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PREFAZIONE

Questo progetto è stato finanziato con il sostegno della Commissione Europea, Research Fund for Coal and Steel.

Questa pubblicazione riflette solo le opinioni degli autori e la Commissione non può essere ritenuta responsabile per qualsiasi uso possa essere fatto delle informazioni in essa contenute.

La pubblicazione è stata prodotta come risultato di diversi progetti di ricerca: - il progetto RFCS FICEB+; - il progetto RFCS COSSFIRE; - il progetto Leonardo Da Vinci “Fire Resistance Assessment of Partially Protected

Composite Floors” (FRACOF); - un precedente progetto finanziato congiuntamente da ArcelorMittal e CTICM ed

eseguito da una partnership di CTICM e SCI; Il metodo di calcolo semplificato è stato inizialmente sviluppato come risultato di una campagna di prove sperimentali in grande scala condotta su un edificio multipiano a telaio di acciaio nel sito di prova del Building Research Establishment’s di Cardington nel Regno Unito. Molte delle basi teoriche del metodo di progetto esistono fin dal 1950, a seguito degli studi sul comportamento strutturale di solette di calcestruzzo armato a temperatura ambiente. La prima versione del metodo di calcolo semplificato è stata presentata nella pubblicazione SCI Design Guide P288 “Fire Safe Design: A new approach to Multi-story Steel Framed Buildings”, 2 Ed. Nonostante l’applicazione del metodo alla verifica della resistenza al fuoco sia relativamente recente, le basi ingegneristiche del metodo sono ben consolidate. Il metodo di calcolo semplificato è stato implementato in un formato software da SCI nel 2000 e una versione aggiornata è stata pubblicata nel 2006, a seguito dei miglioramenti apportati al metodo di calcolo semplificato. Validi contributi sono stati ricevuti da: - Mary Brettle, The Steel Construction Institute - Ian Sims, The Steel Construction Institute - Louis Guy Cajot, ArcelorMittal - Renata Obiala, ArcelorMittal - Gisèle Bihina, CTICM - Mohsen Roosefid, CTICM

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INDICE

PREFAZIONE i

INDICE ii

1 INTRODUZIONE 1

2 I CRITERI DI PROGETTO 4

2.1 Sicurezza in caso di incendio 4

2.2 Tipologia di struttura 4

2.2.1 Modelli di nodo per sollecitazione semplice 5

2.2.2 Solette del solaio e travi 6

2.3 Le zone di progetto del solaio 7

2.4 La combinazione dei carichi 8

2.5 Esposizione al fuoco 10

2.5.1 La resistenza al fuoco 10

2.5.2 Incendi naturali (curva parametrica temperatura-tempo) 11

3 RACCOMANDAZIONI PER GLI ELEMENTI STRUTTURALI 13

3.1 Le zone di progetto del solaio 13

3.2 Travi e soletta del solaio 14

3.2.1 Calcolo della temperatura della soletta 14

3.2.2 Calcolo della temperatura nelle travi composte non protette 16

3.2.3 Progetto in caso di incendio della soletta del solaio 17

3.2.4 Progettazione in caso di incendio delle travi perimetrali della zona di progetto del solaio 19

3.3 Dettagli delle armature 20

3.3.1 Dettagli sulle reti di armatura 20

3.3.2 Requisiti dei dettagli per i bordi di una soletta del solaio composto 21

3.4 Il progetto delle travi di bordo non composte 23

3.5 Le colonne 24

3.6 I nodi 24

3.6.1 Classificazione dei collegamenti 25

3.6.2 Piastre di estremità 25

3.6.3 Fazzoletti 26

3.6.4 Squadrette sull’anima delle travi 27

3.6.5 La protezione al fuoco 27

3.7 Stabilità complessiva dell’edificio 27

4 LA COMPARTIMENTAZIONE 29

5 ESEMPI SVOLTI 31 5.1 Progettazione di impalcati composti in condizioni di incendio 36

5.1.1 Progettazione del solaio: Zona B 36 5.1.2 Progettazione del solaio: Zona A 50 5.1.3 Progettazione del solaio: Zona E 55 5.1.4 Progettazione del solaio: Zona D 68

5.2 Dettagli delle armature 76 5.3 Protezione dal fuoco delle colonne 77

BIBLIOGRAFIA 78

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SOMMARIO

Le prove di resistenza al fuoco in grande scala condotte in diversi paesi e le analisi degli incendi che si sono verificati in edifici reali hanno mostrato che le prestazioni in caso di incendio di edifici a telaio realizzati con struttura in acciaio e composta acciaio-calcestruzzo sono migliori di quanto indicato dalle prove di resistenza al fuoco su elementi isolati. Appare chiaro che nei moderni edifici realizzati con questa tipologia strutturale ci sono ampie riserve di resistenza al fuoco e che le prove condotte con esposizione alla curva di incendio standard fatte su elementi singoli non vincolati non forniscono indicazioni soddisfacenti circa le prestazioni di questo tipo di strutture. Questa pubblicazione presenta la guida per l’applicazione di un metodo di calcolo semplificato, che è stato implementato nel software MACS+. Le raccomandazioni sono conservative e sono limitate a strutture simili a quelle sottoposte a prova sperimentale, ossia edifici con struttura a telaio di acciaio a nodi fissi con solai composti acciaio- calcestruzzo e l’impiego di travi di acciaio piene o alveolari. La guida consente ai progettisti l’analisi del comportamento dell’intero edificio e permette di individuare quali elementi strutturali possono restare senza protezione, mantenendo un livello di sicurezza equivalente a quello ottenuto mediante i metodi di calcolo tradizionali. Dal momento che molti progettisti impiegano curve di incendio naturali per la verifica della sicurezza in caso di incendio, è incluso un modello di incendio naturale oltre al modello di incendio standard, entrambi espressi come curve tempo-temperatura conformemente all’Eurocodice 1. Oltre alla guida alla progettazione fornita da questa pubblicazione, un documento tecnico Basi Scientifiche fornisce dettagli sulle prove di resistenza al fuoco e sulle analisi agli elementi finiti condotte nell’ambito dei progetti FRACOF, COSSFIRE e FICEB e sulle prove sperimentali di Cardington che sono state condotte su un edificio di otto piani. Il documento Basi Scientifiche aiuterà il lettore nella comprensione delle raccomandazioni per il calcolo raccolte in questa pubblicazione.

1

1 INTRODUZIONE

Le raccomandazioni per la progettazione raccolte in questa pubblicazione riguardano le prestazioni dei sistemi di solaio composti acciaio-calcestruzzo, sviluppate sulla base delle analisi condotte su incendi in edifici reali e di prove di incendio in scala reale (1,2,3). Queste raccomandazioni sono definite in maniera conservativa per la progettazione in caso di incendio e possono essere considerate equivalenti ai metodi di calcolo avanzato previsti dagli Eurocodici.

Nei regolamenti nazionali può essere richiesto che gli elementi strutturali di edifici multipiano debbano avere una certa resistenza al fuoco. La resistenza al fuoco può essere stabilita sulla base delle prestazioni verificate nelle prove di resistenza al fuoco standard o attraverso criteri di calcolo conformi a normative riconosciute, in particolare EN 1991-1-2(4), EN 1993-1-2(5) e EN 1994-1-2(6). Basandosi su prove con esposizione all’incendio standard, si può prevedere che singole travi con sezione di acciaio a I o H, isolate e non protette, possano raggiungere solo una resistenza al fuoco compresa tra 15 e 20 minuti. Perciò è pratica comune proteggere le travi e le colonne di acciaio attraverso l'impiego di lastre resistenti al fuoco, intonaci spruzzati o pitture intumescenti, o realizzarli come i solai appoggiati sull’ala inferiore delle travi (slim floor) o solai appoggiati su angolari saldati all’anima della trave, ossia disponendo gli elementi strutturali nello spessore del solaio.

Le prove con incendi naturali in grande scala(7) condotti in un alcuni paesi hanno mostrato costantemente che le prestazioni al fuoco degli impalcati piani composti con elementi di acciaio non protetti sono molto migliori di quanto suggerirebbero i risultati delle prove standard su elementi isolati. L’analisi degli incendi reali indica che la quantità di protezione che deve essere applicata agli elementi di acciaio in certi casi può essere non necessaria. In particolare, le prove condotte a Cardington hanno consentito di esaminare il comportamento di una struttura reale durante l'incendio e di valutare la resistenza al fuoco delle strutture composte non protette in condizioni reali.

Poiché le raccomandazioni progettuali fornite in questa pubblicazione sono relative ad incendi generalizzati sviluppati in un compartimento, esse possono essere applicate anche alle condizioni di incendio standard, come è stato dimostrato nelle prove sperimentali su solai in scala reale condotte nell'ambito dei progetti FRACOF e COSSFIRE. Ovviamente, questa possibilità fornisce agli ingegneri nuove opportunità per la progettazione della sicurezza in caso di incendio di edifici multipiano con struttura di acciaio. Inoltre la prova di incendio in scala reale condotta in Ulster nell’ambito del progetto FICEB ha evidenziato che la teoria dell’azione membranale nei solai composti acciaio-calcestruzzo può essere applicata anche nel caso di impiego di travi alveolari.

Nei casi in cui i regolamenti nazionali consentono l’approccio prestazionale per la progettazione degli edifici in caso di incendio, il metodo di calcolo fornito da questa guida può essere applicato per verificare la resistenza al fuoco degli elementi strutturali nel caso in cui il sistema protettivo è applicato solo su una parte di essi. In alcuni paesi l'approvazione di questa valutazione può richiedere un permesso speciale da parte dell'autorità nazionale preposta al controllo degli edifici.

2

Le raccomandazioni presentate in questa pubblicazione possono essere considerate come l’applicazione dell'approccio ingegneristico alla progettazione strutturale in caso di incendio. In tal senso la progettazione condotta conformemente a queste raccomandazioni fornisce almeno i livelli minimi di sicurezza richiesti dai regolamenti nazionali, consentendo alcuni risparmi sui costi di costruzione.

Oltre alla resistenza al fuoco valutata con esposizione alla curva temperatura-tempo standard, sono presentate raccomandazioni per gli edifici progettati facendo riferimento ad un incendio naturale. Gli incendi naturali possono essere definiti nel software MACS+ usando le curve temperatura-tempo parametriche fornite in EN1991-1-2. Questo metodo tiene conto delle dimensioni del compartimento, delle dimensioni delle aperture e della quantità di materiale combustibile di progetto. In alternativa, il software MACS+ dà la possibilità di leggere specifiche curve temperatura-tempo da un file di testo, permettendo di utilizzare i risultati di altri modelli di incendio.

Le raccomandazioni si applicano a telai composti in generale simili all'edificio di otto piani sottoposto a prova sperimentali a Cardington, illustrato nelle Figure 1.1 e 1.2.

Le raccomandazioni per la progettazione sono presentate come guida per l'applicazione del software MACS+, che può essere scaricato gratuitamente dal sito www.arcelormittal.com/sections.

Figura 1-1 L’edificio delle prove sperimentali di Cardington prima del getto dei solai

3

Figura 1-2 Vista della struttura di acciaio non protetta

4

2 I CRITERI DI PROGETTO

Questo Capitolo fornisce una panoramica dei principi e delle ipotesi valide per la progettazione, con particolare riferimento allo sviluppo del metodo di calcolo semplificato; informazioni più dettagliate sono fornite nell’allegato documento contenente le basi scientifiche(7). E’ inoltre individuato il tipo di struttura a cui è applicabile questa guida alla progettazione.

La guida alla progettazione è stata sviluppata basandosi sui risultati della ricerca condotta che ha previsto prove sperimentali di resistenza al fuoco, prove sperimentali a temperatura ambiente e analisi di calcolo agli elementi finiti.

2.1 Sicurezza in caso di incendio Le raccomandazioni per la progettazione eseguita con il metodo di calcolo semplificato sono state definite in modo tale che siano soddisfatti i seguenti requisiti fondamentali per la sicurezza in caso di incendio:

• rispetto ad una progettazione ordinaria non ci deve essere aumento del rischio per la sicurezza degli occupanti, delle squadre di soccorso e di altre persone che si trovano nelle vicinanze dell’edificio;

• nel solaio esposto all’incendio eccessive deformazioni non devono causare la perdita di efficacia della compartimentazione. In altre parole, l’incendio deve essere mantenuto all’interno del suo compartimento di origine senza propagarsi orizzontalmente o verticalmente.

2.2 Tipologia di struttura La guida alla progettazione definita per il metodo di calcolo semplificato si applica solo agli edifici a telaio in acciaio con travi di impalcato e solai composti acciaio-calcestruzzo aventi le seguenti caratteristiche generali:

• struttura a telaio a nodi fissi, non suscettibile di instabilità per assenza di controventamenti;

• strutture con collegamenti progettati per sollecitazione semplice;

• solette di solaio composte costituite da lamiera grecata di acciaio, un singolo strato di rete di armatura e calcestruzzo normale o alleggerito, progettate conformemente a EN1994-1-1(9);

• travi con aperture di servizio.

La guida alla progettazione non si applica a:

• solai realizzati con lastre di calcestruzzo prefabbricate,

• travi interne al solaio progettate come elementi non composti acciaio-calcestruzzo (le travi di bordo del solaio possono essere non composte).

5

2.2.1 Modelli di nodo per sollecitazione semplice I modelli di collegamento previsti nello sviluppo della guida alla progettazione presentata in questa pubblicazione comprendono l’ipotesi che non ci siano momenti flettenti trasferiti attraverso le connessioni. Questo collegamento è noto come ‘semplice’.

I collegamenti trave-colonna che possono essere considerati come ‘semplici’ includono connessioni che impiegano i seguenti componenti:

• piastre di testa flessibili (Figura 2-1);

• piatti saldati (Figura 2-2);

• angolari bullonati sull’anima della trave (Figura 2-3).

Ulteriori informazioni sulla progettazione dei componenti dei collegamenti ‘semplici’ sono dati nel Paragrafo 3.6.

Figura 2-1 Esempio di collegamento con piastre di testa flessibili

Figura 2-2 Esempio di collegamento con piatto saldato

Figura 2-3 Esempio di collegamento con angolari bullonati

6

2.2.2 Solette del solaio e travi Le raccomandazioni per la progettazione fornite in questa guida sono applicabili a lamiere grecate di acciaio aventi altezza della greca fino a 80 mm e spessore di calcestruzzo sopra la lamiera di acciaio compresi tra 60 e 130 mm. Nel metodo di calcolo in caso di incendio la resistenza della lamiera di acciaio viene trascurata, ma la sua presenza impedisce lo “spalling” del calcestruzzo sulla faccia inferiore del solaio. Questa tipologia costruttiva del solaio è illustrata in Figura 2-4.

Il metodo di calcolo può essere utilizzato con reti di armatura isotropiche o ortotropiche, ossia, reti aventi la stessa sezione o differenti sezioni nelle direzioni ortogonali. Il tipo di acciaio della rete di armatura deve essere specificato conformemente a EN10080. Il software MACS+ può essere utilizzato solo per reti di armatura saldate e non può considerare più di uno strato di armature. Non sono necessarie barre di armatura nelle nervature del solaio composto.

Il software include i tipi di rete delle serie standard A e B definite dalla normativa nazionale del Regno Unito(11,12) (Tabella 2-1) e una serie di misure di rete definite dalla normativa nazionale vigente in Francia(13,14) (Tabella 2-2) normalmente utilizzate nel mercato francese delle costruzioni. Nel software MACS+ è anche possibile la definizione da parte dell’utilizzatore delle dimensioni delle reti saldate.

Tabella 2-1 Elementi di rete definiti nella norma BS 4483(11)

Rete Riferimento

Misura della rete

(mm)

Peso (kg/m2)

Tondino longitudinale

Tondino trasversale

Misura (mm)

Area (mm2/m)

Misura (mm)

Area (mm2/m)

A142 200×200 2.22 6 142 6 142

A193 200×200 3.02 7 193 7 193

A252 200×200 3.95 8 252 8 252

A393 200×200 6.16 10 393 10 393

B196 100×200 3.05 5 196 7 193

B283 100×200 3.73 6 283 7 193

B385 100×200 4.53 7 385 7 193

B503 100×200 5.93 8 503 8 252

7

Tabella 2-2 Elementi di rete comunemente utilizzate nel mercato francese

Rete Riferimento

Misura della rete

(mm)

Peso (kg/m2)

Tondino longitudinale

Tondino trasversale

Misura (mm)

Area (mm2/m)

Misura (mm)

Area (mm2/m)

ST 20 150×300 2.487 6 189 7 128

ST 25 150×300 3.020 7 257 7 128

ST 30 100×300 3.226 6 283 7 128

ST 35 100×300 6.16 7 385 7 128

ST 50 100×300 3.05 8 503 8 168

ST 60 100×300 3.73 9 636 9 254

ST 15 C 200×200 2.22 6 142 6 142

ST 25 C 150×150 4.03 7 257 7 257

ST 40 C 100×100 6.04 7 385 7 385

ST 50 C 100×100 7.90 8 503 8 503

ST 60 C 100×100 9.98 9 636 9 636

Figura 2-4 Il sistema costruttivo di un tipico solaio composto

E’ importante definire le dimensioni delle travi impiegate per la realizzazione del sistema di solaio poiché esse influenzano le prestazioni in caso di incendio dell’impalcato. Il progettista deve definire i dettagli riguardanti le dimensioni, i tipi di acciaio e il grado di connessione per ogni trave dell’impalcato. L’interfaccia del software MACS+ permette all’utilizzatore di scegliere da una lista predefinita di dimensioni normalizzate che coprono le sezioni a I e ad H inglesi, europee e americane.

