minore (soddisfacente).

Bullone estremità (diametro minimo): M10 – cl 8.8 Fv,Rd = 22,27 kN (su singolo piano taglio);esito verifica bullone: NSd = 12,2 kN < Fv,Rd = 22,27 kN (soddisfacente);fazzoletti per bullonatura sp. min: 5 mm – S275JR diametro foro d0 = 11 mm;rifollamento lamiera fazzoletto: sp. min 5 mm Fb,Rd = 43 kN > Fv,Rd = 22,27 kN,

(soddisfacente);

► Verifica connessione saldata puntone- piastra ancoraggio su nervature

Sollecitazioni di progetto (SLU) connessione saldata:

flettente: MSd = 3,4 kNm;assiale (trazione): NSd = 8,8 kN;taglio: VSd = 8,4 kN.Tipo di profilato: tubolare 100x100x4 – S235JR;larghezza cordoni saldatura: b = 4 mm;sezione di gola cordone: a = 0,7·b = 2,8 mm.

Ipotesi adottate: saldature a taglio portate dai cordoni singoli paralleli alla dimensione maggiore l maxdel tubolare (100 mm); saldature a flessione portate dai cordoni singoli paralleli alla dimensioneminore lmin del tubolare (80 mm); saldature a trazione pura portata da tutti i cordoni (tensioneuniforme). Calcolo saldature con metodo semplificato: E.C.3 - #6.6.5. Calcolo sollecitazioni su cordonidi saldatura impiegando principio di sovrapposizione degli effetti (campo di resistenza lineare).

Area saldatura resistentee al taglio (1): Aw,t = 2·lmax·a = 2·(100 mm)·(2,8 mm) = 560 mm2;area saldatura resistente flessione (2): Aw,fl = lmin·a = (100 mm)·(2,8 mm) = 280 mm

2;

distanza baricentri Aw,fl: δ = lmax + b = 104 mm.

Area saldatura resistente a trazione: Aw,N = A = 1376 mm2 (sezione trasversale profilato);

Tensione di trazione su saldatura (2): σ ⊥ = NSd/Aw,N + MSd/(δ·Aw,fl) =

= (8800)/(1376) + (3,4·106)/[(104)(280)] = 123 N/mm

2;

materiali da saldare: S235JR f vw,d = 207,8 N/mm2;

Verifica su saldatura (1):τ

σ = NSd/Aw,N + VSd/Aw,t = (8800)/(1376) + (8400)/(560) =

= 21 N/mm2 < f vw,d = 207,8 N/mm

2 (soddisfacente).



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Verifica su saldatura (2): σ ⊥ = 123 N/mm2 < f vw,d = 207,8 N/mm

2 (soddisfacente).


TIPOLOGIA ANCORANTI MECCANICI

tipi di ancoranti meccanici previsti: pesanti, tipo Hilti – HSL-3G (o similari);bulloni: classe 8.8, DIN EN ISO 898-1;



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◘ ANCORAGGIO PUNTONE PIASTRA CON TASSELLI SU NERVATURE

Sollecitazioni di progetto (SLU): NSd = 8,8 kN (traz.); VSd = 8,8 kN; MSd = 3,4 kNm.

Piastra di appoggio: 250x200x12 – S275JRDiametro del foro nella piastra: 17 mm;ancorante scelto: di tipo pesante M10 – tipo Hilti HSL-3G (o similari);coppia di serraggio: 0,035 kNm;diametro del foro nel materiale base: 15 mm;profondità del foro nel materiale base: 90 mm;spessore minimo materiale base: 140 mm;



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► Verifica resistenza piastra di base

Sollecitazioni di progetto piastra: NSd = 8,8 kN (trazione);MSd = 3,4 kNm.

