Relazione telaio

5/11/2018 Relazione telaio - slidepdf.com

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INDICE

DATI DI PROGETTO.................................................................................................................................................... ..2

METODO MATRICIALE...............................................................................................................................................3

MATRICI DI TRASFORMAZIONE..............................................................................................................................7

MATRICI DI RIGIDEZZA E MOMENTI DI INCASTRO PERFETTO............................................................ ......8

SPOSTAMENTI E SOLLECITAZIONI............................................................................................................. .........17

EQUILIBRIO..................................................................................................................................................................19

STUDIO DEFORMATA.................................................................................................................................................28

DIAGRAMMA SFORZI NORMALI............................................................................................................................29

DIAGRAMMA TAGLI...................................................................................................................................................30

DIAGRAMMA MOMENTI...........................................................................................................................................31

DEFORMATA QUALITATIVA......................................................................................................................... ........ ..32

CONSIDERAZIONI.......................................................................................................................................................33

1



DATI DI PROGETTO

x

y

O

0 , 5 1 . 0 0

3

3 , 5

2 2 , 5

q

M

1 , 5 1

1 , 5

D HE

FCB

GA

+ T

- T

+ T

F

DATI

Asta Sezione bxh (mm) Carico Caratteristiche materiale

AB 300x450 q = 20 KN/m Modulo elastico E = 40000 MPa

BD 300x300 ΔT = 20 °C Coeff. Di dilatazione termica α = 1,3x10-6 °C-1

BC 300x450 / Caratteristiche vincoli elastici

CD 300x450 / ε = 4x10-6 (kNm)-1

DE 300x350 ΔT = 25 °C Dati Fondazione

CF 300x350 M = 45 KNm Cost. di sottofondo K = 0.05 N/mm3

CG 300x350 / Larghezza = 1m

Fondazione rigida F1 = 40 kN

2



METODO MATRICIALE

Per la risoluzione del telaio è stato utilizzato il metodo matriciale. Il procedimento piuttostoarticolato, prevede come primo passo l’assunzione dei sistemi di riferimento, globale (X, Y)e locali (x, y), quindi la determinazione dei nodi iniziali (i) e finali (k) per ogni asta. Laconvenzione sui segni è la seguente:

- Sforzo normale positivo se concorde con l’asse x;- Taglio positivo se concorde con l’asse y;- Momento positivo se in senso orario.

A G

B C F

EHD

O

y

x ¯

¯ y

x ¯

¯ y

x

¯

¯ y

x ¯

¯ y

x

y ¯

x ¯

x ¯

y ¯

x ¯

x ¯

y ¯

1

2

3

4

5

6

7 8

¯ y

ASTA NODO i NODO k

1 B A2 B D3 B C4 D C5 C F6 C G7 D H8 H E

3



Si passa, poi, alla determinazione delle rigidezze assiali, flessionali e a taglio nonché deimomenti di trasporto.La rigidezza assiale, è definita come quella forza necessaria per ottenere unospostamento unitario di un estremo dell’asta rispetto all’altro:

l

EAik a =, ρ

La rigidezza flessionale rappresenta il momento che è necessario applicare in i per ottenere in i la rotazione unitaria.

2β α α ε α

α ε ρ

−+

+=

k ii

k

ik

La rigidezza a taglio rappresenta la forza verticale da applicare all’estremo i per produrreun cedimento unitario in i, quindi la rigidezza al taglio sarà espressa da:

2'2

l V

ik kiik

ik

ρ ρ ρ ++=

dove il termine ρ’ik esprime il momento di trasporto che rappresenta il momento che nasceall’estremo k per effetto del momento unitario applicato in i.

Determinate le rigidezze, si può scrivere la matrice di rigidezza (nel sistema di riferimentolocale)

Si procede quindi determinando i momenti d’incastro perfetto per ogni asta, cioè i momentiche si destano, per effetto dei carichi esterni, all’estremità di una trave, quando taliestremità sono impedite di ruotare e di subire cedimenti.

Successivamente si costruisce la matrice di trasformazione Λ, operatore necessario per ilpassaggio dal sistema di riferimento locale a quello globale.