2.3 Le zone di progetto del solaio Il metodo di calcolo richiede che il progettista suddivida l’impalcato in un certo numero di zone di progetto del solaio, come mostrato in Figura 2-5. Le travi sul perimetro di

8

queste zone di progetto del solaio devono essere progettate per verificare la resistenza al fuoco richiesta all’impalcato e quindi saranno normalmente protette dal fuoco.

Una zona di progetto del solaio deve rispettare i seguenti criteri:

• ogni zona deve essere rettangolare;

• ogni zona deve essere delimitata da travi su tutti i lati;

• le travi all’interno di una zona devono essere disposte in una sola direzione;

• non devono essere collocate colonne all’interno della zona di progetto del solaio; esse possono essere collocate sul perimetro della zona di progetto del solaio;

• per periodi di resistenza al fuoco superiori a 60 minuti, o quando viene utilizzata una curva parametrica temperatura-tempo, tutte le colonne devono essere vincolate almeno da una trave protetta dal fuoco in ogni direzione ortogonale.

Tutte le travi interne alla zona possono essere lasciate non protette, a patto che sia dimostrato, per mezzo del software MACS+, che la resistenza al fuoco della zona di progetto del solaio sia adeguata. Le dimensioni e la spaziatura di tali travi non protette non sono critiche nei confronti delle prestazioni strutturali in condizioni di incendio.

Un esempio di una singola zona di progetto del solaio è dato in Figura 2-5.

Figura 2-5 Esempio di una zona di progetto del solaio

2.4 La combinazione dei carichi Per le verifiche in caso di incendio deve essere utilizzata la combinazione dei carichi per le situazioni di progetto eccezionali date in 6.4.3.3 e in Tabella A1.3 di EN 1990(15) e con riferimento all’Appendice Nazionale. Considerando le sole azioni permanenti sfavorevoli e nessuna azione di presollecitazione presente, la combinazione dei carichi da considerare è:

( ) ∑∑ +++ iij QQAG k,,2k,12,11,1dsup,k, or ψψψ

in cui:

Gk,j,sup azione permanente sfavorevole

Ad azione eccezionale

Trave nonprotetta

Trave protetta

9

Qk,1 e Qk,i azioni variabili, rispettivamente la principale e le altre

ψ1,1 coefficiente di combinazione per il valore frequente dell’azione variabile principale

ψ2,i coefficiente di combinazione per il valore quasi permanente della i-esima azione variabile

L’uso di ψ1,1 o ψ2,1 con Qk,1 deve essere specificato conformemente alla relativa Appendice Nazionale. Per determinare i coefficienti da utilizzare deve essere consultata l’Appendice Nazionale del paese in cui viene costruito l’edificio.

I valori usati per i coefficienti ψ sono relativi alla categoria di azione variabile a cui essi sono applicati. I valori raccomandati dall’Eurocodice per i coefficienti ψ per gli edifici sono forniti in Tabella A1.1 di EN 1990; questi valori sono confermati o modificati dalle relative Appendici Nazionali. I valori dei coefficienti ψ per gli edifici utilizzati nel Regno Unito e in Francia sono riassunti in Tabella 2.3. Per i solai che portano carichi distribuiti, i seguenti carichi uniformemente distribuiti per i tramezzi rimovibili sono forniti in 6.3.1.2(8) di EN 1991-1-1(16):

• tramezzi rimovibili con peso proprio ≤ 1,0 kN/m di lunghezza parete: qk = 0,5 kN/m2;

• tramezzi rimovibili con peso proprio ≤ 2,0 kN/m di lunghezza parete: qk = 0,8 kN/m2;

• tramezzi rimovibili con peso proprio ≤ 3,0 kN/m di lunghezza parete: qk = 1,2 kN/m2;

Tramezzi rimovibili con peso proprio > 3.0 kN/m di lunghezza parete sono permessi a condizione che sia tenuto conto della loro collocazione.

I valori raccomandati dall’Eurocodice per le azioni variabili applicate sui solai sono riportati in Tabella 6.2 di EN 1991-1-1; questi valori possono essere modificati dalle relative Appendici Nazionali. La Tabella 2.4 riporta i valori raccomandati dall’Eurocodice e i valori riportati nelle Appendici Nazionali dell’Italia(31) per i carichi applicati sul solaio di un edificio per uffici.

Tabella 2-3 Valori dei coefficienti ѱ (Eurocodice, Italia)

Azioni Valori raccomandati dall’Eurocodice

Valori dell’Appendice Nazionale in Italia

Ѱ1 Ѱ2

Ѱ1 Ѱ2

Abitazioni, uffici e aree con traffico dove: 30kN < peso veicoli ≤ 160kN

0.5 0.3 0.5 0.3

Aree di deposito 0.9 0.8 0.9 0.8

Altri* 0.7 0.6 0.7 0.6

* Le azioni legate a fenomeni atmosferici non sono incluse

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Tabella 2-4 Carichi applicati sui solai di un edificio per uffici

Categoria di area di carico

Valori raccomandati dall’Eurocodice

Valori dell’Appendice Nazionale in Italia

qk (kN/m2) Qk (kN) qk (kN/m2) Qk (kN)

B1 – Aree per uffici privati

2.0 - 3.0 1.5 - 4.5 2.0 2.0

B2 – Aree per uffici aperti al pubblico

2.0 - 3.0 1.5 - 4.5 3.0 2.0

2.5 Esposizione al fuoco Le raccomandazioni del metodo di calcolo semplificato possono essere applicate agli elementi strutturali di edifici che sono considerati esposti alla curva di incendio standard o a curve di incendio parametriche, entrambe come definite in EN 1991-1-2. Possono essere utilizzati anche modelli avanzati per definire una curva temperatura-tempo per uno scenario di incendio naturale. La curva temperatura-tempo che ne deriva può essere utilizzata come input del software MACS+ in un file in formato testo.

In tutti i casi, devono essere adottati i normali provvedimenti previsti dai regolamenti nazionali riguardanti le vie di fuga.

2.5.1 La resistenza al fuoco I periodi di resistenza al fuoco raccomandati per gli elementi costruttivi in alcuni tipi di edifici nei regolamenti nazionali sono riportati nelle Tabelle 2-5 e 2-6.

Le seguenti raccomandazioni riguardano gli edifici per i quali agli elementi strutturali è richiesta una resistenza al fuoco fino a 180 minuti. Con ciò si intende ad esempio che, nel caso in cui esse siano rispettate, gli edifici con struttura a telaio in acciaio manterranno la propria stabilità per questo periodo di resistenza al fuoco, se un qualsiasi compartimento è soggetto alla curva di incendio standard(1).

Tutti gli edifici a telaio a struttura di acciaio con impalcati composti acciaio-calcestruzzo senza protezioni possono essere considerati dotati di una resistenza al fuoco minima di 15 minuti, perciò non vengono date specifiche raccomandazioni per questo caso.

Tabella 2-5 Riepilogo dei requisiti di resistenza al fuoco secondo i regolamenti vigenti in Italia

Locali di pubblico spettacolo

Altezza antincendi H<12 m

Altezza antincendi 12m<H=24 m

Altezza antincendi H>24 m

R60 R90 R120

Attività ricettive

(alberghi)

Posti letto <25

R30

Posti letto >25

Altezza antincendi H<12 m

Altezza antincendi 12m<H=24 m

Altezza antincendi H>24 m

R60 R90 R120

11

Tabella 2-6 Riepilogo dei requisiti di resistenza al fuoco secondo i regolamenti vigenti in Italia

Edifici scolastici

Presenze <100

R30

Presenze >100

Altezza antincendi H<24m

Altezza antincendi H>24 m

R60 R120

Uffici

Presenze <100

Interrati Fuori terra

R60 R30

Presenze >100

Interrati Altezza

antincendi H>24m

Altezza antincendi

24m<H<54m

Altezza antincendi

H>54m

R90 R60 R90 R120

Autorimesse

Autoveicoli <9

R60

Autoveicoli >9

R90

2.5.2 Incendi naturali (curva parametrica temperatu ra-tempo) Il software MACS+ permette di considerare l’effetto dell’incendio naturale sull’impalcato di piano usando curve di incendio parametriche, come definite in EN1991-1-2 Appendice A (4). E’ da tenere presente che per l’Italia essa è un’Appendice Informativa e il suo utilizzo deve essere compatibile con le altre norme vigenti in ambito nazionale.

Impiegando le curve di incendio parametriche, il software definisce la temperatura del compartimento tenendo conto di:

• le dimensioni del compartimento: o lunghezza del compartimento o larghezza del compartimento o altezza del compartimento

• l’altezza e superficie delle finestre: o altezza delle finestre o lunghezza delle finestre o percentuale di apertura delle finestre

• la quantità di materiali combustibili e loro distribuzione nel compartimento o carico di incendio o coefficiente di combustione o tasso di combustione

• le proprietà termiche delle pareti del compartimento

Nel caso di un incendio parametrico spesso, nelle fasi iniziali, la temperatura aumenta più velocemente di quella dell’incendio standard. Quando poi i materiali combustibili si sono consumati, la temperatura decresce rapidamente. Invece la curva di incendio standard cresce continuamente.

La curva temperatura-tempo standard e una tipica curva temperatura-tempo parametrica sono mostrate in Figura 2-6.

12

Figura 2-6 Confronto tra una tipica curva parametrica e la curva temperatura-tempo standard

0

200

400

600

800

1000

1200

0 15 30 45 60 75 90Tempo [min]

Tem

pera

tura

[ o C

]

Parametric

Standard

0

200

400

600

800

1000

1200

0 15 30 45 60 75 90

o C

]

Parametrica

Standard

13

3 RACCOMANDAZIONI PER GLI ELEMENTI STRUTTURALI

3.1 Le zone di progetto del solaio Ogni solaio deve essere diviso in zone di progetto che rispettano i criteri dati nel Paragrafo 2.3.

La suddivisione di un solaio in zone di progetto è illustrata in Figura 3-1. Le zone di solaio denominate ‘A’ ricadono nel campo di applicazione del software MACS+ e la loro capacità di portare carico in condizioni di incendio può essere determinata utilizzando MACS+. La zona denominata ‘B’ ricade al di fuori del campo di applicazione del software perché contiene una colonna e le travi all’interno della zona non sono disposte tutte nelle stessa direzione.

Una singola zona di progetto del solaio è illustrata nella Figura 3-2, che mostra la designazione per la disposizione delle travi usata nel software MACS+. Nella progettazione ordinaria si ipotizza che i carichi del solaio siano portati dalle travi secondarie che a loro volta sono portate dalle travi principali.

Applicando il metodo di verifica in caso di incendio si ipotizza che, in corrispondenza dello stato limite di incendio, la resistenza delle travi interne non protette si riduca significativamente, lasciando il solaio composto reagente in due direzioni nello schema statico di elemento semplicemente appoggiato sul proprio perimetro. Per assicurare che il solaio possa sviluppare la propria azione membranale, il software MACS+ calcola il momento applicato ad ogni trave sul perimetro come il risultato delle azioni della zona di solaio di progetto. Per mantenere il supporto verticale sul perimetro di ogni zona di progetto del solaio, in pratica, il programma calcola il grado di utilizzazione e quindi la temperatura critica delle travi perimetrali. La protezione dal fuoco per queste travi deve essere progettata sulla base di tale temperatura critica e del periodo di resistenza al fuoco richiesto per l’impalcato in accordo con i regolamenti nazionali. La temperatura critica e il grado di utilizzazione per ogni trave perimetrale è riportato, per i lati da A a D della zona di progetto del solaio, come mostrato dalla Figura 3-2.

Come notato nel Paragrafo 2.2.2, una restrizione all’uso del software MACS+ è che per resistenza al fuoco di 60 o più minuti, i bordi della zona devono essere allineati con la griglia delle colonne e le travi perimetrali devono essere protette dal fuoco. Per resistenza al fuoco di 30 minuti, la restrizione non si applica e i bordi delle zone possono non essere allineati con la griglia delle colonne. Per esempio, in Tabella 3-3, le zone A2 e A3 hanno colonne solo a due dei loro angoli e possono essere considerate zone di progetto del solaio solo per impalcati che devono avere una resistenza al fuoco non maggiore di 30 minuti.

14

�ege�da A� ���e che p�ss��� essere pr�gettate usa�d� �ACS� A(1)� per �g�i peri�d� di resiste��a a� fu�c� A(2) & A(3)� s��� per 30 i�uti di resiste��a a� fu�c�

B� ���e fu�ri da� ca p� di app�ica�i��e �ACS�

Figura 3-1 Possibili zone di progetto del solaio

Figura 3-2 Definizione di luce 1 (L1) e luce 2 (L2) e disposizione delle travi per una zona di progetto del solaio in un edificio dove è richiesta una resistenza al fuoco di 60 minuti o maggiore.

3.2 Travi e soletta del solaio Il software MACS+ calcola la capacità portante del solaio e delle travi non protette allo stato limite in caso di incendio. Il metodo di calcolo semplificato, implementato nel software, ipotizza che ogni zona di solaio di progetto abbia un adeguato supporto sul proprio perimetro. Questo è ottenuto in pratica prevedendo una protezione delle travi perimetrali di ogni zona di progetto. Per assicurare che sia fornita un’adeguata protezione dal fuoco, il programma di calcolo determina la temperatura critica per ogni trave perimetrale, basata sui carichi applicati ad ogni zona di progetto del solaio.

3.2.1 Calcolo della temperatura della soletta La distribuzione della temperatura in una soletta composta può essere determinata utilizzando un modello di calcolo alle differenze finite o agli elementi finiti che tiene conto della forma esatta della soletta e rispetta i principi e le regole forniti in 4.4.2 di EN 1994-1-2 (6).

Stairs Core

A(3)

A(2)

A(1)

Stairs

B

LATO A

LATO C

LAT

O D

LAT

O B

L

1L

2

Travi interne non protette

Travi perimetraliprotette

15

In alternativa, la distribuzione della temperatura in una soletta composta non protetta soggetta all’incendio standard può essere determinata mediante i valori forniti nella Tabella 3-1, definita in accordo a EN1992-1-2, e tenendo presente quanto previsto dalla corrispondente Appendice Nazionale, in funzione dello spessore efficace heff della soletta definito in D.4 dell’Appendice D di EN1994-1-2 (6).

Tabella 3-1 Distribuzione della temperatura in una soletta (heff, max = 150mm) per esposizione all’incendio standard da 30 a 180 min

Distanza x

[mm]

Temperatura nella soletta di cls θc [°C]

30 min 60 min 90 min 120 min 180 min

2.5 675 831 912 967 1 042

10 513 684 777 842 932

20 363 531 629 698 797

30 260 418 514 583 685

40 187 331 423 491 591

50 135 263 349 415 514

60 101 209 290 352 448

70 76 166 241 300 392

80 59 133 200 256 344

90 46 108 166 218 303

100 37 89 138 186 267

110 31 73 117 159 236

120 27 61 100 137 209

231

21 2tan

2lll −+

=Φ − h

π 130 24 51 86 119 186

140 23 44 74 105 166

150 22 38 65 94 149

Dalla distribuzione della temperatura sopra riportata, possono essere determinati i tre seguenti parametri:

• θ2 : temperatura della faccia della soletta esposta;

• θ1 : temperatura della faccia della soletta non esposta;

• θs : temperatura della soletta al livello della rete di armatura.

Sotto l’incendio standard, per determinare le temperature θ1, θ2, e θs della Tabella 3-1 devono essere usati i seguenti valori di x:

• per θ2, x = 2.5 mm;

• per θ1, x = heff;

• per θs, x = h1 - d + 10 Φ (d: distanza tra l’asse della rete di armatura e la faccia non esposta del calcestruzzo, vedi Figura 3-3 e Φ: vedi Tabella 3-1).