Condizioni di presso flessione retta:

Dimensioni piastra: ≠250x200x12 – S275JR;Larghezza piastra: b = 200 mm;spessore (minimo) piastra: s = 12 mm (min. richiesto per ancoranti meccanici);materiale piastra: S275JR;materiale di appoggio, resistenza: C25/30 – considerata inizialmente nella verifica;



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Tipo di diagramma σ−ε calcestruzzo a rottura: “stress-block”;posizione asse neutro da fibra compressa: x = 22,7 mm;

momento resistente cls (materiale base): MxRd = 6,10 kNm > MSd = 3,4 kNm (soddisfacente);risultante compressioni sulla piastra: RSd = f cd C25/30·b·x = (14,17 MPa)(200 mm)(22,7 mm)= 64332 N = 64,3 kN;

sollecitazione flettente sulla piastra: MSdp C25/30 = RSd·0,5·x = (64332 N)·0,5·(22,7 mm) == 730168 Nmm;

modulo resistenza plastico piastra: Wpl = bs2/4 = (200 mm)(12 mm)

2/4 = 7200 mm

3;

materiale piastra: S275JR f yd = 262 MPa;esito verifica resistenza piastra: MSdp C25/30/[Wpl·f yd] = (730168)/[(7200)·(262)] = 0,4 < 1

(soddisfacente).



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2.9 Strutture a box in carpenteria metallica in copertura centro commerciale

2.9.1 Verifica strutture portanti trasversali: portale

► Geometria dei telaio resistente:

Telaio schematizzato: tridimensionale;ipotesi di calcolo: considerati solo controventi a trazione;colonne considerate: incernierate in testa e al piede;traverse considerata: incernierata tra le colonne;

controventature: tondi a trazione ∅10;colonne: HEA120;traverse: IPE160;altezza colonne: h = 3700 mm;luce traverse: L = 5500 mm;

interasse portali: 2500 mm;

Modello aste-nodi per resistenza telaio trasversale (analisi statica lineare):

Strutture portanti ipotizzate: completamente protette al fuoco tramite pannature REI(riferimento a dettagli disegni esecutivi).

Pannelli ignifughi disposti: internamente alle strutture (protezione per incendio interno);Peso pannelli ignifughi (stimato): 0,22 kN/m

2.

Baraccatura disposta: esternamente, appoggiata alla base e in sommità, scaricandosui due nodi di estremità delle colonne le azioni dovute alvento;

Pannelli di copertura e di parete: di tipo metallico, gracato e precoibentato;peso stimato lamiere (baraccature): 0,05 kN/m

2 circa;

cerniera

tondo ∅10 – S235JR

Direzione X risultante azioni ventocon tiranti tutti in trazione

Nota: le sollecitazioni flettenti sullecolonne, calcolate per vento // X,verranno imposte agenti

contemporaneamente ancheattorno all’asse d’inerzia minore(per semplificare); verificandol’instabilità per inflessione attornoall’asse debole della sezioneHEA120.



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► Analisi dei carichi (caratteristici):

incidenza pannelli ignifughi (copertura): 0,22 kN/m2 (ancorati sull’intradosso delle traverse);incidenza pannelli di copertura: 0,05 kN/m

2 (fissati sull’estradosso delle traverse);

complessivo su traversa: Gk1 = (0,22 + 0,05) kN/m2 = 0,27 kN/m

2;

neve (assenza di accumuli): Qk1 = 1,30 kN/m2.

Azione dei venti sulle baraccature (verticali):dati di progetto: classe B; zon IV; z fino a 9 m circa;sopravento: p+ = 0,68 kN/m

2 cpe = + 0,8;

sottovento: p- = 0,15 kN/m2 cpi = – 0,4;

Azioni dovute a imperfezioni geometriche (E.C.3 #5.2.4.3):

s c 0K Kφ φ = ⋅ ⋅ = 1,0·(1,0)·(1/200) = 1/200;

forza orizzontale equivalente: Heq = φ ·NSd1 (agente su ciascuna colonna).

Nota: tenuto conto della relativa leggerezza della struttura nel suo insieme, le inerzie sismiche nonsono state considerate perché di entità inferiore alle sollecitazioni derivanti dall’azione di vento eneve.

► Azioni di progetto e schemi di carico: Interasse longitudinale portali: 2,50 m;altezza colonne (incastro-cerniera): h = 3,70 m;luce traversa portale: L = 5,50 m.