=Λ

λ

λ

0

0

dove con λ viene indicata la matrice dei coseni direttori dell’asta:

4



Tramite la matrice di trasformazione, si determina la matrice di rigidezza e il vettore deitermini noti riferiti al sistema globale per ogni asta:

ΛΛ= k K T

f f T

λ =

L’equazione di equilibrio per il singolo nodo si può scrivere nella forma matriciale:0

f F K +=⋅δ

dove il vettore F indica eventuali carichi nodali, f 0 contiene le sollecitazioni d’incastroperfetto e la matrice K è formata dai blocchi di ordine 3x3 del tipo Kpp per ogni asta j checoncorre al nodo che vanno sommati tra di loro, e di blocchi del tipo K pq che vanno acostituire i coefficienti dei vettori spostamento relativi agli altri estremi delle aste.

kB B+kB B

+ kB B

kB C kB D 0

kH HkH H+

kC DkC C+kC B

kC C+kC C

kC C

kD D

kD D

1 2

3

3 2

33 4

5 6

4

0

2

kD B

4

kD C

7

7

4

K

0

0

0

kC G

6

kD D+2

0 0 06

kG C kfkG G+6

0

kD H

7

0 kH D

7 8

Quindi, si scrive il vettore dei carichi agenti sulle singole aste, detto vettore dei termini noti,e si ricavano gli spostamenti dei nodi tramite la formula inversa:

)(0

1 f F K +=

−

δ

Si trasforma nuovamente il vettore spostamento nel sistema di riferimento locale, al fine ditrovare le sollecitazioni agenti sul telaio.

δ λ δ ⋅=

Ottenuti gli spostamenti nel sistema locale si ottengono le sollecitazioni tramite:0

f K S +⋅= δ

Le sollecitazioni nel sistema globale, si ricavano dall’equazione:S S

T Λ=

5



Trovate le sollecitazioni, si possono determinare i diagrammi di sforzo normale, taglio emomento flettente e la deformata.

Di seguito viene riportato il procedimento e i calcoli ottenuti per ogni asta.

6



MATRICI DI TRASFORMAZIONE

Poiché il telaio è costituito da aste orizzontali, verticali e da una sola asta diversamenteinclinata (asta BD α=56,31°), le matrici di trasformazione sono solamente 3.

Aste orizzontali

1 0 0 0 0 00 1 0 0 0 00 0 1 0 0 00 0 0 1 0 00 0 0 0 1 00 0 0 0 0 1

Aste verticali

0 1 0 0 0 0-1 0 0 0 0 0

0 0 1 0 0 00 0 0 0 1 00 0 0 -1 0 00 0 0 0 0 1

Asta B-D

0,554785021 -0,83218 0 0 0 00,832177531 0,554785 0 0 0 0

0 0 1 0 0 00 0 0 0,554785021 -0,83218 00 0 0 0,832177531 0,554785 00 0 0 0 0 1

7



MATRICI DI RIGIDEZZA E MOMENTI DI INCASTRO PERFETTO

ASTA 1

q

B A

Calcolo delle rigidezze:

EI

l EI

l

l

EI ik

+

+⋅=

ε

ε

ρ

4

)3

(43

l

EI t ik ik ik ik

ε ρ ρ ρ

31

1

2

1'

+

⋅⋅=⋅=

EI

l ki

4

1

+

=

ε

ρ

l

EAa = ρ

MATRICE DI RIGIDEZZA nel sistema locale

1542857 0 0 -15 428 57 0 0

0 6824,5124 22839482,21 0 -6 82 4, 51 24 1046311,358

0 22839482 78717491149 0 -22839482 1220696584

-15 428 57 0 0 1542857 0 0

0 -6 82 4, 51 24 -22839482,21 0 6824,5124 -1 04 63 11 ,3 58

0 1046311,4 1220696584 0 -1 0 4 6 3 1 1 ,4 2441393168

MATRICE DI RIGIDEZZA nel sistema globale

6824,512448 0 -22839482,21 -6824,512448 0 -1046311,3580 1542857,143 0 0 -1542857,143 0

-22839482,21 0 78717491149 22839482,21 0 1220696584-6824,512448 0 22839482,21 6824,512448 0 1046311,358

0 -1542857,143 0 0 1542857,143 0-1046311,358 0 1220696584 1046311,358 0 2441393168

Calcolo del vettore d’incastro perfetto:

8



22

30

1

20

1

22

1l ql q

EI

l ik +⋅+

=

ε

µ

l

EI

l q

ki ε µ

41

20

1 2

+=

)6( l

l

qT kiik

ik

µ µ +

+⋅−= l

l

qT kiik

ki

µ µ +

−= 3

0== kiik N N

ASTA 2

B D+ T


0' === ik kiik ρ ρ ρ

l

EAa = ρ

MATRICE DI RIGIDEZZA nel sistema locale

998613 0 0 -998613 0 00 0 0 0 0 00 0 0 0 0 0

-998613 0 0 998613 0 00 0 0 0 0 00 0 0 0 0 0

MATRICE DI RIGIDEZZA nel sistema globale

307359,5311 -461039,2966 0 -307359,5311 461039,2966 0-461039,2966 691558,9449 0 461039,2966 -691558,9449 0