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3.2.2 Calcolo della temperatura nelle travi compost e non protette La temperatura di una trave di acciaio non protetta sotto l’incendio ISO può essere determinata conformemente a 4.3.4.2.2 di EN 1994-1-2. Per facilitare l’uso del metodo di calcolo, in Tabella 3-2 è riportata la temperatura di una sezione trasversale di acciaio non protetta in funzione del risultante fattore di sezione (assunto come il fattore di sezione moltiplicato per il coefficiente correttivo che tiene conto dell’effetto ombra) e della durata di esposizione a fuoco.

In alternativa la distribuzione di temperatura in una soletta composta non protetta soggetta all’incendio standard può essere determinata mediante i valori forniti in Tabella 3-1, definita in accordo a EN 1992-1-2, e tenendo conto di quanto riportato nella corrispondente Appendice Nazionale, in funzione dello spessore efficace heff della soletta definito in D.4 dell’Appendice D di EN1994-1-2 (6).

Tabella 3-2 Temperatura di una sezione di acciaio non protetta esposta all’incendio standard ISO

Fattore di sezione risultante

i

ish V

Ak

[m-1]

Temperatura della sezione trasversale di acciaio θa [°C]

30 min 60 min 90 min 120 min 180 min

20 432 736 942 1 030 1 101

30 555 835 987 1 039 1 104

40 637 901 995 1 042 1 106

50 691 923 997 1 043 1 106

60 722 931 999 1 044 1 107

70 734 934 1 000 1 045 1 107

80 742 936 1 001 1 046 1 108

90 754 937 1 001 1 046 1 108

100 768 938 1 002 1 046 1 108

110 782 939 1 002 1 047 1 108

120 793 939 1 003 1 047 1 108

130 802 940 1 003 1 047 1 109

140 810 940 1 003 1 047 1 109

150 815 941 1 003 1 047 1 109

200 829 942 1 004 1 048 1 109

500 838 944 1 005 1 048 1 109

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3.2.3 Progetto in caso di incendio della soletta de l solaio Capacità portante della soletta di un solaio compos to Quando viene calcolata la capacità portante di ogni zona di progetto del solaio, la resistenza della soletta composta e delle travi non protette viene calcolata separatamente. Si assume l’ipotesi che il solaio non sia continuo lungo il perimetro della zona di progetto del solaio. Il carico che può essere portato grazie al comportamento flessionale della soletta composta all’interno della zona di progetto del solaio è calcolato sulla base del meccanismo di rottura che assume la configurazione delle linee di rottura mostrata in Figura 3-3.

Figura 3-3 Disposizione delle linee di rottura usata per calcolare la resistenza della soletta

Il valore della resistenza calcolato usando il meccanismo di rottura è incrementato per tenere conto del benefico effetto dell’azione di trazione membranale in corrispondenza dei grandi spostamenti. Questo aumento cresce con l’incremento degli spostamenti verticali del solaio fino a quando si verifica la rottura per trazione delle barre di armatura nella direzione della luce minore del solaio o la rottura per compressione del calcestruzzo negli angoli del solaio, come mostrato dalla Figura 3-4. Poiché il metodo di progetto non può prevedere il punto di rottura, il valore dell’inflessione considerata per il calcolo dell’incremento è basato su una stima conservativa dell’inflessione del solaio, che tiene conto della curvatura termica del solaio e della deformazione delle armature, come mostrato di seguito.

( )8

35.0

2.19

2212 L

E

f

h

lTTw

a

y

eff

+

−=

α

L’inflessione dovuta all’allungamento delle armature è anche limitata dalla seguente espressione.

( )302.19

212 l

h

lTTw

eff

+−≤ α

in cui:

(T2 – T1) è la differenza di temperatura tra la superficie superiore e inferiore della soletta

L è la dimensione maggiore della zona di progetto del solaio;

l è la dimensione minore della zona di progetto del solaio;

fy è la tensione di snervamento della rete di armatura;

Linee di rottura

Sempliceappoggiosu 4 lati

18

E è il modulo di elasticità dell’acciaio;

heff è lo spessore efficace della soletta composta;

α è il coefficiente di dilatazione termica del calcestruzzo.

Le analisi di tutte le prove sperimentali disponibili mostrano che questo valore di inflessione viene superato prima che si verifichi la rottura per resistenza del solaio. Ossia che la resistenza calcolata utilizzando il metodo di progetto è conservativa rispetto alle sue reali prestazioni.

L’inflessione complessiva del solaio è inoltre limitata dalla seguente espressione.

30

lLw

+≤

(a) Rottura per trazione delle armature

(b) Rottura per compressione del calcestruzzo

Figura 3-4 Modo di rottura dovuto alla crisi delle armature

La resistenza a flessione residua delle travi composte non protette è quindi aggiunta all’incremento di resistenza della soletta per ottenere la resistenza totale del sistema complessivo.

Rottura a piena altezza Rottura per compressione del cls

Spostamento del bordo verso il centro della soletta e scarico delle tensioni dell’armatura lungo la luce minore

Schema delle linee di rottura

Rottura delle armature lungo la luce maggiore

Spostamento del bordo verso il centrodella soletta e scarico delle tensioni dell’armatura lungo la luce minore

Schema delle linee di rottura

Schiacciamento del clsa causa delle tensioni nel piano

19

Prestazioni di tenuta ed isolamento della soletta c omposta Il software MACS+ non verifica esplicitamente le prestazioni del solaio per quanto riguarda la tenuta e l’isolamento. Il progettista deve perciò assicurarsi che lo spessore della soletta calcolata sia sufficiente per fornire le necessarie prestazioni di isolamento in accordo con le raccomandazioni date in EN 1994-1-2.

Per assicurarsi che il solaio composto mantenga la tenuta durante l’incendio e che l’azione membranale possa svilupparsi, si deve avere cura di verificare che la rete di armatura sia opportunamente ancorata. Questo è importante specialmente nella zona delle travi non protette e intorno alle colonne. Maggiori informazioni sulle necessarie lunghezze di ancoraggio e sulla disposizione della rete di armatura sono date nel Paragrafo 3.3.

3.2.4 Progettazione in caso di incendio delle travi perimetrali della zona di progetto del solaio

Le travi lungo il perimetro della zona di progetto del solaio, indicate con le lettere da A a D in Figura 3-2, devono garantire la resistenza al fuoco richiesta per l’impalcato, in modo da fornire il supporto verticale richiesto al perimetro della zona di progetto del solaio. Per questo motivo, di solito, tali travi sono protette dal fuoco.

Il software MACS+ calcola l’effetto delle azioni su queste travi perimetrali e il momento resistente della trave a temperatura ambiente, in modo da determinare il grado di utilizzazione per ogni trave perimetrale, calcolato usando la guida data in EN 1993-1-2 §4.2.4, come mostrato di seguito.

d,0fi,

dfi,0 R

E=µ

in cui:

Efi,d è l’effetto di progetto delle azioni sulle travi in caso di incendio

Rfi,d,0 è la resistenza di progetto della trave al tempo t = 0.

Avendo calcolato il grado di utilizzazione, il software può determinare la temperatura critica dell’ala inferiore delle travi perimetrali. Questa temperatura critica è riportata nell’output del software MACS+ perché possa essere utilizzata quando è necessario specificare la protezione dal fuoco necessaria per ognuna delle travi perimetrali della zona di progetto del solaio. Tutti i dettagli del metodo di calcolo possono essere ottenuti dal documento MACS+ Basi Scientifiche(7).

Nel caso delle travi perimetrali con zone di progetto del solaio da entrambi i lati, per definire la protezione dal fuoco di tale trave perimetrale, deve essere usato il valore più basso della temperatura critica dato dalla progettazione delle zone adiacenti di progetto del solaio. Il metodo di progetto per una trave perimetrale che è condivisa tra due zone di progetto del solaio è illustrato nell’esempio svolto, vedi il Capitolo 5.

Quando viene specificata la protezione dal fuoco per le travi perimetrali, al fornitore del sistema di protezione dal fuoco deve essere fornito il fattore di sezione dell’elemento da proteggere, il periodo di resistenza richiesto e la temperatura critica dell’elemento. I produttori di protezioni dal fuoco dispongono di una qualificazione dei loro prodotti, valutati in accordo a EN 13381-4(17) per i materiali non reattivi o EN 13381-8(18) per i

20

materiali reattivi (intumescenti), per molte temperature. Le tabelle di progetto per le protezioni dal fuoco che correlano il fattore di sezione allo spessore della protezione sono basate su un singolo valore della temperatura valutata. Questa temperatura deve essere minore o uguale alla temperatura critica dell’elemento.

3.3 Dettagli delle armature La tensione di snervamento e la duttilità dell’acciaio delle armature devono essere specificate conformemente ai requisiti fissati da EN 10080. La tensione di snervamento caratteristica delle armature secondo EN 10080 deve essere compresa tra 400 MPa e 600 MPa, a seconda del mercato nazionale. In Italia la normativa di riferimento(32) indica i tipi di acciaio per cemento armato B450C, B450A, entrambi aventi tensione di snervamento nominale pari a 450 MPa.

Nella maggior parte dei paesi, le normative nazionali per la definizione delle caratteristiche delle armature possono ancora prevedere informazioni complementari non contraddittorie (non-contradictory complimentary information, NCCI), poiché non è stato concordato per EN 10080 un comune campo di grado di acciaio.

Nei solai composti la principale funzione delle reti di armatura è di controllare la fessurazione del calcestruzzo. Perciò la rete di rinforzo viene tendenzialmente posizionata più vicina possibile alla superficie del calcestruzzo, mantenendo comunque lo spessore minimo di ricoprimento di calcestruzzo richiesto per garantire l’adeguata durabilità, in accordo con EN 1992-1-1(19). In condizioni di incendio, la posizione della rete condiziona la temperatura delle barre che la compongono e il braccio delle forze per la resistenza a momento flettente. Normalmente, si raggiunge una adeguata resistenza al fuoco quando la rete è posizionata tra 15 mm e 45 mm al di sotto della superficie superiore del calcestruzzo.

Il Paragrafo 3.3.1 fornisce informazioni generali riguardanti i dettagli delle armature. Ulteriori indicazioni e informazioni possono essere ricavate da EN 1994-1-1(9) e EN 1994-1-2(6) o da documenti nazionali come quelli riportati in bibliografia(20).

3.3.1 Dettagli sulle reti di armatura Generalmente le maglie di rete di armatura hanno dimensioni di 4.80 m per 2.40 m e quindi spesso devono essere sovrapposte per garantire la continuità dell’armatura. Devono perciò essere specificate lunghezze di sovrapposizione sufficienti e deve essere attuato un adeguato controllo di cantiere per assicurare che tali dettagli siano messi in opera. Le lunghezze di sovrapposizione raccomandate sono fornite nel paragrafo 8.7.5 di EN1992-1-1[19] o possono essere stabilite in accordo con la Tabella 3-3. La minima lunghezza di sovrapposizione per le reti di armatura deve essere 25 cm. Teoricamente le reti devono essere progettate con ‘estremità libere’, come mostrato in Figura 3-5, per eliminare accumuli di barre nelle sovrapposizioni. Può essere conveniente ordinare ‘pannelli già a misura’, per ridurre gli sprechi.

21

Figura 3-5 Rete con estremità libere

Tabella 3-3 Sovrapposizioni e lunghezze di ancoraggio raccomandati per reti saldate

Tipo di armatura

Tipo di fili/barre

Tipo di calcestruzzo

LC 25/28

NC 25/30

LC 28/31

NC 28/35

LC 32/35

NC 32/40

Barre grado 500 diametro d

Aderenza migliorata 50d 40d 47d 38d 44d 35d

Fili da 6 mm Aderenza migliorata 300 250 300 250 275 250

Fili da 7 mm Aderenza migliorata 350 300 350 275 325 250

Fili 8 mm Aderenza migliorata 400 325 400 325 350 300

Fili da10 mm Aderenza migliorata 500 400 475 400 450 350

Note:

Queste raccomandazioni possono essere conservativamente applicate alla progettazione in accordo con EN 1992-1-1.

In ambito nazionale devono essere verificati i criteri previsti dal D.M. 14-01-2008(31).

Quando è necessaria una sovrapposizione nella parte superiore della sezione e il minimo ricoprimento è minore di due volte il diametro delle armature sovrapposte, la lunghezza di sovrapposizione deve essere incrementata di un fattore 1.4.

Le barre e i fili ad aderenza migliorata sono definiti in EN 10080

La minima lunghezza di sovrapposizione/ancoraggio per barre e maglie di rete deve essere di 300 mm e 250 mm rispettivamente.

3.3.2 Requisiti dei dettagli per i bordi di una sol etta del solaio composto I dettagli delle armature alle estremità della soletta di un solaio composto hanno un effetto importante sulle prestazioni delle travi di bordo e della soletta in condizioni di incendio. La guida seguente è basata su raccomandazioni di buona pratica di progettazione e costruzione di solai composti per i requisiti necessari a temperatura ambiente. Il metodo di calcolo in caso di incendio e la guida presentata in questo documento prevedono che il solaio composto sia costruito in accordo a queste raccomandazioni.

Estremitàlibere

22

Figura 3-6 Esecuzione della chiusura di estremità

Il bordo del solaio composto è realizzato di solito usando ‘chiusure di estremità’ fatte con strisce di spessore sottile di acciaio galvanizzato fissate alla trave nello stesso modo della lamiera, come mostrato in Figura 3-6. Nei casi in cui la trave di bordo è progettata per funzionare come trave composta con la soletta di calcestruzzo, sono richieste barre di armatura sagomate a U per evitare lo slittamento longitudinale della soletta di calcestruzzo. Queste barre di rinforzo assicurano inoltre che la trave di bordo sia adeguatamente ancorata alla soletta quando viene utilizzato il metodo semplificato di progetto.

In Figura 3-7 sono forniti alcuni dettagli tipici delle estremità dei solai che comprendono le due orientazioni delle lamiere. Quando le nervature della lamiera corrono trasversalmente sopra la trave di bordo e formano un piccola mensola esterna, la chiusura di estremità può essere attaccata nel modo suggerito in Figura 3-7 (a). La luce della mensola deve essere non maggiore di 600 mm e dipende dallo spessore della soletta e dal tipo di lamiera utilizzata.

Il caso più difficile è dove le nervature della lamiera corrono parallele alla trave di bordo e si vuole fare sporgere l’estremità del solaio per una piccola lunghezza, facendo sì che il bordo longitudinale della lastra non sia sostenuto, Figura 3-7 (b). Quando la proiezione sporgente del solaio è superiore a circa 200 mm (in base agli specifici dettagli costruttivi), la finitura di bordo deve appoggiarsi su spezzoni di travi attaccate alla trave di bordo, come mostrato in Figura 3-7 (c). Questi spezzoni di travi sono disposti ad intervalli inferiori a 3 m e devono essere progettati e definiti dal progettista strutturale come parte della complessiva struttura di acciaio.

" "a ieraC Trave

"a chiusura di estre it% deve arrivare ��tre �a �i�ea ce�tra�e de��a trave(��� de��a grig�ia)

23

Figura 3-7 Tipici dettagli di estremità

3.4 Il progetto delle travi di bordo non composte È pratica comune che le travi di estremità degli impalcati siano progettate come travi non composte. Questo accade perché i costi per le armature a taglio necessarie sono maggiori dei costi corrispondenti a mettere in opera una trave non composta leggermente più pesante. Per la progettazione in caso di incendio è importante che la soletta sia adeguatamente ancorata alle travi di bordo, quando tali travi sono al contorno delle zone di progetto del solaio. Sebbene non normalmente richiesto per la progettazione a temperatura ambiente di travi di bordo non composte, questa guida raccomanda che i connettori a taglio siano posti a una distanza reciproca non maggiore di 300 mm e che intorno ai connettori a taglio siano posizionate delle barre di armatura a U, come descritto nel Paragrafo 3.3.2.

Le travi di bordo spesso svolgono la doppia funzione di portare sia il solaio che il tamponamento. È importante che le deformazioni delle travi di bordo non influenzino la stabilità dei tamponamenti, poiché ciò potrebbe fare aumentare il pericolo per le squadre di soccorso e per le altre persone nelle vicinanze dell’edificio. Ciò non si riferisce al pericolo che cadano vetri a seguito della rottura per lo shock termico, che può essere evitato solo con l’uso di materiali speciali o dello sprinkler. Particolarmente nel caso di edifici alti e con elementi di parete in muratura, eccessive deformazioni della facciata possono fare aumentare il pericolo della caduta dei tamponamenti.