Carichi lineari (caratteristici) su traversa:pesi propri portati: gk = (0,27 kN/m

2)(2,50 m) = 0,68 kN/m;

neve (in assenza di accumuli): qk = (1,30 kN/m2)(2,50 m) = 3,25 kN/m;

azioni (caratteristiche) su nodo di testa della colonna (vento):sopravento: Fvk(+) = 0,5·(3,70 m)(0,68 kN/m

2)(2,50 m) = 3,15 kN;

sottovento: Fvk(-)= 0,5·(3,70 m)(0,15 kN/m2)(2,50 m) = 0,70 kN.

◘ Comb1 Carichi di progetto (SLU) in testa alla colonna (neve dominante):azione assiale: NSd1 = (1,3gk + 1,5qk)L/2 = 15,8 kN;

azione laterale (in testa-cerniera): Heq = 02ψ 1,5Fvk(+) + φ ·NSd1 = 2,91 kN;

flettente al piede: MSd,y = 0 (cerniera);

◘ Comb2 Carichi di progetto (SLU) in testa alla colonna (vento dominante):

azione assiale: NSd1 = (1,3gk + 02ψ 1,5qk)L/2 = 9,13 kN;

azione laterale (in testa-cerniera): Heq = 1,5Fvk(+) + φ ·NSd1 ≈ 5 kN.flettente al piede: MSd,y = 0 (cerniera);

◘ Comb3 Carichi di progetto (SLE-rara) in testa alla colonna (neve dominante):azione assiale: NSk1 = (gk + qk)L/2 = 10,81 kN;

azione laterale (in testa-cerniera): Heqk = 02ψ Fvk(+) + φ ·NSk1 = 1,95 kN.

◘ Comb4 Carichi di progetto (SLE-rara) in testa alla colonna (vento dominante):

azione assiale: NSk1 = (gk + 02ψ qk)L/2 = 6,34 kN;



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azione laterale (in testa-cerniera): Heqk = Fvk(+) + φ ·NSk1 = 3,18 kN.



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► Esito verifica SLE (colonne):

Combinazione dei carichi peggiore: SLE-rara (con vento dominante):1,0x(pesi+perm.) + 0,7x(neve) + 1,0x(vento) + 1,0x(Imperf.).

Massimo spostamento DX ≈ 4÷5 mm < h/300 = (3700 mm)/300 = 12,3 mm (soddisfacente).

► Esito verifica SLE (traversa):

Combinazione dei carichi peggiore: SLE-rara (con neve dominante):1,0x(pesi+perm.) + 1,0x(neve) + 0,7x(vento) + 1,0x(Imperf.).



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Massimo spostamento DZ ≈ 22 mm < h/250 = (5500 mm)/200 = 27,5 mm (soddisfacente).

► Sollecitazioni di progetto nelle aste: Combinazione dei carichi: SLU(con neve dominante):

1,3x(pesi+perm.) + 1,5x(neve) + 1,05x(vento) + 1,5x(Imperf.).

Massima compressione sulle colonne: NSd,max = 17,4 kN;massima trazione nei controventi: NST = 3,6 kN.

Combinazione dei carichi: SLU(con vento dominante):1,3x(pesi+perm.) + 1,05x(neve) + 1,5x(vento) + 1,5x(Imperf.).



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Massima compressione sulle colonne: NSd,max = 13,5 kN;massima trazione nei controventi: NST = 5 kN.

Combinazione dei carichi: SLU(con neve dominante):1,3x(pesi+perm.) + 1,5x(neve) + 1,05x(vento) + 1,5x(Imperf.).

Massima compressione sulle colonne: NSd,max = 17,4 kN;massima trazione nei controventi: NST = 3,6 kN.

Combinazione dei carichi: SLU(con vento dominante):1,3x(pesi+perm.) + 1,05x(neve) + 1,5x(vento) + 1,5x(Imperf.).



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Massimo tagliante alla base delle colonne: VSd = 5 kN.