0 0 0 0 0 0-307359,5311 461039,2966 0 307359,5311 -461039,2966 0461039,2966 -691558,9449 0 -461039,2966 691558,9449 0

0 0 0 0 0 0

Calcolo del vettore d’incastro perfetto:l’asta è soggetta a carico termico assiale, quindi nasce solo uno sforzo normale

t EA N N DB BD ∆=−= α

ASTE 3-4-6

9



ki

Poiché le aste 3-4-6 sono aste canoniche, incastro-incastro, scariche, il calcolo dellerigidezze risulta uguale.


l

EI kiik

4== ρ ρ

l

EI ik

2' = ρ

l

EAa = ρ

MATRICI DI RIGIDEZZA nel sistema locale

Asta 32700000 0 0

-27000000 0

0 136687,5 136687500 0 -136687,5 1366875000 136687500 1,8225E+11 0 -136 68 75 00 91125000000

-2700000 0 0 2700000 0 00 -136687,5 -136687500 0 136687,5 -1366875000 136687500 91125000000 0 -136687500 1,8225E+11

Asta 41 8 0 0 0 0 0 0 0 -1800000 0 00 4 0 5 0 0 60750000 0 - 4 0 5 0 0 607500000 60750000 1,215E+11 0 -60750000 60750000000

-1800000 0 0 1 8 0 0 0 0 0 0 0

0 - 4 0 5 0 0 -60750000 0 4 0 5 0 0 -607500000 60750000 60750000000 0 -60750000 1,215E+11

Asta 61200000 0 0 -1200000 0 0

0 1 2 0 0 0 2 1 0 0 0 0 0 0 0 - 1 2 0 0 0 2 1 0 0 0 0 0 00 21000000 49000000000 0 -21000000 24500000000

-1200000 0 0 1200000 0 00 - 1 2 0 0 0 - 2 1 0 0 0 0 0 0 0 1 2 0 0 0 - 2 1 0 0 0 0 0 00 21000000 24500000000 0 -21000000 49000000000

MATRICI DI RIGIDEZZA nel sistema globale

Asta 4

10



40500 0 -60750000 -40500 0 -607500000 1800000 0 0 -1800000 0

-60750000 0 1,215E+11 60750000 0 60750000000-40500 0 60750000 40500 0 60750000

0 -1800000 0 0 1800000 0-60750000 0 60750000000 60750000 0 1,215E+11

Asta 612000 0 -21000000 -12000 0 -21000000

0 1200000 0 0 -1200000 0-21000000 0 49000000000 21000000 0 24500000000

-12000 0 21000000 12000 0 210000000 -1200000 0 0 1200000 0

-21000000 0 24500000000 21000000 0 49000000000

Poiché l’asta 3 è un’asta orizzontale, la sua matrice di trasformazione è una matriceidentità e quindi la matrice di rigidezza nel sistema globale rimane identica a quella nelsistema locale.


Le aste sono tutte scariche, quindi il vettore di incastro perfetto è nullo.

ASTA 5

11



M

FC

a b


l

EI ik

3= ρ 0' == ik ki ρ ρ

l

EAa = ρ

MATRICE DI RIGIDEZZA

1680000 0 0 -1680000 0 00 8232 20580000 0 -8232 00 20580000 51450000000 0 -20580000 0

-1680000 0 0 1680000 0 00 -8232 -20580000 0 8232 00 0 0 0 0 0



)452(2

2233

3abbaab

l

M ik ++−−= µ 0=ki µ

l

M

T T

ik

kiik

µ +=−=

0== kiik N N

ASTA 7

12



D H

+ T

- T


l

EI kiik

4== ρ ρ

l EI

ik 2' = ρ

l

EAa = ρ


2800000 0 0 -2800000 0 00 152444,44 114333333,3 0 -152444,44 114333333,30 114333333 1,14333E+11 0 -114 33 33 33 57166666667

-2800000 0 0 2800000 0 0

0 -152444,44 -114333333,3 0 152444,44 -114333333,30 114333333 57166666667 0 -114 33 33 33 1,14333E+11



h

tEI kiik

∆==

α µ µ

2

0== kiik T T

0== kiik N N

13



ASTA 8

H E


l

EI ki

3= ρ 0' == ik ik ρ ρ

l

EAa = ρ


4200000 0 0 -4200000 0 0

0 128625 0 0 -128625 1286250000 0 0 0 0 0

-4200000 0 0 4200000 0 00 -128625 0 0 128625 -1286250000 128625000 0 0 -128625000 1,28625E+11



Poiché l’ asta è scarica il vettore di incastro perfetto è nullo.