24

3.5 Le colonne La guida alla progettazione fornita in questo documento è basata sul concetto che il danneggiamento della struttura e la propagazione delle fiamme siano limitati al compartimento in cui si sviluppa l’incendio. Per ottenere ciò, le colonne (escluse quelle al livello più alto) devono essere progettate per il periodo di resistenza al fuoco richiesto o per resistere all’incendio naturale (parametrico) determinato.

Ogni protezione dal fuoco applicata deve estendersi per tutta l’altezza della colonna, incluse le zone di connessione (vedi Figura 3-8). Questo assicurerà che non si verifichino locali schiacciamenti delle colonne e che i danni alla struttura siano limitati ad un piano.

Figura 3-8 Estensione della protezione dal fuoco delle colonne

Se sono impiegate colonne composte acciaio-calcestruzzo, la protezione al fuoco applicata alle travi di acciaio collegate a queste colonne deve coprire la zona del collegamento per un’altezza corrispondente alla massima altezza di tutte le travi di acciaio collegate.

3.6 I nodi Come detto nel Paragrafo 2.2.1, i risultati del metodo di calcolo sono relativi a connessioni semplici, come quelle con piastre flessibili alle estremità, fazzoletti o angolari.

L’edificio con struttura a telaio di acciaio sottoposto a prova di incendio a Cardington era realizzato con connessioni con piatti di estremità flessibili e fazzoletti saldati. Durante la fase di raffreddamento delle prove di incendio sono state osservate rotture parziali o totali di alcuni collegamenti; tuttavia, da ciò non è derivato alcun collasso della struttura.

Nel caso in cui è stato tranciato il piatto dall’estremità della trave, non si è verificato il collasso perché la soletta ha trasferito il taglio secondo meccanismi differenti. Ciò ha messo in evidenza il buon comportamento del solaio composto, che può essere ottenuto grazie all’opportuna sovrapposizione delle armature.

La resistenza delle connessioni semplici è verificata mediante i criteri forniti in EN 1993-1-8 (23).

Protezione fino alla faccia inferioredella soletta

Gli angolari bullonati nonrichiedono protezione

25

3.6.1 Classificazione dei collegamenti I dettagli delle connessioni devono rispettare le ipotesi fatte nel modello di calcolo. In EN 1993-1-8 sono schematizzate tre classi di collegamenti:

• Cerniera ideale - collegamento che trasferisce le forze interne di taglio senza trasferire momenti

significativi.

• Connessione rigida - collegamento che garantisce la completa continuità.

• Connessione semi-rigida - collegamento che non soddisfa i criteri della cerniera ideale né quelli della

connessione rigida.

EN 1993-1-8 §5.2 fornisce i principi per la classificazione dei collegamenti, basati sulla loro rigidezza e resistenza; deve inoltre essere considerata la capacità rotazionale (duttilità) delle connessioni.

Come detto nel Paragrafo 2.2.1, i risultati del metodo di calcolo semplificato sono ottenuti nell’ipotesi che i collegamenti siano cerniere ideali (connessioni semplici). Per assicurare che un collegamento non trasferisca significativi momenti flettenti, e quindi sia una connessione semplice, esso deve avere sufficiente duttilità in modo da consentire una certa rotazione. Ciò può essere ottenuto facendo in modo che siano rispettati opportuni limiti geometrici. Una guida a questi limiti geometrici e il dimensionamento iniziale per assicurare la duttilità sufficiente dei collegamenti è fornita nella documentazione Access-steel (25).

3.6.2 Piastre di estremità Ci sono due principali tipologie di connessioni con piastre di estremità: ad altezza parziale e ad altezza totale. Il documento SN013 raccomanda l’uso di:

- piastre di estremità parziali quando: VEd ≤ 0.75 Vc,Rd

- piastre di estremità complete quando: 0.75 Vc,Rd < VEd ≤ Vc,Rd

dove:

VEd è la forza di taglio applicata al collegamento

Vc,Rd è la resistenza a taglio di progetto della trave collegata.

La resistenza dei componenti del collegamento deve essere verificata secondo i criteri riportati in EN 1993-1-8. Per situazioni di progetto persistenti e transitorie devono essere verificate a temperatura ambiente le resistenze di progetto dei seguenti elementi:

• elemento di supporto;

• piastra di estremità soggetta a taglio (sezione lorda);

• piastra di estremità soggetta a taglio (sezione netta);

• piastra di estremità soggetta a taglio (blocco tranciamento);

• piastra di estremità soggetta a flessione

• anima della trave soggetta a taglio*

26

In generale devono essere fatte tutte le verifiche progettuali indicate sopra. Nella pratica, per collegamenti ‘ordinari’, di solito sono critiche le verifiche segnate con *. Nella documentazione Access-steel(26) è fornita una guida alla verifica secondo i criteri indicati in EN 1993-1-8.

EN 1993-1-8 non fornisce alcuna guida per la progettazione della resistenza a trazione delle piastre di estremità. Una guida per la determinazione della resistenza a trazione delle piastre di estremità è data in SN015(26).

3.6.3 Fazzoletti Nel caso dei fazzoletti può essere usata una singola fila o una doppia fila verticale di bulloni. Il documento SN014(26) raccomanda l’uso di:

una singola fila di bulloni quando: VEd ≤ 0.50 Vc,Rd

due file verticali di bulloni quando: 0.50 Vc,Rd < VEd ≤ 0.75 Vc,Rd

uso di una piastra di estremità quando: 0.75 Vc,Rd < VEd

dove:

VEd è la forza di taglio di progetto applicata al collegamento

Vc,Rd è la resistenza a taglio di progetto della trave collegata.

Per situazioni di progetto persistenti o transitorie, devono essere verificate le seguenti resistenze di progetto dei fazzoletti a temperatura ambiente:

• bulloni soggetti a taglio*

• fazzoletto che porta il carico*

• fazzoletto soggetto a taglio (sezione lorda)

• fazzoletto soggetto a taglio (sezione netta)

• fazzoletto soggetto a taglio (blocco tranciamento)

• fazzoletto soggetto a flessione

• fazzoletto soggetto a instabilità (LTB)

• anima della trave che porta il carico*

• anima della trave soggetta a taglio (sezione lorda)

• anima della trave soggetta a taglio (sezione netta)

• anima della trave soggetta a taglio (blocco tranciamento)

• elementi portanti (taglio per punzonamento) (questo modo non è appropriato per i fazzoletti collegati alle ali delle colonne)

In generale devono essere svolte tutte le verifiche precedenti. Nella pratica, per i collegamenti ‘ordinari’, di solito sono critiche le verifiche segnate con *. Nella documentazione Access Steel(27) è fornita una guida alla verifica secondo i criteri indicati in EN 1993-1-8.

Come per le piastre di estremità, EN 1993-1-8 non fornisce alcuna guida per la progettazione della resistenza a trazione dei fazzoletti. Per determinare la resistenza a

27

trazione dei fazzoletti, possono essere utilizzate guide alternative come quella fornita in SN018(27).

3.6.4 Squadrette sull’anima delle travi Sebbene nella struttura di Cardington non siano stati utilizzati collegamenti con angolari, SCI ha condotto una serie di prove sul comportamento in caso di incendio di collegamenti con angolari sia composti che non composti(28). Questi collegamenti consistono in due profili angolari di acciaio, bullonati su entrambi i lati dell’anima della trave usando due bulloni per ogni lato di angolare, attaccati poi alle flange della colonna ancora usando due bulloni. È stato verificato che per le rotazioni in condizioni di incendio questi collegamenti sono duttili e che si verificano grandi rotazioni. Questa duttilità è dovuta alle cerniere plastiche che si formano nei lati degli angolari adiacenti alla faccia della colonna. Non si sono verificate rotture dei bulloni durante le prove di incendio. Le soluzioni composte hanno avuto migliore comportamento rispetto a quelle non composte.

Per i collegamenti con angolari sull’anima della trave non composta è raccomandato che siano utilizzate singole file verticali di bulloni solo quando:

VEd ≤ 0.50 Vc,Rd

La resistenza di progetto dei collegamenti con angolari deve essere verificata usando le regole progettuali fornite nel paragrafo 3 di EN 1993-1-8. La Tabella 3.3 di EN 1993-1-8 fornisce i valori massimi e minimi per le distanze dal bordo, dalle estremità e le distanze reciproche che devono essere rispettate nel posizionamento dei bulloni.

3.6.5 La protezione al fuoco Nel caso in cui entrambi gli elementi collegati siano protetti dal fuoco, l’appropriata protezione di ogni elemento deve essere applicata alle parti dei piatti o degli angolari a contatto con tale elemento. Se solo un elemento richiede protezione dal fuoco, i piatti e gli angolari in contatto con l’elemento non protetto possono essere lasciati non protetti.

3.7 Stabilità complessiva dell’edificio Per evitare il collasso sotto azioni orizzontali, l’edificio deve essere controventato con pareti di taglio o con altri sistemi di controventamento. Le pareti di taglio in muratura o in cemento armato devono essere costruite con la necessaria resistenza al fuoco.

Se il sistema di controventamento gioca un ruolo fondamentale nel mantenere la stabilità globale dell’edificio, esso deve essere protetto per raggiungere l’appropriata resistenza.

In generale, negli edifici a due piani, è possibile assicurare la stabilità globale senza dover garantire la resistenza al fuoco di tutte le parti del sistema di controventamento. Negli edifici più alti, tutte le parti del sistema di controventamento devono essere protette dal fuoco in modo appropriato.

Un modo per ottenere la resistenza al fuoco senza applicare protezioni è collocare il sistema di controventamento in vani protetti, come ad esempio i vani scale, ascensori o i vani di servizio. È importante che le pareti che racchiudono tali vani abbiano adeguata resistenza al fuoco per prevenire la propagazione delle fiamme. Le travi di acciaio, le colonne e i sistemi di controventamento interamente contenuti nei vani possono restare

28

non protetti. Altri elementi di acciaio che portano le pareti di tali vani devono avere appropriata resistenza al fuoco.

29

4 LA COMPARTIMENTAZIONE

I regolamenti nazionali richiedono che le pareti che separano un compartimento da un altro mantengano stabilità, tenuta e isolamento per il richiesto periodo di resistenza al fuoco.

Per stabilità si intende l’idoneità della parete di mantenere la capacità portante. Per le pareti portanti, la capacità portante deve essere garantita.

La tenuta è la capacità della parete di impedire il passaggio delle fiamme e dei fumi.

L’isolamento è la capacità di impedire l’eccessiva trasmissione di calore dalla superficie della parete esposta all’incendio alla superficie non esposta.

4.1 Travi poste sopra le pareti resistenti al fuoco Quando una trave fa parte di una parete resistente al fuoco, l’elemento di separazione costituito dalla combinazione della parete e della trave deve mantenere l’isolamento e la tenuta, oltre che la stabilità. In generale, prestazioni ottimali in caso di incendio si hanno quando le pareti di compartimentazione sono disposte al di sotto ed in linea con le travi.

Travi nel piano della parete Le prove di Cardington hanno dimostrato che le travi non protette poste al di sopra e nello stesso piano delle pareti di separazione (vedi Figura 4-1), che sono riscaldate da un solo lato, subiscono le inflessioni senza compromettere il requisito di tenuta consentendo sufficienti movimenti. Devono essere soddisfatti i requisiti di isolamento ed è necessaria un’adeguata protezione; tutte le cavità, comprese quelle per l’attraversamento degli impianti devono essere opportunamente chiuse. Le travi protette con vernici intumescenti richiedono ulteriore isolamento poiché la temperatura dal lato non esposto all’incendio tende a superare i limiti richiesti dai requisiti di resistenza al fuoco standard[29,30].

Figura 4-1 Travi poste sopra ed in linea con le pareti

Travi passanti attraverso le pareti Le prove di Cardington hanno mostrato che la stabilità del solaio può essere mantenuta anche quando le travi non protette subiscono grandi deformazioni. Tuttavia, quando le pareti sono collocate fuori dalla griglia della colonne, le grandi inflessioni delle travi non protette possono comprometterne la tenuta determinando spostamenti o fessurazioni

Parete di c� parti e�ta�i��e

Pr�te�i��e de��a trave (riv' spru��at� � �astra)

(�r a�e i�f�essi��e i� s� it%

30

delle pareti che attraversano. In tali casi le travi devono essere protette o avere una capacità di spostamento sufficiente. È raccomandato che sia garantita la possibilità di inflessione pari a 1/30 della luce in pareti che sono attraversate nella zona centrale da una trave non protetta. Per le pareti che sono attraversate in una zona prossima alle estremità della trave, tale margine può essere ridotto linearmente fino a zero in corrispondenza degli appoggi (vedi Figura 4-2). Le pareti del compartimento devono essere estese fino alla superficie inferiore del solaio.

Figura 4-2 Deformazione delle travi che attraversano le pareti

4.2 Stabilità Le pareti divisorie di compartimenti appartenenti allo stesso piano devono essere progettate per permettere i movimenti previsti della struttura senza collassare (stabilità). Quando le travi sono poste al di sopra e nel piano delle pareti, i movimenti, anche per le travi non protette, solitamente sono piccoli e le ordinarie inflessioni sono consentite. Se una parete non è posta in corrispondenza della trave, l’inflessione del solaio che la parete deve permettere può essere grande. È perciò raccomandato, laddove possibile, che le pareti di separazione dei compartimenti siano disposte in corrispondenza delle travi.

In alcuni casi, la capacità di deformazione può verificarsi nella forma di un collegamento scorrevole. In altri casi, l’inflessione richiesta può essere troppo grande ed è necessario impiegare elementi di tessuto o tamponamenti deformabili, come illustrato in Figura 4-2.

Quando si deve verificare la prestazione della compartimentazione, devono essere tenuti presente anche i regolamenti nazionali per quanto riguarda le deformazioni strutturali da considerare.

4.3 Tenuta ed isolamento Le travi di acciaio poste in corrispondenza delle compartimentazioni antincendio fanno parte della parete e devono avere le stesse caratteristiche di separazione di questa. Una trave di acciaio senza forature garantisce la tenuta. Ogni passaggio necessario per gli impianti e tutte le aperture presenti sopra le travi composte devono essere opportunamente sigillati per il caso di incendio.

Una trave non protetta posta nel piano della parete di separazione di un compartimento può non garantire i richiesti requisiti di isolamento e normalmente richiede l’applicazione di sistemi protettivi. È raccomandato che tutte le travi disposte sulla frontiera del compartimento siano protette dal fuoco, come mostrato in Figura 4-1.

Dettag�i� def�r abi�e

Parete di c� parti e�ta�i��e

31

5 ESEMPI SVOLTI

Allo scopo di illustrare l’applicazione dei risultati forniti dal programma di calcolo MACS+, questo Paragrafo contiene un esempio svolto basato su un impalcato composto realistico.

L’edificio considerato è un edificio per uffici di 4 piani con struttura a telaio di acciaio. L’edificio deve avere una resistenza al fuoco di 60 minuti in accordo con i requisiti dei regolamenti nazionali per gli edifici.

L’impalcato di ogni piano è costituito da un solaio composto costruito con la lamiera grecata trapezioidale di acciaio tipo Cofraplus 60, calcestruzzo normale e un singolo strato di rete di armatura. Il solaio è appoggiato su travi secondarie lunghe 9 m progettate per funzionare come sezione composta con il solaio. Queste travi secondarie sono inoltre, a loro volta, appoggiate su travi principali composte di luce di 9 m e 12 m. Le travi sul contorno dell’edificio sono progettate come non composte in accordo con EN 1993-1-1. Alcune delle travi interne (tra i fili 1 e 2) sono travi composte ad anima piena e le travi tra i fili 2 e 3 sono travi composte alveolari.

La tipologia costruttiva dell’impalcato è mostrata nelle figure seguenti, dalla Figura 5-3 alla Figura 5-6.

La Figura 5-3 mostra la disposizione generale della struttura di acciaio al livello del solaio attraverso tutta la larghezza dell’edificio e su due luci nel verso della sua lunghezza. Si assume che questa disposizione generale sia ripetuta nelle campate adiacenti sulla lunghezza dell’edificio. Le colonne hanno sezione tipo HD 320 x 158 e sono progettate come colonne non composte in accordo con EN 1993-1-1.

I carichi considerati sul solaio sono stati i seguenti

• azione variabile dovuta alla destinazione d’uso: 4 kN/m2

• azione variabile dovuta ai tramezzi leggeri: 1 kN/m2

• azione permanente dovuta al soffitto e agli impianti: 0.7 kN/m2

• peso proprio della trave: 0.5 kN/m2

Per la progettazione delle travi di bordo, è stato considerato un ulteriore carico dovuto al tamponamento, pari a 2 kN/m.

Le dimensioni delle sezioni richieste per rispettare le normali fasi di verifica, per questi valori di azioni, sono mostrate nella Figura 5-3. Le travi interne sono composte e il grado di connessione a taglio di ogni trave è mostrato nella Tabella 5-1.