Massima flessione colonne: MSd,y = 4,4 kNm;

2.9.2 Verifiche resistenza elementi portanti telaio

► Verifica SLE traversa-telaio Schema di vincolo: trave isostatica, nel piano;luce trave: L = 5,50 m;interasse longitudinale traverse: 2,50 m;profilato scelto: IPE160 – S235JR (pp. 16 kg/m;)momento d’inerzia (lato forte): J = 869,3 cm

4;

pesi propri portati (caratteristici): gk = 0,68 kN/m;neve (nom. in assenza di accumuli): q

k = 3,25 kN/m;



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Permanenti + peso proprio: 0,84 kN/m;variabile neve: 3,25 kN/m;combinazione SLE: rara 1,0x(pesi+permanenti) “+” 1,0x(neve);Massima freccia: f

el,max = (5/384)·(0,408611)(5500

4)/[(21000)(8690000)] =

= 26,7 mm < L/200 = 27,5 mm (soddisfacente).

► Verifica SLU traversa Carico lineare (SLU): 1,3gk + 1,5qk = 5,76 kN/m;Massima sollecitazione flettente: MSd,y = 0,125·puL

2 = 0,125(5,76 kN/m)(5,50 m)

2 = 21,78 kNm;

massima sollecitazione di taglio: VSd,z = NSd1 = (1,3gk + 1,5qk)L/2 = 15,8 kN;

verifica taglio (impegna l’anima): 0,5·Vpl,z = 62,4 kN > VSd,z = 15,8 kN (soddisfacente);verifica flessione retta: Mcy,Rd = 27,73 kNm > MSd,y = 21,78 kNm (soddisfacente).

► Verifica presso flessione per concomitante azione dei controventi di falda NSd,max in condizioni di pressoflessione: NSd,max = 7,80 kN (calcolato);

ponendo: MQ = MSd,y = 21,78 kNm; β = 1,3; k = 1,025;Mc,Rd1 = 27,73 kNm; Nb,Rd,min = 39,98 kN,

si calcola infatti:y QSd,max

b,Rd,min cy,Rd1

k MN

N M

⋅+ =

= (7,8)/(39,98) + 1,025·(21,78)/(27,73) = 1,000 (imposto).

Massima risultante controventi falda: Heq = 1,5Fvk(+) + φ ·NSd1 ≈ 5 kN < NSd,max = 7,80 kN(soddisfacente: compressione su traversa entro il limite).

► Verifica resistenza SLU colonne HEA120

Materiale acciaio: S235JR;metodo di calcolo: “snellezza equivalente”;

moltiplicatore critico buckling: mCR = 10 (minimo)

svergolamento lato debole sezione;momento d’inerzia (lato debole sez.): Jz = 230,9 cm4;

Massimo valore carico assiale: NSd = 17,4 kN (neve dominante);carico critico colonna (z-z) buckling: NCR,z = mCR·NSd = 10·(17,4 kN) = 174 kN;



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lunghezza libera inflessione z-z: L0z = π·(EJz/NCR,z)0,5

= 512 cm;lunghezza effettiva della colonna: L = 370 cm;

coeff.inflessione z-z: βz = L0z/L = 1,38 > 1 (no vincolo cerniera-cerniera);

resistenza instabilità (no flettenti): Nb,Rd,z = 132 kN ( χ = 0,23; γM1 = 1,05);

Verifica combinazione SLU: SLU (neve dominante); NSd1 = 17,4 kN; MSd,y = 3,1 kNm.

Considerando: Nb,Rd,min = 132 kN (asse z-z);

kLT = 0,975; kz = 1,25; Mb,Rd = 18,77 kNm;Mcz,Rd1 = 13,17 kNm;e medesima sollecitaz. flesionale z-z: MSd,z ≈ MSd,y = 3,1 kNm (per sicurezza),

si ottiene:LT Sd,y x Sd,zSd

bz,Rd b.Rd z,Rd1

k M k MN

N M M

⋅ ⋅+ + =

= (17,4)/(132) + 0,975·(3,1)/(18,77) + 1,25·(3,1)/(13,17) == 0,59 < 1 (soddisfacente).

Verifica combinazione SLU: SLU (vento dominante); NSd1 = 13,2 kN; MSd,y = 4,4 kNm.