14



ASTA DI FONDAZIONE

G

F


3

)( 33 bakd f

+= ρ

)( bakd r +=

La matrice di rigidezza tipo per la fondazione è:

−−

−+

∞

=

)(3

)(2

0

)(2)(0

00

3322

22

bakd

abkd

ab

kd

bakd k f


1,00E+30 0 00 75000 187500000 18750000 18750000000

Anche l’asta di fondazione è un’asta orizzontale, la sua matrice di trasformazione è una

matrice identità e quindi la matrice di rigidezza nel sistema globale rimane identica aquella nel sistema locale.


b F f 1= µ

1 F T f −=

0= f N

È adesso possibile ricavare gli spostamenti dei nodi nel sistema globale.

15



δB

0,0219929850,006312839-8,14671E-05

δC

0,01732907

-0,117920986-0,00010279

δD

-0,002412136-0,1203692616,07377E-06

δH

-0,0009648540,022324564

0,0002093

δG

-1,14443E-26-0,0892833490,000657658

Dopo aver trasformato nuovamente gli spostamenti nel sistema locale, si ricavano lesollecitazioni nello stesso sistema.Si riportano di seguito i risultati ricavati asta, per asta.

16



SPOSTAMENTI E SOLLECITAZIONI

spostamento globale

ASTA 1 ASTA 2 ASTA 3 ASTA 4 ASTA 5

(mm) 0.021992985 0.021992985 0.021992985 -0.002412136 0.017329070.006312839 0.006312839 0.006312839 -0.120369261 -0.117920986-8.14671E-05 -8.14671E-05 -8.14671E-05 6.07377E-06 -0.00010279

0 -0.002412136 0.01732907 0.01732907 00 -0.120369261 -0.117920986 -0.117920986 00 6.07377E-06 -0.00010279 -0.00010279 0

ASTA 6 ASTA 7 ASTA 8 Fondazione

0.01732907 -0.002412136 -0.000964854 -1.14443E-26-0.117920986 -0.120369261 0.022324564 -0.089283349-0.00010279 6.07377E-06 0.0002093 0.000657658

-1.14443E-26 -0.000964854 0-0.089283349 0.022324564 00.000657658 0.0002093 0

spostamento locale


(mm) 0.006312839 0.006947975 0.021992985 -0.120369261 0.01732907-0.021992985 0.021804337 0.006312839 0.002412136 -0.117920986-8.14671E-05 -8.14671E-05 -8.14671E-05 6.07377E-06 -0.00010279

0 0.098830377 0.01732907 -0.117920986 00 -0.068786388 -0.117920986 -0.01732907 00 6.07377E-06 -0.00010279 -0.00010279 0


-0.117920986 -0.002412136 -0.000964854 -1.14443E-26-0.01732907 -0.120369261 0.022324564 -0.089283349-0.00010279 6.07377E-06 0.0002093 0.000657658

-0.089283349 -0.000964854 01.14443E-26 0.022324564 00.000657658 0.0002093 0

17



sollecitazioniCross


(KN, KNm) 9.73980948 1.845035636 12.59257084 -4.406894232 29.1128373813.61616897 0 -8.204412279 -5.075986545 21.753858127.232889607 0 -7.232889607 -4.307245547 9.384645296-9.73980948 -1.845035636 -12.59257084 4.406894232 -29.1128373821.38383103 0 8.204412279 5.075986545 -21.75385812

-0.409631538 0 -9.175934951 -10.92071409 0


-34.36516463 -4.052388412 -4.052388412 -11.4442811.44428 2.871497031 2.871497031 -34.36516463