La Figura 5-4 mostra una sezione trasversale attraverso il solaio composto. Il solaio è costituito da calcestruzzo normale tipo C25/30 con altezza complessiva di 130 mm. La soletta è armata con una rete tipo ST 15C con tensione di snervamento di 500 MPa, che soddisfa i requisiti per la progettazione a temperatura ambiente, ma le cui dimensioni possono necessitare di essere incrementate se la prestazione in caso di incendio risultasse inadeguata.

32

La zona di solaio E è stata progettata usando travi composte alveolari con fori circolari sull’anima, ottenute da sezioni profilate a caldo del tipo IPE 300 di acciaio S355 (vedi la Figura 5-1 di seguito).

Figura 5-1 Geometria delle travi composte alveolari

Le zone di solaio D e F sono state progettate usando travi composte del tipo AngelinaTM con fori sinusoidali sull’anima, ottenute da sezioni profilate a caldo del tipo IPE 270 di acciaio S355 (vedi la Figura 5-2 di seguito).

Figura 5-2 Geometria delle travi composte di tipo ANGELINATM

Figura 5-3 Disposizione generale della struttura di acciaio al livello dell’impalcato

A

9 00 9 00

D

C

B

2 31

3 00

0

9 00

0 1

2 0

00

9 00

0

IPE 50

IPE 40

IPE 40

IPE 40

IPE 40

IPE 40

IPE 40

IPE 40

IPE 40

IPE 40

Angelin

Angelin

IPE 40

ACB

AC

AC

IPE 40

Angelin

IPE 50

IPE 50 IPE 50

IPE

50

IPE

50

IPE

50

IPE

60

IPE

50

IPE

50

IPE

50

IPE

750

×

13

7

IPE

750

×

13

7 Angelin

33

Tabella 5-1 Dettagli delle travi

Sei��e de��a trave

(S355)

P�sii��e de��a

trave

Tip���gia

c�struttiva

Grad� di

c���essi��e a

tag�i� (%)

�u�er� di c���ett�ri

per grupp� e spaiatura

IPE 400 Travi sec��darie i�ter�e

C� p�sta 51 1 @ 207

IPE 500 Travi sec��darie di b�rd�

(�� c� p�sta 1

IPE 500 Travi pri�cipa�i i�ter�e

C� p�sta 72 2 @ 207

IPE 750 2 137 Travi pri�cipa�i i�ter�e

C� p�sta 71 2 @ 207

IPE 600 Travi pri�cipa�i di b�rd�

(�� c� p�sta 1

ACB IPE 300�IPE 300

Travi sec��darie i�ter�e

C� p�sta 52 2 @ 207

A�ge�i�a IPE270 � IPE 270

Travi sec��darie i�ter�e

C� p�sta 52 2 @ 207

Figura 5-4 Caratteristiche costruttive del solaio

Tutti i collegamenti tra gli elementi principali della struttura di acciaio utilizzano dettagli costituiti da piastre di estremità flessibili e sono progettati come cerniere ideali in accordo con EN1993-1-8. La Figura 5-5(a) mostra il collegamento utilizzato tra travi principali e colonne. I collegamenti tra travi e colonne, per le travi secondarie, sono mostrati in Figura 5-5(b). La Figura 5-6 mostra la connessione con piastre di estremità tra le travi secondarie e le travi principali.

130

30

60

Mesh ST15C Cofraplus 60 decking

Normal weightconcrete

34

(a) Collegamento tra travi principali e colonne

(b) Collegamento tra travi secondarie e colonne

Figura 5-5 Collegamenti trave-colonna

Figura 5-6 Connessione tra travi secondarie e travi principali

60

30

130

50 40

40

5 x 70

140

430 x 200 x 10 thickend plate

6mmfilletweld

Cofraplus 60 decking ST 15C

60

30

130

50 40

40

3 x 70

90

6mmfilletweld

Cofraplus 60decking ST 15C

30

130

40

40

3 x 70

90

280 x 150x 8 thick

50

6mmfilletweld

60Cofraplus 60

decking

ST 15C

35

La Figura 5-7 mostra l’impalcato suddiviso in zone di progetto del solaio. È probabile che le zone di solaio A e B diano le condizioni di progetto più onerose. Sarà considerata la progettazione di entrambe queste zone.

Figura 5-7 Zone di progetto del solaio (A – F)

Perimetro delle zone di progetto del solaio

A

9 000 9 000

D

C

B

2 3 13

000

9 00

0 12

000

90

00

A

B

C

D

E

F

IPE 500

IPE 400

IPE 400

IPE 400

IPE 400

IPE 400

IPE 400

IPE 400

IPE 400

IPE 400

Angelina

Angelina

Angelina

IPE 400

ACB

ACB

ACB

IPE 400

Angelina

IPE 500

IPE 500 IPE 500

IPE

500

IPE

500

IPE

500

IPE

600

IPE

500

IPE

500

IPE

500

IPE

750

x13

7

IPE

750

x 1

37

36

5.1 Progettazione di impalcati composti in condizio ni di incendio Le seguenti analisi condotte sulle zone di progetto del solaio sono basate sulle caratteristiche costruttive richieste per le verifiche previste per la progettazione a temperatura ambiente. Se le caratteristiche costruttive ottenute si dimostreranno inadeguate per le condizioni di incendio allora le dimensioni della rete di armatura e/o lo spessore della soletta saranno incrementati per migliorare le prestazioni in condizioni di incendio. Poiché la zona di progetto B sembra più critica della zona di progetto A, a causa della sua maggiore luce, noi facciamo girare il programma prima con la zona di progetto B.

5.1.1 Progettazione del solaio: Zona B La Tabella 5-2 mostra i dati di input per la zona di progetto del solaio B, che ha dimensioni 9 m per 12 m con rete di armatura del tipo ST 15C. All’interno di questa zona di progetto del solaio sono presenti 3 travi composte non protette.

Tabella 5-2 Dati di input per la zona di progetto del solaio B

L (mm) ℓ (mm)

fc (MPa)

As (mm²/m)

fsy (MPa)

Travi non protette

Lamiera di acciaio

Spessore totale soletta (mm)

d: distanza delle barre

(mm)

12 000 9 000 25 142 500 IPE400 Cofraplus60 130 30

Da Figura 5-8 a 5-11 vengono mostrate alcune informazioni all’interno delle finestre del programma MACS+ .

Figura 5-8 Dati di input del programma MACS+ – Condizioni generali

37

Figura 5-9 Dati di input del programma MACS+ - Lamiera

Figura 5-10 Dati di input del programma MACS+ - Soletta

38

Figura 5-11 Dati di input del programma MACS+ – Travi della Zona B

L’applicazione del modello semplificato viene fatta secondo le seguenti fasi:

Fase 1: Calcolo del carico applicato sul solaio in caso di incendio

Il carico applicato sul solaio in caso di incendio, con un peso proprio del solaio di 2.28 kN/m², può essere determinato come:

( ) ( ) 2, kN/m98.50.10.45.05.07.028.25.0 =+×+++=+= QGq Sdfi

39

Figura 5-12 Dati di input del programma MACS+ - Carichi

Fase 2: Calcolo del trasferimento di calore all’interno del solaio composto Cofraplus 60

Con riferimento all’equazione D.15a dell’Allegato D di EN 1994-1-2(6), lo spessore efficace del solaio può essere ottenuto come:

mm95106101

62101585.0725.0

31

2121 ≈

++××+=

+++=ll

llhhheff

Questo spessore efficace permette di verificare che il solaio soddisfa il criterio EI60 che richiede uno spessore efficace minimo di 80 mm per il solaio composto.

Inoltre lo spessore efficace porta alle seguenti temperature θ1, θ2 e θs (vedi Tabella 3-1). Per un tempo di esposizione di 60 minuti ad un incendio normalizzato:

θ1 = 99 °C; θ2 = 831 °C e θs = 288 °C.

Secondo la Tabella 3-4 di EN 1994-1-2, non ci sono riduzioni di resistenza per la rete elettrosaldata di armatura:

500, =ssyf θ MPa

0.1,, =sfiMγ

Inoltre, si ha anche:

0.1,, =cfiMγ

Fase 3: Calcolo del momento resistente della sezione del solaio Mfi,0

Per questa zona di calcolo:

L1 = 9 000 mm (luce delle travi secondarie)

40

L2 = 12 000 mm (luce delle travi principali)

Perciò, L = max {L1; L2} = 12 000 mm e ℓ = min {L1; L2} = 9 000 mm.

Si ottiene così:

( ) 777.0300.12585.0

0.15000001

1420.12

185.0

21

,,

,,,

10 =××

×××−=−=

df

fKAg

cfiMc

sfiMsys s

γγθ

( ) 777.0300.12585.0

0.15000001

1420.12

185.0

21

,,

,,,

20 =××

×××−=−=

df

fAg

cfiMc

sfiMsys s

γγθ

Si deve notare che il parametro K è pari a 1.0 poiché la rete di armatura ha la stessa sezione in entrambe le direzioni.

Perciò, il momento resistente positivo della sezione del solaio è:

( )Nmm/mm4.0112

4

777.03300.1500

0001

142

4

3 20,,,0, =+×××=

+=

gdfAM sfiMsysfi s

γθ

In parallelo, è inoltre possibile determinare gli altri parametri necessari:

( )( ) 0.1

777.03

777.030.1

3

3

20

10 =++×=

++

=g

gKµ

333.10009

00012 ===l

La

( ) ( ) 427.011333.10.13333.10.12

1113

2

1 22

22

=−+×××××

=−+= aa

n µµ

Fase 4: Determinazione della capacità portante di riferimento del solaio

La capacità portante di riferimento del solaio può essere ottenuta da:

222222

0,

0009333.1427.0

4.011266

×××==

lan

Mp fi

fi= 0.461 × 10-3 N/mm² = 0.461 kN/m²

Fase 5: Determinazione dell’inflessione per il calcolo dell’azione membranale

L’inflessione del solaio in situazione di incendio per tenere conto dell’effetto membranale può essere ottenuta da:

( )

( )

[ ]{ } mm6.644700;300;5.253min0.391min

30

000900012;

30

0009;

8

000123

0.1000210

5005.0min

952.19

000999831102.1min

30;

30;

8

35.0min

2.19min

225

2

,,

212

=+=

+

×

××+

××−×=

+

+−=

−

lll LL

E

f

hw

sfiMa

sy

eff γθθα

41

Fase 6: Calcolo dei parametri per determinare l’azione membranale

La determinazione dei differenti fattori moltiplicativi per l’azione membranale è basata sui differenti parametri α1, α2, β1, β2, A, B, C, D, k e b che devono essere calcolati. I valori di questi parametri sono riassunti nella Tabella 5-3.

Tabella 5-3 Parametri usati per la valutazione dell’azione membranale nella Zona B

Equazione

Valore ottenuto

( )( )10

101 3

2

g

g

+=α 0.412

( )( )10

101 3

1

g

g

+−

=β 0.059

( )( )20

202 3

2

g

g

+=α

0.412

( )( )20

202 3

1

g

g

+−

=β

0.059

( )1

14

21422

2

++

−=an

nnak

1.194

( ) ( ) ( ) ( )( )

+

++−−

+= 22

2

213

1

2

21

812

1l

lnL

kn

n

nkA 1 978 359 mm2

( ) ( ) ( ) ( )( )

+

+−

+= 22

22

213212

lnLk

knL

k

kB

7 242 376 mm2

( )116

2

−= kn

Cl 2 305 602 mm2

( )22

218

nL

D −=

388 465 mm2

( )

+−×

−++=

2

145.085.0

,8

min

,,

,

,,,

,,

2

KfAd

f

fkKA

DCBAKb

sfiM

ssys

cfiM

c

ssys

sfiM

γγγ θ

θ

l

0.909

42

Fase 7: Calcolo dei fattori di incremento per l’azione membranale

I fattori moltiplicativi e1b, e2b, e1m e e2m possono essere ottenuti da:

Tabella 5-4 Fattori moltiplicativi per la valutazione dell’azione membranale nella Zona B

Equazione

Valore ottenuto

( ) ( )( )211

22

111 1211

32

112 bbnkk

bkbneb βαβα −−−+

+−−−+=

0.952

( ) ( ) ( )

+−++−

+= 2

3

101

13

3221

3

4

k

kknn

d

w

g

bem

5.407

mb eee 111 +=

6.360

( ) ( )13

12

1 22

222 +−−−+= kk

Kbk

bKe b

βα 1.016

( ) ( )2

3

202

16

32

3

4

k

kk

d

w

g

bKe m +

−++

= 2.777

mb eee 222 +=

3.794

Quindi, il fattore di incremento globale e è determinato da:

796.5333.10.121

7948.3360.6360.6

21 2221

1 =××+

−−=+

−−=a

eeee

µ

Fase 8: Capacità portante complessiva del solaio in condizioni di incendio

La capacità portante complessiva del solaio in condizioni di incendio che tiene conto dell’azione membranale può essere ottenuta da:

2,, kN/m670.2461.0796.5 =×=×= fislabRdfi peq

43

Fase 9: Capacità portante del solaio che tiene conto del contributo delle travi composte non protette

È possibile determinare la temperatura delle travi composte non protette in accordo al paragrafo 4.3.4.2.2 di EN 1994-1-2. Come primo passo, è necessario calcolare il fattore di sezione del profilo di acciaio IPE400. I valori calcolati sono riassunti nella Tabella 5-5.

Come indicato nella Tabella 3-2, le temperature delle parti di acciaio della sezione composta sono le seguenti:

• temperatura delle ali: 938.6°C; • temperatura dell’anima: 941.5°C in Tabella 3-2 ma viene preso pari a 938.6°C

perché l’altezza della sezione di acciaio non è maggiore di 500 mm; • temperatura dei connettori (vedi 4.3.4.2.5 di EN 1994-1-2): 938.6 × 0.8 =

750.9°C

Tabella 5-5 Fattore di sezione della trave composta non protetta

Elemento della sezione

di acciaio

−++=

wsh tBH

BHk

5.1

5.09.0

i

i

V

A

(m-1)

i

ish V

Ak (m-1)

Ala inferiore

0.668

( )159

2=

+

f

f

Bt

tB 106

Anima 2332 =wt

155

Ala superiore ( )

1592

=+

f

f

Bt

tB 106

In cui: H: altezza della sezione di acciaio; B: larghezza della sezione di acciaio; tf: spessore dell’ala; tw: spessore dell’anima.

Le temperature della sezione di acciaio e dei connettori permettono di determinare la resistenza a flessione delle travi non composte non protette interne. I valori calcolati sono dati in Tabella 5-6.

44

Tabella 5-6 Momento resistente delle travi composte non protette nella Zona B

Parametri Valori calcolati

Larghezza efficace del solaio { } mm25020003;40009min ==effb

Area della sezione di acciaio Ai mm²4468=iA

Fattore di riduzione per la resistenza dell’acciaio

0523.0, =θyk

Fattore di riduzione per la resistenza dei connettori

17.0, =θuk

Spessore della soletta in compressione in situazione di incendio

cfiMceff

afiMyyiu fb

kfAh

,,

,,,

/

/

γγθ∑=

mm787.20.1252502

0.10523.03554468 =×××=uh

Grado di connessione della trave a 20°C 51.020, =°Ccn

Grado di connessione della trave in condizioni di incendio νθ

νθθ γ

γ

,,,

,,20,,

fiMy

MuCcc k

knn °=

0.109.20.10523.0

25.117.051.0, >=

×××=θcn

Quindi connessione totale

Momento resistente positivo

−+=22,,

,,

uc

afiM

yyiRdfi

hh

HkfAM

γθ

kNm51.51Nmm1051.51

2

787.2130

2

400

0.1

0523.03554468

6

,

=×=

−+××=RdfiM

In cui: hc: spessore totale del solaio; γM,fi,a, γM,v e γM,fi,v fattori parziali di sicurezza per il profilo di acciaio, per i connettori di acciaio in condizioni normali e in condizioni di incendio.

Quindi, la capacità portante del solaio, grazie al contributo delle travi composte non protette può essere ottenuta da:

22

1

18

L

n

L

Mq ubRd,fi

ub,Rd,fi

+= ( )kN/m²70.1

1231

95.518

2 =+××=

Fase 10: Capacità portante complessiva del solaio in condizioni di incendio e verifica della resistenza al fuoco del solaio

La capacità portante complessiva del solaio è:

kN/m²37.470.167.2,,,,, =+=+= ubRdfislabRdfiRdfi qqq

Con riferimento ai carichi applicati sul solaio in condizioni di incendio:

kN/m²37.4kN/m²98.5 ,, =>= RdfiSdfi qq

45

Figura 5-13 Dati di output del programma MACS+ - Rapporto dettagliato

Conclusione 1

In conclusione, la stabilità del sistema di solaio non può essere assicurata per R60 con le sue attuali dimensioni nella Zona B. Perciò, è necessario modificare le caratteristiche costruttive.

