ESEMPIO Di Calcolo Di Una Trave Mista Acciaio Calcestruzzo
February 23, 2022 | Author: Anonymous | Category: N/A
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329
APPENDICE – ESEMPIO 2
Trave continua composta acciaio-calcestruzzo INTRODUZIONE Si riporta il calcolo di una trave continua composta costituita da un profilo in acciaio e da una soletta in calcestruzzo armato. Le verifiche sono eseguite agli stati limite ultimi, considerando il comportamento plastico della sezione, e agli stati limite di esercizio. Con riferimento alla tipica configurazione di Figura 1, si richiamano preliminarmente le formule per il calcolo delle tensioni in regime lineare e dei momenti plastici per alcuni casi di interesse applicativo, utilizzando le seguenti grandezze:
Aa , J a area e momento d'inerzia rispetto all'asse baricentrico della sezione di acciaio Ac , J c area e momento d'inerzia rispetto all'asse baricentrico della sezione di cls As area dell'eventuale armatura longitudinale della soletta
Figura 1 - Tipica sezione di trave composta
Analisi lineare 1 - Momento positivo con asse neutro esterno alla soletta
-
ha
h
x
tf
ysup
ya
As
hc
ys
yc
beff bf
yinf
tw
Posizione dell’asse neutro
Momento di inerzia della sezione equivalente
Tensioni nelle fibre superiori ed inferiori della soletta e dalla trave di acciaio
+
Ay A x = Aa ya + As ys + c c / Aa + c + As n n
J = Ja +
Jc 1 + Aa ( ya − x) 2 + As ( ys − x) 2 + Ac ( yc − x) 2 n n
σ c,s = −
M M x=− nJ nWc , s
σ a,s = −
M M ( x − hc ) = − J Wc ,i
σ c ,i = −
M M ( x − hc ) = − nJ nWc ,i
σ a ,i =
M M (h − x) = J Wa ,i
COSTRUZIONI in CALCESTRUZZO - COSTRUZIONI COMPOSTE ACCIAIO-CALCESTRUZZO
330
Commentario alle Norme Tecniche per le Costruzioni D.M. 14/1/2008
Analisi lineare 2 – Momento positivo con asse neutro interno alla soletta beff bf
ys
yc
hc
ta
ha
h
-
x
tf
ysup
ya
As
yinf
+
x = − ( Aa + As ) +
Posizione dell’asse neutro
J = Ja +
Momento di inerzia della sezione equivalente
σ c,s = −
Tensioni nella fibra superiore della soletta e in quelle superiore e inferiori della trave di acciaio
σ a,s =
beff x 3 3n
( Aa + As )
2
+
2beff n
beff
( Aa ya + As ys ) /
+ Aa ( ya − x ) + As ( ys − x ) 2
2
M M x=− nJ nWc ,a
M M ( hc − x ) = J Wa , s
σ a ,i =
M M (h − x) = J Wa ,i
Analisi lineare 3 – Momento negativo con asse neutro esterno alla soletta beff bf
ys
yc
hc
As
+
ysup
ta
yinf
ha
h
ya
x tf
-
Posizione dell’asse neutro
x = ( Aa ya + As ys ) / ( As + Aa )
Momento di inerzia della sezione equivalente
J = J a + Aa ( ya − x ) + As ( ys − x )
Tensioni nelle armature della soletta e in quelle superiore e inferiori della trave di acciaio
2
σs =
2
M M ( x − ys ) = J Ws
σ a,s =
M M ( x − hc ) = J Wa , s
σ a ,i = −
M M (h − x) = − J Wa ,i
n
331
APPENDICE – ESEMPIO 2
Analisi plastica 1 – Momento positivo con asse neutro che taglia la trave di acciaio
Risultante compressioni soletta
Cc = hc beff 0,85
Risultante compressioni trave di acciaio
1 f yk Ca = Aa − Cc 2 γA