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e medesima sollecitaz. flesionale z-z: MSd,z ≈ MSd,y = 4,4 kNm (per sicurezza),

si ottiene:LT Sd,y x Sd,zSd

bz,Rd b.Rd z,Rd1

k M k MN

N M M

⋅ ⋅+ + =

= (13,2)/(132) + 0,98·(4,4)/(18,77) + 1,19·(4,4)/(13,17) == 0,73 < 1 (soddisfacente).

Sollecitazione tagliante al piede: VSd,z = Heq = 1,5Fvk(+) + φ ·NSd1 = 4,80 kN ≈ 5 kN;resistenza plastica (impegna l’anima): Vpl,z = 109 kN;

esito verifica taglio: VSd,z = 5 kN < 0,5·Vpl,z (soddisfacente).

2.9.3 Verifica resistenza controventi di falda e di parete

Profilato adottato: tondo ∅10 – S235JR;area resistente: sezione filettata A = 58 mm

2;

angolo deviazione tirante in falda: α = arctg(250/550) = 24,4° (rispetto traccia traversa in pianta);massima risultante (2 tondi impegnati): TSd = Heq = VSd ≈ 5 kN;progetto sul valore NSd,max: NSd,max = 7,80 kN;

massima trazione (su singolo tondo): NSdT = 0,5·NSd,max /cosα = 4,3 kN;trazione resistente tondo: NRdT = A·f yd = (58 mm

2)(0,224 kN/mm

2) = 13 kN > NSdT;

(soddisfacente).

Nota: per sicurezza, essendo la struttura relativamente leggera, si è deciso di dimensionare icollegamenti delle controventature di falda (e di parete) alla stessa stregua dei collegamenti in zonedissipative, in modo che abbiano una sufficiente sovraresistenza soprattutto sotto le continue raffichedi vento per consentire le dissipazioni mediante plasticizzazione delle parti collegate. Adottando saldature a cordoni d’angolo con bullonatura, si impiegherà la relazione proposta dalla

norma: R j,d > γRd·1,1·Rpl,Rd.

► Verifica resistenza saldature a cordoni d’angolo e bullonatura (connessione tondo-piatti)

Limite superiore res. plast. collegam.: RU,Rd = 1,2·1,1·(58 mm2)(0,235 kN/mm

2)/1,05 = 17 kN;

res. calcolo cordone d’angolo: Fw,Rd/a = (207,8 N/mm2);

larghezza (minima) cordone: b = 5 mm;



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sezione (minima) di gola: a = 0,7b = 3,5 mm;rendimento saldatura su tondo: 0,85;equilibrio resistenza cordoni: 0,85·Ls,tot = RU,Rd/(0,5Fw,Rd) =

= (17000 N)/[0,5(3,5 mm)(207,8 N/mm2)] = 47 mm;

lunghezza complessiva cordoni: Ls,tot = (47 mm)/0,85 = 53 mm 60 mm;si impongono (minimi): 2 cordoni paralleli: 30 mm ciascuno;

sezione (minima) piatto collegamento: ≠40x70x5 Atraz = 150 mm2 NRd = Atraz·f yd = 39 kN > RU,Rd;

(materiale piatto: S275JR).

Ancoraggio mediante bullonatura: 1M12 – cl. 8.8;diametro foro su piatto: d0 = 13 mm;spessore (minimo) piatto colleg.: sp. 5 mm – piatti S275JR;geometria (minima) foro bullone: e1 = e2 = 20 mm;

resistenza a rifollamento penalizzata α = 0,513 < 1 e1 < 3do = 39 mm;resistenza rifollamento (sp. 5 mm): Fb,Rd = 22,15 kN > RU,Rd = 17 kN (soddisfacente);resistenza a taglio bullone: Fv,Rd = 32,37 kN (singolo piano di taglio) > RU,Rd = 17 kN.

(soddisfacente).

Si riporta uno schema indicativo della connessione dissipativa:

Nota: per sicurezza e semplicità si imporrà la medesima tipologia di collegamento anche per lecontroventature di parete di tutta la struttura: disponendo controventature a croce su entrambi lepareti e con interasse di 2500 mm pari a quelle dei pilastri perimetrali.