Una soluzione adeguata può essere ottenuta incrementando la sezione della rete di armatura per aumentare la resistenza del solaio. Perciò, la sezione della rete elettrosaldata viene portata da ST 15C (142 mm²/m) a ST 25C (257 mm²/m).

Deve essere fatto un nuovo calcolo con questi dati di input aggiornati. Ma, è solo necessario ricalcolare la capacità portante della soletta perché le travi composte non protette restano immutate.

Figura 5-14 Dati di input del programma MACS+ - Solaio

46

Fase 2a: Calcolo del trasferimento di calore all’interno del solaio composto Cofraplus 60

I risultati sono identici a quelli ottenuti nella Fase 2 perché le dimensioni generali del solaio restano immutate.

Fase 3a: Calcolo del momento resistente della sezione del solaio Mfi,0

Si ottiene:

( ) 597.0300.12585.0

0.15000001257

0.12

185.0

21

,,

,,,

10 =××

×××−=−=

df

fKAg

cfiMc

sfiMsys s

γγθ

( ) 597.0300.12585.0

0.15000001257

0.12

185.0

21

,,

,,,

20 =××

×××−=−=

df

fAg

cfiMc

sfiMsys s

γγθ

Si deve notare che il parametro K è pari a 1.0 poiché la rete di armatura ha la stessa sezione in entrambe le direzioni.

Perciò, il momento resistente positivo della sezione del solaio è:

( )Nmm/mm 5.4663

4

597.03300.1500

0001

257

4

3 20,,,0, =+×××=

+=

gdfAM sfiMsysfi s

γθ

In parallelo, è inoltre possibile determinare gli altri parametri necessari:

( )( ) 0.1

597.03

597.030.1

3

3

20

10 =++×=

++

=g

gKµ

333.1000900012 ===

l

La

( ) ( ) 427.011333.10.13333.10.12

1113

21 2

22

2 =−+×××××

=−+= aa

n µµ

Fase 4a: Determinazione della capacità portante di riferimento del solaio

La capacità portante di riferimento del solaio può essere ottenuta da:

222222

0,

0009333.1427.0

5.466366

×××==

lan

Mp fi

fi= 0.794 × 10-3 N/mm² = 0.794 kN/m²

Fase 5a: Determinazione dell’inflessione per il calcolo dell’azione membranale

L’inflessione del solaio in situazione di incendio per tenere conto dell’effetto membranale può essere ottenuta da:

47

( )

( )

[ ]{ } mm5.644700;300;5.253min0.391min

30

000900012;

30

0009;

8

000123

0.1000210

5005.0min

952.19

0009992831102.1min

30;

30;

8

35.0min

2.19min

225

2

,,

212

=+=

+

×

××+

××−×=

+

+−=

−

lll LL

E

f

hw

sfiMa

sy

eff γθθα

Fase 6a: Calcolo dei parametri per determinare l’azione membranale

La determinazione dei diversi fattori moltiplicativi per l'azione membranale è basata sui differenti parametri α1, α2, β1, β2, A, B, C, D, k e b che devono essere calcolati. I valori di questi parametri sono riassunti in Tabella 5-7.

Tabella 5-7 Parametri usati per la valutazione dell’azione membranale nella Zona B

Equazione

Valore ottenuto

( )( )10

101 3

2

g

g

+=α 0.332

( )( )10

101 3

1

g

g

+−

=β 0.112

( )( )20

202 3

2

g

g

+=α

0.332

( )( )20

202 3

1

g

g

+−

=β

0.112

( )1

14

21422

2

++

−=an

nnak

1.194

( ) ( ) ( ) ( )( )

+

++−−

+= 22

2

213

1

2

21

812

1l

lnL

kn

n

nkA 1 978 359 mm2

( ) ( ) ( ) ( )( )

+

+−

+= 22

22

213212

lnLk

knL

k

kB

7 242 376 mm2

( )116

2

−= kn

Cl 2 305 602 mm2

( )22

218

nL

D −=

388 465 mm2

( )

+−×

−++=

2

145.085.0

,8

min

,,

,

,,,

,,

2

KfAd

f

fkKA

DCBAKb

sfiM

ssy

scfiM

c

ssys

sfiM

γγγ θ

θ

l

0.909

48

Fase 7a: Calcolo dei fattori di incremento per l’azione membranale

I fattori moltiplicativi e1b, e2b, e1m e e2m possono essere determinati come:

Tabella 5-8 Fattori di incremento per la valutazione dell’azione membranale nella Zona B

Equazione

Valore ottenuto

( ) ( )( )211

22

111 1211

32

112 bbnkk

bkbneb βαβα −−−+

+−−−+= 0.935

( ) ( ) ( )

+−++−

+= 2

3

101

13

3221

3

4

k

kknn

d

w

g

bem

5.679

mb eee 111 +=

6.614

( ) ( )13

12

1 22

222 +−−−+= kk

Kbk

bKe b

βα 0.991

( ) ( )2

3

202

16

32

3

4

k

kk

d

w

g

bKe m +

−++

= 2.917

mb eee 222 +=

3.908

Quindi, il fattore di incremento globale e è determinato con:

020.6333.10.121

908.3614.6614.6

21 2221

1 =××+

−−=+

−−=a

eeee

µ

Fase 8a: Capacità portante complessiva del solaio in condizioni di incendio

La capacità portante complessiva del solaio in condizioni di incendio che tiene conto dell’azione membranale può essere ottenuta da:

kN/m²78.4794.0020.6,, =×=×= fislabRdfi peq

Fase 9a: Capacità portante del solaio che tiene conto del contributo delle travi composte non protette

Lo stesso della Fase 9

Fase 10a: Capacità portante complessiva del solaio in condizioni di incendio e verifica della resistenza al fuoco del solaio

La capacità portante complessiva del solaio è:

49

kN/m²48.670.178.4,,,,, =+=+= ubRdfislabRdfiRdfi qqq

Con riferimento ai carichi applicati sul solaio in condizioni di incendio:

kN/m²48.6kN/m²98.5 ,, =<= RdfiSdfi qq

Figura 5-15 Dati di output del programma MACS+ – Rapporto dettagliato

Conclusione 2

In conclusione, la stabilità del sistema di solaio è assicurata per R60 con le sue attuali dimensioni nella Zona B.

Fase 11: Sollecitazioni in condizioni di incendio sulle travi perimetrali

Le sollecitazioni in condizioni di incendio sulle travi secondarie e sulle travi perimetrali della Zona B sono calcolati con le relazioni da 3.24 a 3.37:

• Per le travi perimetrali secondarie

( )[ ]{ }

kNm3.41212

5.513225.2025.2312105.4663812948.6

8

32

,

2

1,1,,20,2

21,

1,,,

=

×++−×−×××−××=

+

−−−=

−

=∑

M

Rdfiubi

ieffubeffubfiRdfi

bSdfi c

MnbbnLMLLq

M

kN3.1839

3.41244

1

1,,,1,,, =×==

L

MV bSdfi

bSdfi

50

• Per le travi perimetrali principali

( )( )

kNm0.686

12

8/128/129105.46630.1812948.68

32

2

1,2,10,

221,

2,,,

=

+−××××−××=

−−=

−=∑

M

iiefffiRdfi

bSdfi c

bLMLLq

M

µ

kN7.22812

0.68644

2

2,,,2,,, =×==

L

MV bSdfi

bSdfi

Una delle travi principali di questa zona è una trave perimetrale a livello della facciata e deve portare un carico aggiuntivo di 2.0 kN/m proveniente dagli elementi di facciata, che comporta una modifica delle sollecitazioni in caso di incendio secondo le seguenti relazioni:

kNm0.7228

120.20.686

2

2,,, =×+=bSdfiM

kN8.2342

120.28.2222,,, =×+=bSdfiV

Perciò, la protezione dal fuoco di questa trave deve essere determinata per assicurare che la capacità portante calcolata in condizioni di incendio sia non inferiore alle sollecitazioni in caso di incendio per la durata dell’incendio richiesta.

5.1.2 Progettazione del solaio: Zona A La procedura di calcolo da applicare è la stessa applicata per la Zona B. Qui le dimensioni sono 9 m per 9 m. Allo scopo di semplificare la costruzione, la rete ST 25C sarà usata anche per questa zona per avere la stessa sezione per l’intera superficie del solaio. Di conseguenza, anche la Zona A sarà verificata con questa sezione di armatura. Questa zona di calcolo è composta da due travi composte non protette. I dettagli del calcolo sono dati nel seguito:

Fase 1: Calcolo del carico applicato sul solaio in caso di incendio

Lo stesso calcolo fatto per la Zona B

Fase 2: Calcolo del trasferimento di calore all’interno del solaio composto Cofraplus 60

Lo stesso calcolo fatto per la Zona B

Fase 3: Calcolo del momento resistente della sezione del solaio Mfi,0

Per questa zona di calcolo:

L1 = 9 000 mm

L2 = 9 000 mm

Perciò, L = max {L1; L2} = 9 000 mm e ℓ = min {L1; L2} = 9 000 mm.

Si ottiene:

51

( ) 597.0300.12585.0

0.15000001

2570.12

185.0

21

,,

,,,

10 =××

×××−=−=

df

fKAg

cfiMc

sfiMsys s

γγθ

( ) 597.0300.12585.0

0.15000001

2570.12

185.0

21

,,

,,,

20 =××

×××−=−=

df

fAg

cfiMc

sfiMsys s

γγθ

Si deve notare che il parametro K è pari a 1.0 poiché la rete di armatura ha la stessa sezione in entrambe le direzioni.

Perciò, il momento resistente positivo della sezione del solaio è:

( )Nmm/mm5.4663

4

597.03300.1500

0001

257

4

3 20,,,0, =+×××=

+=

gdfAM sfiMsysfi s

γθ

In parallelo, è inoltre possibile determinare gli altri parametri necessari:

( )( ) 0.1

597.03

597.030.1

3

3

20

10 =++×=

++

=g

gKµ

0.10009

0009 ===l

La

( ) ( ) 50.0110.10.130.10.12

1113

2

1 22

22

=−+×××××

=−+= aa

n µµ

Fase 4: Determinazione della capacità portante di riferimento del solaio

La capacità portante di riferimento del solaio può essere ottenuta da:

2222220,

00090.15.05.4663

66××

×==lan

Mp fi

fi= 1.027 × 10-3 N/mm² = 1.027 kN/m²

Fase 5: Determinazione dell’inflessione per il calcolo dell’azione membranale

L’inflessione del solaio in situazione di incendio per tenere conto dell’effetto membranale può essere ottenuta da:

( )

( )

[ ]{ } mm2.581600;300;2.190min0.391min

30

00090009;

30

0009;

8

00093

0.1000210

5005.0min

952.19

000999831102.1min

30;

30;

8

35.0min

2.19min

225

2

,,

212

=+=

+

×

××+

××−×=

+

+−=

−

lll LL

E

f

hw

sfiMa

sy

eff γθθα

Fase 6: Calcolo dei parametri per determinare l’azione membranale

La determinazione dei diversi fattori moltiplicativi per l'azione membranale è basata sui differenti parametri α1, α2, β1, β2, A, B, C, D, k e b che devono essere calcolati. I valori di questi parametri sono riassunti in Tabella 5-9.

52

Tabella 5-9 Parametri usati per la valutazione dell’azione membranale nella Zona A

Equazione

Valore ottenuto

( )( )10

101 3

2

g

g

+=α 0.332

( )( )10

101 3

1

g

g

+−

=β 0.112

( )( )20

202 3

2

g

g

+=α

0.332

( )( )20

202 3

1

g

g

+−

=β

0.112

( )1

14

21422

2

++

−=an

nnak

1.0

( ) ( ) ( ) ( )( )

+

++−−

+= 22

2

213

1

2

21

812

1l

lnL

kn

n

nkA 3 375 000 mm2

( ) ( ) ( ) ( )( )

+

+−

+= 22

22

213212

lnLk

knL

k

kB

3 375 000 mm2

( )116

2

−= kn

Cl 0 mm2

( )22

218

nL

D −=

0 mm2

( )

+−×

−++=

2

145.085.0

,8

min

,,

,

,,,

,,

2

KfAd

f

fkKA

DCBAKb

sfiM

ssys

cfiM

c

ssys

sfiM

γγγ θ

θ

l

1.232

Fase 7: Calcolo dei fattori di incremento per l’azione membranale

I fattori moltiplicativi e1b, e2b, e1m e e2m possono essere determinati con:

53

Tabella 5-10: Fattori di incremento per la valutazione dell’azione membranale nella Zona A

Equazione

Valore ottenuto

( ) ( )( )211

22

111 1211

32

112 bbnkk

bkbneb βαβα −−−+

+−−−+= 0.943

( ) ( ) ( )( )

+−++−

+= 2

3

101

13

3221

3

4

k

kknn

d

w

g

bem

4.425

mb eee 111 +=

5.368

( ) ( )13

12

1 22

222 +−−−+= kk

Kbk

bKe b

βα 0.943

( )( )

( )2

3

202

16

32

3

4

k

kk

d

w

g

bKe m +

−++

= 4.425

mb eee 222 +=

5.368

Quindi, il fattore di incremento globale e è determinato con:

368.50.10.121

368.5368.5368.5

21 2221

1 =××+

−−=+

−−=a

eeee

µ

Fase 8: Capacità portante complessiva del solaio in condizioni di incendio

La capacità portante complessiva del solaio in condizioni di incendio che tiene conto dell’azione membranale può essere ottenuta da:

kN/m²51.5027.1368.5,, =×=×= fislabRdfi peq

Fase 9: Capacità portante del solaio che tiene conto del contributo delle travi composte non protette

Il momento resistente delle travi ha lo stesso valore ottenuto per la Zona A, ma il calcolo della loro capacità portante è modificato a causa del differente numero di travi interne non protette e della differente luce delle travi principali:

22

1

,,,

18

L

n

L

Mq ubRdfi

ubRdfi

+= ( )kN/m²70.1

9

21

9

5.5182 =+××=

54

Fase 10: Capacità portante complessiva del solaio in condizioni di incendio e verifica della resistenza al fuoco del solaio

La capacità portante complessiva del solaio è:

kN/m²21.770.151.5,,,,, =+=+= ubRdfislabRdfiRdfi qqq

Con riferimento ai carichi applicati sul solaio in condizioni di incendio

kN/m²21.7kN/m²98.5 ,, =<= RdfiSdfi qq

Figura 5-16 Dati di output del programma MACS+ – Rapporto dettagliato

In conclusione, la stabilità del sistema di solaio è assicurata per R60 con le sue attuali dimensioni nella Zona A.

Fase 11: Sollecitazioni in condizioni di incendio sulle travi perimetrali

Le sollecitazioni in condizioni di incendio sulle travi secondarie e sulle travi perimetrali della Zona A sono calcolati con le relazioni da 3.24 a 3.37:

• Per le travi perimetrali secondarie

( )[ ]{ }

kNm5.36112

5.512225.2025.229105.466389921.7

8

32

,

2

1,1,,20,2

21,

1,,,

=

×++−×−×××−××=

+

−−−=

−

=∑

M

Rdfiubi

ieffubeffubfiRdfi

bSdfi c

MnbbnLMLLq

M

kN7.1609

5.36144

1

1,,,1,,, =×==

L

MV bSdfi

bSdfi

55

• Per le travi perimetrali principali

( )( )

kNm8.419

12

8/909105.34660.189921.78

32

2

1,2,10.

221,

2,,,

=

+−××××−××=

−−=

−=∑

M

iiefffiRdfi

bSdfi c

bLMLLq

M

µ

kN6.1869

8.41944

2

2,,,2,,, =×==

L

MV bSdfi

bSdfi

Due delle travi perimetrali di questa zona sono travi d’angolo al livello della facciata e esse devono portare un carico aggiuntivo di 2.0 kN/m dovuto agli elementi di facciata, che comporta una modifica delle sollecitazioni in condizioni di incendio secondo le seguenti relazioni:

• Per le travi perimetrali secondarie di bordo

kN7.1692

90.27.160andkNm7.381

8

90.25.361 1,,,

2

1,,, =×+==×+= bSdfibSdfi VM

• Per le travi perimetrali principali di bordo

kN6.1952

90.26.186andkNm0.440

8

90.28.419 2,,,

2

2,,, =×+==×+= bSdfibSdfi VM

Perciò, la protezione dal fuoco di queste travi deve essere determinata per assicurare che la capacità portante calcolata in condizioni di incendio sia non inferiore alle sollecitazioni per la durata di incendio richiesta.