10.71200374 4.307245547 0 -29.3429762534.36516463 4.052388412 4.052388412

-11.44428 -2.871497031 -2.87149703129.34297625 0 2.871497031

sollecitazioni

SdcASTA 1 ASTA 2 ASTA 3 ASTA 4 ASTA 5

(KN, KNm) -9.73980948 -1.845035636 -12.59257084 4.406894232 -29.11283738-13.61616897 0 8.204412279 5.075986545 -21.753858127.232889607 0 -7.232889607 -4.307245547 9.384645296-9.73980948 -1.845035636 -12.59257084 4.406894232 -29.1128373821.38383103 0 8.204412279 5.075986545 -21.753858120.409631538 0 9.175934951 10.92071409 0


34.36516463 4.052388412 4.052388412 11.44428-11.44428 -2.871497031 -2.871497031 34.36516463

10.71200374 4.307245547 0 -29.3429762534.36516463 4.052388412 4.052388412

-11.44428 -2.871497031 -2.871497031-29.34297625 0 -2.871497031

18



EQUILIBRIO

Determinate le sollecitazioni finali, si procede alla verifica dell’equilibrio di ogni asta, diogni nodo, dell’equilibrio globale della struttura e successivamente al disegno deidiagrammi di sollecitazione.

ASTA 1

B A

¯

¯ y

x

-

+

-

+

-

q

MA BTA B

NA B

MB A

NB A

TB A

N

V

M

NBA – NAB = 0

TBA + q lAB / 2 – TAB = 0

MBA – MAB – q lAB2 / 6= 0

19



ASTA 2

B D

+ T

TD B

ND BNB D

TB D

¯

¯ y

x

N

V

M

-

NBD – NDB = 0

TBD – TDB = 0

MBD – MDB = 0

ASTA 3

CBMB C

NB C

TB C M C B

TC B

NC B

N

V

M

-

y

x

+

+-

NBC – NCB = 0

TBC – TCB = 0

MBC – MCB + TCB lBC = 0

20



ASTA 4

CDMD C

ND C

TD C

MC D

TC D

NC D ¯

y

x

N

V

M

+

+

- +

NDC – NCD = 0

TDC – TCD = 0

MDC – MCD + TCD lDC = 0

ASTA 5

M FCMC F

NC F

TC F TF C

NF C ¯

y

x

N

V

M

-

-

-

++

NFC – NCF = 0

TFC – TCF = 0

MCF + M + TFC lCF = 0

21



ASTA 6

C GMC G

NC G

TC G MG CTG C

NG C ¯

y

x

N

V

M

+

-

+

-

NGC – NCG = 0

TGC – TCG = 0

MCG – MGC + TGC lCG = 0

ASTA 7

D H+ T

- T

MD H

ND H

TD H

MH DTH D

NH D

N

V

M

¯

¯ y

x

+

-

+

NDH – NHD = 0

TDH – THD = 0

MDH – MHD + THD lHD = 0

ASTA 8

22



H E

NH E

TH EME HTE H

NE H

N

V

M

¯

¯ y

x

+

-

-

NEH – NHE = 0

TEH – THE = 0

MEH – TEH lHE = 0

FONDAZIONE

Mf

Tf

a b

k d b

k d a

k d y

R2

R1

R3

F

Tf + F + R2 – R1 – R3= 0

Mf + Fb – R12b/3 – R22a/3 – R3(b - a)/2 =0

NODO B

23



B

MBD

MBC

MBA

NBD

TBD

NBC

NBA

TBC

TBA

NBC – TBA + NBD cosα + TBD senα = 0

TBC + NBA + TBD cosα - NBD senα = 0

MBC + MBA - MBD = 0

NODO C

C

MCD

MCFMCB

MCG

NCD

NCFNCB

NCG

TCD

TCB TCF

TCG

TCD + NCF – NCB - TCB = 0

NCD + TBA – TCF + NCG = 0

MCB + MCD – MCF – MCG = 0

NODO D

24



DMDH

MDC

MDB

NDH

NDC

NDB

TDH

TDCTDB

NDH – TDC – NDB cosα – TDB senα = 0

TDH + NDC – TDB cosα – NDB senα = 0

MDC + MBDH = 0

NODO H

HNHENHD

THETHD

NHE – NHD = 0

THE – THD = 0

NODO G

25



G

MCG

NCG

TCG

Mf

Nf

Tf

TCG – Nf = 0

NCG + Tf = 0

MCG + Mf = 0

26



EQUILIBRIO GLOBALE

x

y

O

q

M

D HE

FCB

GA

ME HTE H

NE H

MF CTF C

NF C

MA BTA B

NA B

MG CTG C

NG C

NEH + NFG + qlAB/2 – TAB – TGC = 0

NAB + NGC + TEH + TFC = 0

NGClGC+ NFClFC + (TEH + TFC) (lBC+lCF)+ MEH + MFC+ M + (ql2AB)/6+ MGC + NGClBC + MAB= 0

27



STUDIO DEFORMATA

Dalla risoluzione del telaio, si trovano gli spostamenti di tutti i nodi interni, sulla base deiquali si costruisce la deformata.Si procede come di seguito:

- Si riportano gli spostamenti dei nodi;- Tramite il diagramma del momento si determinano flessi e curvature delle aste.