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2.9.4 Dimensionamento angolare L50x100x6 orditura secondaria copertura

Profilo: angolare L50x100x6 - S275JR;

modulo resistenza plastico: Wel,y = 13,8 cm3

schema di carico: semplice appoggio;luce: 2,50 m;interasse: 1,10 mpermanenti portati: 0,27 kN/m

2;

peso proprio: 0,07 kN/m;variabile neve (no accumuli): 1,30 kN/m

2;

pu = 1,3[(0,27 kN/m2)(1,10 m) + 0,07 kN/m] + 1,5(1,30 kN/m

2)(1,10 m) = 2,62 kN/m (SLU);

sollecitazioni di progetto: MSd = 0,125puL2 = 2,1 kNm < Wpl,yf yd = 3,6 kNm;

VSd = 0,5puL = 3,3 kN < 0,5Vpl,z.p = [(0,27 kN/m

2)(1,10 m) + 0,07 kN/m] + (1,30 kN/m

2)(1,10 m) = 1,80 kN/m (SLE-rara).

Massima freccia: DZ = 5 mm < L/200 = 12,5 mm.

Larghezza cordone: a = 3 mm;sezione di gola: b = 0,7·a = 2,1 mm;lunghezza totale cordone: lw = 80 mm;esito verifica resistenza saldatura: blwf wv,d = (2,1 mm)(80 mm)(207,8 MPa)/10

3 = 35 kN >

> VSd = 3,3 kN.

2.9.5 Dimensionamento giunto di base mediante tasselli meccanici

► Sollecitazioni (SLU) da analisi elastica telaio Sollecitazioni di calcolo SLU: NSd = 17,4 kN;(neve dominante) MSd = 0 (cerniera);

VSd = 3,3 kN (impegna l’anima);Sollecitazioni di calcolo SLU: N

Sd = 13,2 kN;

(vento dominante) MSd = 0 (cerniera);VSd = 5 kN (impegna l’anima).

► Sollecitazioni utilizzate per dimensionare gli ancoranti: Incremento tagli per effetti torcenti: 1,30;sollecitazione assiale: NSd = 20 kN (arrotondata e tutta in trazione, per sicurezza);sollecitazione di taglio: VSd = 1,30·(5 kN) = 7 kN (arrotondato, per sicurezza);

distanza sez. base HEA120 da tasselli: δ = 15 cm;sollecitazione flettente (per ecc. VSd): MSdx = VSd·δ = (0,15 m)(7 kN) = 1,05 kNm;Geometria della piastra di base: ≠240x140x12 – S275JR;



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Tasselli meccanici: HSL 3G tipo Hilti (o similari) 2M12 – cl.8.8;;porofondità di posa effettiva: heff = 80 mm; (nominale 105 mm);

interasse ancoranti: δ = 180 mm;Diametri fori nel materiale base (cls): docls = 105 mm;diametro foro nella piastra: d0 = 18 mm;coppia di serraggio ancoranti: 0,060 kNm;spessore minimo materiale base: 160 mm;



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Massima resistenza singolo ancorante: NRdc = 0,5·(29 kN) = 14,5 kN (trazione);

interasse ancoranti: δ = 180 mm;momento resistente ancoranti: MRdc,ancor = NRdc·δ = 2,61 kNm;massimo taglio res. ancoraggio: VRdc,ancor = 44 kN (2 ancoranti resistenti);

Nota: si riporta la verifica delle saldature dei profilati portanti sulle piastre HEA120 e scatolarequadrato 120x120x5. La verifica di seguito riportata è valida per entrambi i profilati avendoconsiderato il profilato con la lunghezza minore dei cordoni. In particolare, si è esplicitato il calcoloriferendoci alla sezione dell’HEA120 prescindendo dal calcolo dai cordoni interni delle piattabande.

Geometria saldature a cordoni d’angolo profilato riferimento colonna HEA120 al piede (sezioniminime):

3 - E56

5 - E35

5 - E100

5 - E100

5 - E35

► Ipotesi di verifica resistenza saldature:



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