5.1.3 Progettazione del solaio: Zona E Nella Zona E, le dimensioni del solaio composto e le luci delle travi presentano gli stessi valori di quelli della Zona B. Tuttavia, le travi ad anima piena sono state sostituite con travi tipo IPE 300+IPE 300 ACB (vedi la sezione trasversale in Figura 5-18).

Figura 5-17 Dati di input del programma MACS+ – Travi nella Zona E

56

Figura 5-18 Sezione netta della trave ACB nella Zona E

Di conseguenza, necessita di essere determinata solo la capacità portante delle travi non protette .

Fasi da 1 a 8: come per la Zona B

Fase 9: Capacità portante del solaio che tiene conto del contributo delle travi composte non protette

I valori dei fattori di sezione dei profili di acciaio sono riassunti in Tabella 5-11.

Come indicato in Tabella 3-2, le temperature delle parti di acciaio delle sezioni composte sono le seguenti:

• temperatura delle ali: 940.0°C; • temperatura della parte inferiore dell’anima: 942.1°C in Tabella ma viene presa

pari a 940.0°C perché l'altezza della sezione di acciaio è non maggiore di 500 mm;

• temperatura della parte superiore dell’anima: 942.1°C; • temperatura dei connettori (vedi 4.3.4.2.5 di EN 1994-1-2): 940.0×0.8 =

752.0°C

57

Tabella 5-11 Fattore di sezione della trave composta non protetta

Elemento della sezione

di acciaio

( )( )

+−++−++++

=22

45.09.0

2121

221

2211

ww

wffsh ttBBH

BBhttBk

i

i

V

A

(m-1)

i

ish V

Ak (m-1)

Ala inferiore

0.699

( )200

2

11

11 =+

f

f

tB

tB 140

Parte inferiore dell’anima

3022

11

11 =+

ww

ww

th

th

211

Parte superiore

dell’anima 302

2

22

22 =+

ww

ww

th

th 211

Ala superiore ( )

2002

22

2 2 =+

f

f

tB

tB 140

In cui: H: altezza della sezione di acciaio; hw: altezza totale dell’anima; B1: larghezza dell’ala inferiore; tf1: spessore dell’ala inferiore; tw1: spessore della parte inferiore dell’anima; hw1: altezza della parte inferiore dell’anima (sezione netta); B2: larghezza dell’ala superiore; tf2: spessore dell’ala superiore; tw2: spessore della parte superiore dell’anima; hw2: altezza della parte superiore dell’anima (sezione netta).

Le temperature della sezione di acciaio e dei connettori permettono di determinare la resistenza a momento delle travi interne non composte non protette. Per le travi alveolari, il contributo degli elementi inferiori viene trascurato poiché la temperatura supera i 600°C. I valori calcolati sono dati in Tabella 5-12.

58

Tabella 5-12 Momento resistente delle travi composte non protette nella Zona E

Parametri Valori calcolati

Larghezza efficace del solaio { } mm25020003;4/0009min ==effb

Area dell’ala superiore Af2 mm²60512 =fA

Area della parte superiore dell’anima Aw2 mm²3522 =wA Fattore di riduzione per la resistenza

dell’acciaio 052.0, =θyk

Fattore di riduzione per la resistenza dei connettori

17.0, =θuk

Forza di trazione afiMyyi kfAT ,,, / γθ∑=+ ( )kN08.36

0.1052.03553526051

=××+=+T

Spessore della soletta in compressione in condizioni di incendio cfiMceff

u fb

Th

,,/ γ

+

= mm641.00.1252502

08.36 =×

=uh

Grado di connessione della trave a 20°C 52.020, =°Ccn

Grado di connessione della trave in condizioni di incendio νθ

νθθ γ

γ

,,,

,,20,,

fiMy

MuCcc k

knn °=

0.105.20.1052.0

25.117.052.0, >=

×××=θcn

Quindi connessione totale

Punto di applicazione della forza di trazione

afiM

yyiiT T

kfyAy

,,

,

γθ

+∑=

( )

mm86.4090.108.36

052.035563.29160545.6352

=×

×××+×=Ty

Punto di applicazione della forza di compressione

2ucF hhHy −+=

mm28.5502641.01306.420 =−+=Fy

Momento resistente positivo

( )TFRdfi yyTM −= +,

( )kNm07.5Nmm1007.5

86.40928.55008.366

,

=×=

−×=RdfiM

In cui: hc: spessore totale della soletta; γM,fi,a, γM,v e γM,fi,v fattori parziali di sicurezza per il profilo di acciaio, per i connettori di acciaio in condizioni normali e in condizioni di incendio.

Quindi, la capacità portante del solaio, grazie al contributo delle travi composte non protette può essere ottenuto da:

22

1

,,,

18

L

n

L

Mq ubRdfi

ubRdfi

+=

( )kN/m²17.0

12

31

9

07.582

=+××=

Fase 10: Capacità portante complessiva del solaio in condizioni di incendio e verifica della resistenza al fuoco del solaio

La capacità portante complessiva del solaio è:

kN/m²95.417.078.4,,,,, =+=+= ubRdfislabRdfiRdfi qqq

Con riferimento ai carichi applicati sul solaio in condizioni di incendio:

59

kN/m²95.4kN/m²98.5 ,, =>= RdfiSdfi qq

Figura 5-19 Dati di output del programma MACS+ – Rapporto dettagliato

Conclusione 1

In conclusione, la stabilità del sistema di solaio non può essere assicurata per R60 con le sue attuali dimensioni nella Zona E. Perciò, è necessario modificare le caratteristiche costruttive.

Una soluzione adeguata può essere l’incremento o del copriferro superiore delle barre o della sezione della rete.

La sezione superiore disponibile per le reti è pari a 385 mm2/m, cioè molto più grande dell’attuale rete ST 25C. Perciò, la prima opzione è di aumentare il copriferro superiore in modo da mantenere la loro temperatura inferiore a 400°C per avere la minima riduzione di tensione di snervamento. Il copriferro superiore viene aumentato da 30 mm a 40 mm. In questo caso, la temperatura della rete di armatura viene incrementata da 288°C a 363°C. In accordo alla Tabella 3-4 di EN 1994-1-2, la tensione di snervamento effettiva della rete di armatura viene ridotta al 96% del suo valore a temperatura ambiente.

A scopo informativo, usare questo copriferro superiore delle barre porta alle seguenti capacità portanti:

- Zona A: qfi,Rd = qfi,Rd,slab + qfi,Rd,ub = 6.60+ 1.70 = 8.30 kN/m2 > 7.21 kN/m2;

- Zona B: qfi,Rd = qfi,Rd,slab + qfi,Rd,ub = 4.88 + 1.70 = 6.58 kN/m2 > 6.48 kN/m2.

Di conseguenza, incrementando il copriferro superiore delle barre di armatura si incrementa la capacità portante globale della Zona A e della Zona B.

Fase 2a

Secondo la Tabella 3-4 di EN 1994-1-2, l’effettiva tensione di snervamento dell’acciaio della rete elettrosaldata si riduce come segue:

60

MPa481962,0500, =×=ssyf θ

Fase 3a: Calcolo del momento resistente della sezione del solaio Mfi,0

Per questa zona di calcolo:

L1 = 9 000 mm (luce delle travi secondarie)

L2 = 12 000 mm (luce delle travi principali)

Perciò, L = max {L1; L2} = 12 000 mm e ℓ = min {L1; L2} = 9 000 mm.

Si ottiene:

( ) 709.0400.12585.0

0.148100001

2570.12

185.0

21

,,

,,,

10 =××

×××−=−=

df

fKAg

cfiMc

sfiMsys s

γγθ

( ) 709.0400.12585.0

0.14810001

2570.12

185.0

21

,,

,,,

20 =××

×××−=−=

df

fAg

cfiMc

sfiMsys s

γγθ

Perciò, il momento resistente positivo della sezione del solaio è:

( )Nmm/mm51.5864

4

709.03400.1500962.0

0001

257

4

3 20,,,0, =+××××=

+=

gdfAM sfiMsysfi s

γθ

In parallelo, è inoltre possibile determinare gli altri parametri necessari:

( )( ) 0.1

709.03

709.030.1

3

3

20

10 =++×=

++

=g

gKµ

333.10009

00012 ===l

La

( ) ( ) 427.011333.10.13333.10.12

1113

2

1 2

2

2

2=−+×××

××=−+= a

an µ

µ

Fase 4a: Determinazione della capacità portante di riferimento del solaio

La capacità portante di riferimento del solaio può essere ottenuta da:

222222

0,

0009333.1427.0

51.586466

×××==

lan

Mp

fi

fi= 1.050 × 10-3 N/mm² = 1.050 kN/m²

Fase 5a: come per la Fase 5

Fase 6a: Calcolo dei parametri per determinare l’azione membranale

La determinazione dei diversi fattori moltiplicativi per l'azione membranale è basata sui differenti parametri α1, α2, β1, β2, A, B, C, D, k e b che devono essere calcolati. I valori di questi parametri sono riassunti in Tabella 5-13.

61

Tabella 5-13 Parametri usati per la valutazione dell’azione membranale nella Zona E

Equazione

Valore ottenuto

( )( )10

101 3

2

g

g

+=α 0.382

( )( )10

101 3

1

g

g

+−

=β 0.078

( )( )20

202 3

2

g

g

+=α

0.382

( )( )20

202 3

1

g

g

+−

=β

0.078

( )1

14

21422

2

++

−=an

nnak

1.194

( ) ( ) ( ) ( )( )

+

++−−

+= 22

2

213

1

2

21

812

1l

lnL

kn

n

nkA 1 978 359 mm2

( ) ( ) ( ) ( )( )

+

+−

+= 22

22

213212

lnLk

knL

k

kB

7 242 376 mm2

( )116

2

−= kn

Cl 2 305 602 mm2

( )22

218

nL

D −=

388 465 mm2

( )

+−×

−++=

2

145.085.0

,8

min

,,

,

,,,

,,

2

KfAd

f

fkKA

DCBAKb

sfiM

ssy

scfiM

c

ssys

sfiM

γγγ θ

θ

l

0.909

62

Fase 7a: Calcolo dei fattori di incremento per l’azione membranale

I fattori moltiplicativi e1b, e2b, e1m e e2m possono essere determinati con:

Tabella 5-14 Fattori di incremento per la valutazione dell’azione membranale nella Zona E

Equazione

Valore ottenuto

( ) ( )( )211

22

111 1211

32

112 bbnkk

bkbneb βαβα −−−+

+−−−+= 0.946

( ) ( ) ( )

+−++−

+= 2

3

101

13

3221

3

4

k

kknn

d

w

g

bem

4.130

mb eee 111 +=

5.076

( ) ( )13

12

1 22

222 +−−−+= kk

Kbk

bKe b

βα 1.007

( ) ( )2

3

202

16

32

3

4

k

kk

d

w

g

bKe m +

−++

= 2.121

mb eee 222 +=

3.129

Quindi, il fattore di incremento globale e è determinato con:

648.4333.10.121

129.3076.5076.5

21 22

211 =

××+−−=

+−

−=a

eeee

µ

Fase 8a: Capacità portante complessiva del solaio in condizioni di incendio

La capacità portante complessiva del solaio in condizioni di incendio che tiene conto dell’azione membranale può essere ottenuta da:

kN/m²88.4050.1648.4,, =×=×= fislabRdfi peq

Fase 9a: Capacità portante del solaio che tiene conto del contributo delle travi composte non protette

Come per la Fase 9

Fase 10a: Capacità portante complessiva del solaio in condizioni di incendio e verifica della resistenza al fuoco del solaio

La capacità portante complessiva del solaio è:

63

kN/m²05.517.088.4,,,,, =+=+= ubRdfislabRdfiRdfi qqq

Con riferimento ai carichi applicati sul solaio in condizioni di incendio:

kN/m²05.5kN/m²98.5 ,, =>= RdfiSdfi qq

Figura 5-20 Dati di output del programma MACS+ – Rapporto dettagliato

Conclusione 2

In conclusione, la stabilità del sistema di solaio non può essere assicura per R60 con le sue attuali dimensioni nella Zona E. Perciò, è necessario modificare le caratteristiche costruttive, per esempio incrementando l’area della rete di armatura.

La dimensione della rete elettrosaldata è stata portata da ST 25C (257 mm²/m) a ST 40C (385 mm²/m).

Fase 2b: come per la Fase 2a

Fase 3b: Calcolo del momento resistente della sezione del solaio Mfi,0

Per questa zona di calcolo:

L1 = 9 000 mm (luce delle travi secondarie)

L2 = 12 000 mm (luce delle travi principali)

Perciò, L = max {L1; L2} = 12 000 mm e ℓ = min {L1; L2} = 9 000 mm.

Si ottiene:

64

( ) 564.0400.12585.0

0.14810001

3850.12

185.0

21

,,

,,,

10 =××

×××−=−=

df

fKAg

cfiMc

sfiMsys s

γγθ

( ) 564.0400.12585.0

0.14810001

3850.12

185.0

21

,,

,,,

20 =××

×××−=−=

df

fAg

cfiMc

sfiMsys s

γγθ

Perciò, il momento resistente positivo della sezione di solaio è:

( )Nmm/mm40.6026

4

564.03400.1500962.0

0001

385

4

3 20,,,0, =+××××=

+=

gdfAM sfiMsysfi s

γθ

In parallelo, è inoltre possibile determinare gli altri parametri necessari:

( )( ) 0.1

564.03

564.030.1

3

3

20

10 =++×=

++

=g

gKµ

333.10009

00012 ===l

La

( ) ( ) 427.011333.10.13333.10.12

1113

2

1 22

22

=−+×××××

=−+= aa

n µµ

Fase 4b: Determinazione della capacità portante di riferimento del solaio

La capacità portante di riferimento del solaio può essere determinata come :

222222

0,

0009333.1427.0

40.602666

×××==

lan

Mp

fi

fi= 1.512 × 10-3 N/mm² = 1.512 kN/m²

Fase 5b: come per la Fase 5

Fase 6b: Calcolo dei parametri per determinare l’azione membranale

La determinazione dei diversi fattori moltiplicativi per l'azione membranale è basata sui differenti parametri α1, α2, β1, β2, A, B, C, D, k e b che devono essere calcolati. I valori di questi parametri sono riassunti in Tabella 5-15.

65

Tabella 5-15 Parametri usati per la valutazione dell’azione membranale nella Zona E

Equazione

Valore ottenuto

( )( )10

101 3

2

g

g

+=α 0.317

( )( )10

101 3

1

g

g

+−

=β 0.122

( )( )20

202 3

2

g

g

+=α

0.317

( )( )20

202 3

1

g

g

+−

=β

0.122

( )1

14

21422

2

++

−=an

nnak

1.194

( ) ( ) ( ) ( )( )

+

++−−

+= 22

2

213

1

2

21

812

1l

lnL

kn

n

nkA 1 978 359 mm2

( ) ( ) ( ) ( )( )

+

+−

+= 22

22

213212

lnLk

knL

k

kB

7 242 376 mm2

( )116

2

−= kn

Cl 2 305 602 mm2

( )22

218

nL

D −=

388 465 mm2

( )

+−×

−++=

2

145.085.0

,8

min

,,

,

,,,

,,

2

KfAd

f

fkKA

DCBAKb

sfiM

ssy

scfiM

c

ssys

sfiM

γγγ θ

θ

l

0.892

Fase 7b: Calcolo dei fattori di incremento per l’azione membranale

I fattori moltiplicativi e1b, e2b, e1m e e2m possono essere determinati con:

66

Tabella 5-16 Fattori di incremento per la valutazione dell’azione membranale nella Zona E

Equazione

Valore ottenuto

( ) ( )( )211

22

111 1211

32

112 bbnkk

bkbneb βαβα −−−+

+−−−+= 0.934

( ) ( ) ( )

+−++−

+= 2

3

101

13

3221

3

4

k

kknn

d

w

g

bem

4.216

mb eee 111 +=

5.150

( ) ( )13

12

1 22

222 +−−−+= kk

Kbk

bKe b

βα 0.988

( ) ( )2

3

202

16

32

3

4

k

kk

d

w

g

bKe m +

−++

= 2.165

mb eee 222 +=

3.153

Quindi, il fattore di incremento globale e è determinato con:

711.4333.10.121

153.3150.5150.5

21 22

211 =

××+−−=

+−

−=a

eeee

µ

Fase 8b: Capacità portante complessiva del solaio in condizioni di incendio

La capacità portante complessiva del solaio in condizioni di incendio che tiene conto dell’azione membranale può essere ottenuta da:

kN/m²123.7512.1711.4,, =×=×= fislabRdfi peq

Fase 9b: Capacità portante del solaio che tiene conto del contributo delle travi composte non protette

Come per la Fase 9

Fase 10b: Capacità portante complessiva del solaio in condizioni di incendio e verifica della resistenza al fuoco del solaio

La capacità portante complessiva del solaio è:

kN/m²29.717.012.7,,,,, =+=+= ubRdfislabRdfiRdfi qqq

Con riferimento ai carichi applicati sul solaio in condizioni di incendio:

67

kN/m²29.7kN/m²98.5 ,, =<= RdfiSdfi qq

Conclusione 3

In conclusione, la stabilità del sistema di solaio è assicurata per R60 con le sue attuali dimensioni nella Zona E.