Sono da segnalare due casi particolari, la rotazione del nodo esterno A dell’asta 1 e lacurvatura dell’asta 7.

Per quanto riguarda il nodo A, a causa della presenza del vincolo cedevole, si ha unarotazione proporzionale al momento flettente, data dalla formula

γA = -ε

MA Poiché il momento è positivo, la rotazione risulta negativa.

A

MA B

La curvatura dell’asta 7 deve tenere conto della deformazione subita a causa del caricotermico.La curvatura dovuta al carico termico risulta negativa poiché le fibre tese sono quellesuperiori, e si calcola dall’espressione seguente:ρ1 = - 2α Δt / hQuesta curvatura va sommata a quella dovuta al momento, ricavata dell’espressione:ρ2 = M/(EI)essendo questa ultima positiva, in quanto le fibre tese sono quelle inferiori.La curvatura totale è data dalla somma delle due:

ρtot = ρ1 + ρ2 = - 1.857*10-7 + 1.004*10-10≈ - 1.857*10-7

+

-

-

28



DIAGRAMMA SFORZI NORMALI

A G

B C F

E

1 00 3 0 K N m2 0

-

-

-

-

+

+

+

HD

29



DIAGRAMMA TAGLI

A G

B CF

EHD

1 00 3 0 K N m2 0

+

+

+

-

-

-

-

30



DIAGRAMMA MOMENTI

A G

B C F

EHD

1 00 3 0 K N m2 0

+

+

-

-

-

-

-

+++

+

-

31



DEFORMATA QUALITATIVA

A G

B C F

EHD

O

y

x

32



CONSIDERAZIONI

Da una prima analisi della deformata del telaio, si evince che la fondazione subisce unospostamento verso l’alto; risultato che potrebbe apparire non coerente. In realtà ciò èdovuto al fatto che non entrano in gioco forze esterne verticali in grado di contrastare ilsuddetto innalzamento.Per verificare la fondatezza di questa tesi, si riportano di seguito gli spostamenti ottenutieliminando dai carichi esterni, una volta il carico termico sull’asta 2, e un’altra voltaeliminando il momento M applicato sull’asta 5.

• SENZA Δt

spostamentoglobale


(mm) 0.029722827 0.029722827 0.029722827 -0.006805448 0.0220886490.001556123 0.001556123 0.001556123 -0.036243882 -0.039162898-4.42994E-05 -4.42994E-05 -4.42994E-05 -2.33832E-05 -8.20224E-05

0 -0.006805448 0.022088649 0.022088649 00 -0.036243882 -0.039162898 -0.039162898 00 -2.33832E-05 -8.20224E-05 -8.20224E-05 0


0.022088649 -0.006805448 -0.002722179 -1.12635E-26-0.039162898 -0.036243882 0.031453703 -0.014766066-8.20224E-05 -2.33832E-05 0.000149032 0.000631

-1.12635E-26 -0.002722179 0-0.014766066 0.031453703 00.000631 0.000149032 0

• SENZA M

spostamentoglobale


(mm) 0.008406622 0.008406622 0.008406622 0.006643269 0.0087306420.018295957 0.018295957 0.018295957 -0.063616177 -0.049549515-7.61514E-05 -7.61514E-05 -7.61514E-05 -2.29006E-05 -3.68359E-05

0 0.006643269 0.008730642 0.008730642 00 -0.063616177 -0.049549515 -0.049549515 00 -2.29006E-05 -3.68359E-05 -3.68359E-05 0


0.008730642 0.006643269 0.002657308 -1.19979E-26-0.049549515 -0.063616177 0.025362621 -0.024279232-3.68359E-05 -2.29006E-05 0.000170072 0.000613152-1.19979E-26 0.002657308 0-0.024279232 0.025362621 0

0.000613152 0.000170072 0

33



Come si evince dalle tabelle riportate, la fondazione continua ad alzarsi anche nei due casiparticolari, risultato che giustifica la particolare deformata, ottenuta per il telaio speciale inesame.

34

Relazione telaio

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