Figura 5-21 Dati di output del programma MACS+ – Rapporto dettagliato

Fase 11: Sollecitazioni in condizioni di incendio sulle travi perimetrali

Le sollecitazioni in condizioni di incendio sulle travi secondarie e sulle travi perimetrali della Zona E sono calcolati come segue:

• Per le travi perimetrali secondarie

( )[ ]{ }

kNm08.56712

1.53225.2225.225.23121040.6026812929.7

8

32

,

2

1,1,,20,2

21,

1,,,

=

×++−×−×××−××=

+

−−−=

−

=∑

M

Rdfiubi

ieffubeffubfiRdfi

bSdfi c

MnbbnLMLLq

M

kN04.2529

08.56744

1

1,,,1,,, =×==

L

MV

bSdfi

bSdfi

68

• Per le travi perimetrali principali

( )( )

kNm91.760

12

81281291040.60260.1812929.78

32

2

1,2,10,

221,

2,,,

=

+−××××−××=

−−=

−=∑

M

iiefffiRdfi

bSdfi c

bLMLLq

M

µ

kN64.25312

91.76044

2

2,,,2,,, =×==

L

MV

bSdfi

bSdfi

Perciò, la protezione dal fuoco di questa trave deve essere determinata in modo tale da assicurare che la capacità portante in condizioni di incendio sia non inferiore alle sollecitazioni per la durata dell’incendio richiesta.

5.1.4 Progettazione del solaio: Zona D Nella Zona D, le dimensioni del solaio composto e le luci delle travi hanno gli stessi valori di quelle della Zona A. Tuttavia, le travi ad anima piena sono state sostituite con travi del tipo IPE 270+IPE 270 AngelinaTM (vedi sezione trasversale in Figura 5-23).

Di conseguenza, necessita di essere determinata solo la capacità portante delle travi non protette.

Figura 5-22 Input data del programma MACS+ – Travi nella Zona D

69

Figura 5-23 Sezione netta delle travi Angelina in Zona D

Fase 2: come per la Zona E

Fasi da 3 a 8: come per la Zona A

Fase 9: Capacità portante del solaio che tiene conto del contributo delle travi composte non protette

I valori dei fattori di sezione dei profili di acciaio sono riassunti in Tabella 5-17.

Dalla Tabella 3-3, le temperature delle parti di acciaio delle sezioni composte sono le seguenti:

• temperatura delle ali: 941.0°C; • temperatura della parte inferiore dell’anima: 942.2°C in Tabella 3-3 ma preso pari a

941.0°C perché l’altezza della sezione di acciaio è non maggiore di 500 mm; • temperatura della parte superiore dell’anima: 942.2°C; • temperatura dei connettori (vedi 4.3.4.2.5 di EN 1994-1-2): 941.0×0.8 = 752.8°C.

Tabella 5-17 Fattore di sezione della trave composta non protetta in Zona D

Elemento della sezione

di acciaio

( )( )

+−++−++++

=22

45.09.0

2121

221

2211

ww

wffsh ttBBH

BBhttBk

i

i

V

A

(m-1)

i

ish V

Ak (m-1)

Ala inferiore

0.711

( )211

2

11

11 =+

f

f

tB

tB 150

Parte inferiore dell’anima

3222

11

11 =+

ww

ww

th

th

229

Parte superiore

dell’anima 322

2

22

22 =+

ww

ww

th

th 229

Ala superiore ( )

2112

22

2 2 =+

f

f

tB

tB 150

In cui: H: altezza della sezione di acciaio; hw: altezza totale dell’anima; B1: larghezza dell’ala inferiore; tf1: spessore dell’ala inferiore; tw1: spessore della parte inferiore dell’anima; hw1: altezza della parte inferiore dell’anima (sezione netta); B2: larghezza dell’ala superiore; tf2: spessore dell’ala superiore; tw2: spessore della parte superiore dell’anima; hw2: altezza della parte superiore dell’anima (sezione netta).

70

Le temperature della sezione di acciaio e dei connettori permettono di determinare la resistenza a momento delle travi interne non composte non protette. Per le travi alveolari, il contributo della parte inferiore viene trascurato poiché la sua temperatura supera i 600°C. I valori calcolati sono dati in Tabella 5-18.

Tabella 5-18 Momento resistente delle travi composte non protette nella Zona D

Parametri Valori calcolati

Larghezza efficace del solaio { } mm25020003;4/0009min ==effb

Area dell’ala superiore Af2 mm²37712 =fA

Area della parte superiore dell’anima Aw2 mm²0.2292 =wA Fattore di riduzione per la resistenza

dell’acciaio 052.0, =θyk

Fattore di riduzione per la resistenza dei connettori

17.0, =θuk

Forza di trazione afiMyyi kfAT ,,, / γθ∑=+

( )kN64.31

0.1052.03552293771

=××+=+T

Spessore della soletta in compressione in caso di incendio cfiMceff

u fb

Th

,,/ γ

+

= mm562.00.1252502

64.31 =×

=uh

Grado di connessione della trave a 20°C 52.020, =°Ccn

Grado di connessione della trave in condizioni di incendio νθ

νθθ γ

γ

,,,

,,20,,

fiMy

MuCcc k

knn °=

0.104.20.1052.0

25.117.052.0, >=

×××=θcn

Quindi connessione totale

Punto di applicazione della forza di trazione

afiM

yyiiT T

kfyAy

,,

,

γθ

+∑=

( )

mm66.4030.164.31

052.035532.25137732.6229

=×

×××+×=Ty

Punto di applicazione della forza di compressione

2ucF hhHy −+=

mm72.5442562.0130415 =−+=Fy

Momento resistente positivo

( )TFRdfi yyTM −= +,

( )kNm46.4Nmm1046.4

66.40372.54464.316

,

=×=

−×=RdfiM

In cui: hc è l’altezza totale del solaio; γM,fi,a, γM,v e γM,fi,v fattori parziali di sicurezza per il profilo di acciaio, per i connettori di acciaio in condizioni normali e in condizioni di incendio.

Quindi, la capacità portante del solaio, grazie al contributo delle travi composte non protette può essere ottenuto da:

22

1

,,,

18

L

n

L

Mq ubRdfi

ubRdfi

+=

( )kN/m²15.0

9

21

9

46.482

=+××=

71

Fase 10: Capacità portante complessiva del solaio in condizioni di incendio e verifica della resistenza al fuoco del solaio

La capacità portante complessiva del solaio è:

kN/m²66.515.051.5,,,,, =+=+= ubRdfislabRdfiRdfi qqq

Con riferimento ai carichi applicati sul solaio in condizioni di incendio:

kN/m²66.5kN/m²98.5 ,, =>= RdfiSdfi qq

Figura 5-24 Dati di output del programma MACS+ – Rapporto dettagliato

Conclusione 1

In conclusione, la stabilità del sistema di solaio non può essere assicurata per R60 con le sue attuali dimensioni nella Zona D. Perciò, è necessario modificare le caratteristiche costruttive.

Una soluzione adeguata può essere l’incremento del copriferro superiore delle barre o della sezione della rete.

Perciò, il copriferro superiore delle barre viene aumentato da 30 mm a 40 mm, modificando la temperatura della rete di armatura da 288°C a 362°C.

Fase 2a

In accordo alla Tabella 3-4 di EN 1994-1-2, l’effettiva tensione di snervamento dell’acciaio della rete elettrosaldata si riduce come segue:

MPa481962,0500, =×=ssyf θ

Fase 3a: Calcolo del momento resistente della sezione del solaio Mfi,0

Per questa zona di calcolo:

L1 = 9 000 mm (luce delle travi secondarie)

72

L2 = 9 000 mm (luce delle travi principali)

Perciò, L = max {L1; L2} = 9 000 mm e ℓ = min {L1; L2} = 9 000 mm.

Si ottiene:

( ) 709.0400.12585.0

0.14810001

2570.12

185.0

21

,,

,,,

10 =××

×××−=−=

df

fKAg

cfiMc

sfiMsys s

γγθ

( ) 709.0400.12585.0

0.14810001

2570.12

185.0

21

,,

,,,

20 =××

×××−=−=

df

fAg

cfiMc

sfiMsys s

γγθ

Perciò, il momento resistente positivo della sezione del solaio è:

( )Nmm/mm51.5864

4

709.03400.1481

0001

257

4

3 20,,,0, =+×××=

+=

gdfAM sfiMsysfi s

γθ

In parallelo, è inoltre possibile determinare gli altri parametri necessari:

( )( ) 0.1

709.03

709.030.1

3

3

20

10 =++×=

++

=g

gKµ

0.10009

0009 ===l

La

( ) ( ) 5.0110.10.130.10.12

1113

2

1 22

22

=−+×××××

=−+= aa

n µµ

Fase 4a: Determinazione della capacità portante di riferimento del solaio

La capacità portante di riferimento del solaio può essere ottenuta da:

222222

0,

00090.1427.0

51.586466

×××==

lan

Mp

fi

fi= 1.359 × 10-3 N/mm² = 1.359 kN/m²

Fase 5a: come per la Fase 5

Fase 6a: Calcolo dei parametri per determinare l’azione membranale

La determinazione dei diversi fattori moltiplicativi per l'azione membranale è basata sui differenti parametri α1, α2, β1, β2, A, B, C, D, k e b che devono essere calcolati. I valori di questi parametri sono riassunti in Tabella 5-19.

73

Tabella 5-19 Parametri usati per la valutazione dell’azione membranale nella Zona D

Equazione

Valore ottenuto

( )( )10

101 3

2

g

g

+=α 0.382

( )( )10

101 3

1

g

g

+−

=β 0.078

( )( )20

202 3

2

g

g

+=α

0.382

( )( )20

202 3

1

g

g

+−

=β

0.078

( )1

14

21422

2

++

−=an

nnak

1.0

( ) ( ) ( ) ( )( )

+

++−−

+= 22

2

213

1

2

21

812

1l

lnL

kn

n

nkA 3 375 000 mm2

( ) ( ) ( ) ( )( )

+

+−

+= 22

22

213212

lnLk

knL

k

kB

3 375 000 mm2

( )116

2

−= kn

Cl 0 mm2

( )22

218

nL

D −=

0 mm2

( )

+−×

−++=

2

145.085.0

,8

min

,,

,

,,,

,,

2

KfAd

f

fkKA

DCBAKb

sfiM

ssy

scfiM

c

ssys

sfiM

γγγ θ

θ

l

1.5

74

Fase 7a: Calcolo dei fattori di incremento per l’azione membranale

I fattori moltiplicativi e1b, e2b, e1m e e2m possono essere determinati con:

Tabella 5-20 Fattori di incremento per la valutazione dell’azione membranale nella Zona D

Equazione

Valore ottenuto

( ) ( )( )211

22

111 1211

32

112 bbnkk

bkbneb βαβα −−−+

+−−−+= 0.941

( ) ( ) ( )

+−++−

+= 2

3

101

13

3221

3

4

k

kknn

d

w

g

bem

3.917

mb eee 111 +=

4.858

( ) ( )13

12

1 22

222 +−−−+= kk

Kbk

bKe b

βα 0.941

( ) ( )2

3

202

16

32

3

4

k

kk

d

w

g

bKe m +

−++

= 3.917

mb eee 222 +=

4.858

Quindi, il fattore di incremento globale e è determinato con:

858.40.10.121

858.4858.4858.4

21 22

211 =

××+−−=

+−

−=a

eeee

µ

Fase 8a: Capacità portante complessiva del solaio in condizioni di incendio

La capacità portante complessiva del solaio in condizioni di incendio che tiene conto dell’azione membranale può essere ottenuta da:

kN/m²60.6359.1858.4,, =×=×= fislabRdfi peq

Fase 9a: Capacità portante del solaio che tiene conto del contributo delle travi composte non protette

Come per la Fase 9

Fase 10a: Capacità portante complessiva del solaio in condizioni di incendio e verifica della resistenza al fuoco del solaio

La capacità portante complessiva del solaio è:

75

kN/m²75.615.060.6,,,,, =+=+= ubRdfislabRdfiRdfi qqq

Con riferimento ai carichi applicati sul solaio in condizioni di incendio:

kN/m²75.6kN/m²98.5 ,, =<= RdfiSdfi qq

Figura 5-25 Dati di output del programma MACS+ – Rapporto dettagliato

Conclusione 2

In conclusione, la stabilità del sistema di solaio è assicurata per R60 con le sue attuali dimensioni nella Zona D.

Fase 11: Sollecitazioni in condizioni di incendio sulle travi perimetrali

Le sollecitazioni in condizioni di incendio sulle travi secondarie e sulle travi perimetrali della Zona D sono calcolati come segue:

• Per le travi perimetrali secondarie

( )[ ]{ }

kNm74.39312

5.42225.2025.2291051.586489975.6

8

32

,

2

1,1,,20,2

21,

1,,,

=

×++−×−×××−××=

+

−−−=

−

=∑

M

Rdfiubi

ieffubeffubfiRdfi

bSdfi c

MnbbnLMLLq

M

kN00.1759

74.39344

1

1,,,1,,, =×==

L

MV

bSdfi

bSdfi

76

• Per le travi perimetrali principali

( )( )

kNm42.389

12

898991051.58640.189975.68

32

2

1,2,10,

221,

2,,,

=

+−××××−××=

−−=

−=∑

M

iiefffiRdfi

bSdfi c

bLMLLq

M

µ

kN08.1739

42.38944

2

2,,,2,,, =×==

L

MV

bSdfi

bSdfi

Una delle travi perimetrali di questa zona è una trave di bordo al livello della facciata, essa deve portare un carico aggiuntivo di 2.0 kN/m dovuto agli elementi di facciata, che comporta una modifica delle sollecitazioni in condizioni di incendio secondo le seguenti relazioni:

kNm00.4148

90.274.393

2

1,,, =×+=bSdfiM

kN00.1842

90.200.1751,,, =×+=bSdfiV

Perciò, la protezione dal fuoco della trave deve essere determinata per assicurare che la capacità portante calcolata in situazione di incendio sia non inferiore alle sollecitazioni per la durata di incendio richiesta.

5.2 Dettagli delle armature Dal momento che i dati di output confermano che le capacità portanti delle zone A e B sono entrambe adeguate, la rete utilizzata ST 25C è adeguata per la progettazione in caso di incendio.

Questa rete ha una sezione di 257 mm2/m in entrambe le direzioni e ha fili di 7 mm con assi distanziati di 150 mm in entrambe le direzioni.

La rete nell’esempio ha una tensione di snervamento di 500 N/mm2. Per la progettazione al fuoco le armature devono essere scelte di Classe A in accordo con EN 10080.

Alle giunzioni tra le lastre, l’armatura deve essere adeguatamente sovrapposta allo scopo di assicurare che la sua completa resistenza a trazione possa essere sviluppata in caso di un incendio nell’edificio. Per le barre di diametro 7 mm della rete tipo ST 25C la minima lunghezza di sovrapposizione necessaria è 300 mm, come mostrato in Tabella 3-3. Per evitare l’accumulo di barre alle sovrapposizioni, devono essere scelti i pannelli di rete con “estremità libere” come mostrato in Figura 3-5.

Armature aggiuntive sotto forma di barre a U devono essere messe in opera in corrispondenza delle travi di bordo per assicurare adeguato collegamento tra queste travi e il solaio composto.

77

5.3 Protezione dal fuoco delle colonne In questo esempio deve essere specificata la protezione anche per tutte le colonne. Le seguenti informazioni devono essere fornite quando viene determinata la protezione dal fuoco.

Periodo di resistenza al fuoco 60 minuti

Dimensioni della sezione HD320×158

Fattore di sezione 63 m-1 protezione scatolare riscaldata su 4 lati

89 m-1 protezione aderente riscaldata su 4 lati

Temperatura critica il valore inferiore tra 500°C o 80ºC minore della temperatura critica calcolata sulla base delle regole di progettazione di EN 1993-1-2

La protezione dal fuoco applicata deve essere estesa a tutta l’altezza della colonna, fino alla superficie inferiore del solaio composto.

78

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