Risultante trazioni trave di acciaio
Ta =
f yk
γA
f ck
γC
f sk
γS
Aa − Ca
Ca γ A ≤ bf t f f yk
x = hc +
Ca γ A > bf t f f yk
C x = hc + t f + a γ A − b f t f f yk
Posizione asse neutro
Momento plastico
+ As
Ca γA b f f yk
/ tw
M pl , Rd = Ta ( xa′′ − xc ) − Ca ( xa′ − xc )
Analisi plastica 2 – Momento positivo con asse neutro interno alla soletta
Posizione dell’asse neutro
f yk f f x = Aa − As sk / beff 0,85 ck γS γC γC
Momento plastico
M pl , Rd = Aa
f yk
γa
ysup + xbeff 0,85
f ck f sk x ( h − ds ) hc − + As γC 2 γS c
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Analisi plastica 3 – Momento negativo con asse neutro che taglia la trave di acciaio
Risultante trazioni armature soletta
Ts = As
Risultante trazioni trave di acciaio
f yk 1 Ta = Aa − Ts 2 γA
Risultante compressioni trave di acciaio Posizione asse neutro
Momento plastico (*per profili simmetrici)
Ca = Aa
f sk
γS
f yk
γA
− Ta
T x = hc + t f + a γ A − b f t f f yk
/ tw
M pl , Rd = Ca ( xa′′ − xs ) − Ta ( xa′ − xs ) 2 h f yk h f * = W pl ,a − tw a + hc − x + As a + hc − d s sk 2 γ A 2 γS
ESEMPIO NUMERICO Si consideri la trave di un impalcato composto ottenuto con profili metallici IPE 360 posti ad interasse di 4 m (figura 2a) e con una soletta di 13 cm di spessore. Lo schema statico è quello di trave continua con due campate uguali di 8m (figura 2b).
(a)
(b)
Figura 2 - Impalcato composto: (a) sezione trasversale; (b) schema statico
333
APPENDICE – ESEMPIO 2
Caratteristiche geometriche Soletta in cemento armato - spessore soletta s = 130 mm - copriferro c = 20 mm - armatura longitudinale Φ12/15 (rapporto geometrico di armatura longitudinale = 0,58 %) Profilo metallico - profilo IPE 360 - momento di inerzia Ja = 16270 x 104 mm4 - area Aa = 7270 mm² - modulo di resistenza plastico Wpl,a = 1019000 mm3 Connettori - diametro piolo Φ 19 - altezza complessiva H = 95 mm Caratteristiche meccaniche Calcestruzzo C20/25 - resistenza a compressione cilindrica caratteristica - coefficiente parziale di sicurezza - resistenza a compressione cilindrica di progetto - resistenza a compressione media - modulo elastico
fck = 20 MPa γc = 1,5 fcd =20/1,5= 1,33 MPa fcm = fck+8=28 MPa Ecm = 22000(fcm/10)0,3 = 29962 MPa
Acciaio armatura B450C - tensione di snervamento caratteristica - coefficiente parziale di sicurezza - tensione di snervamento di progetto
fsk = 450 MPa γs = 1,15 fsd = 450/1,15 = 391,3 MPa
Acciaio profilo S275 - tensione di snervamento caratteristica - coefficiente parziale di sicurezza - tensione di snervamento di progetto - modulo elastico
fyk = 275 MPa γa = 1,05 fyd =275/1,05 =262 MPa Es = 210000 MPa
Acciaio connettori S275 - tensione di rottura caratteristica - coefficiente parziale di sicurezza
fuk = 430 MPa γv = 1,25
Analisi dei carichi Peso proprio IPE 360 Soletta (4,00 m x 0,13 m x 25 kN/m3) G1 =
0,57 13,00 13,57
kN/m kN/m kN/m
G2 =
4,00 2,40 2,40 1,44 1,20 11,44
kN/m kN/m kN/m kN/m kN/m kN/m
Q=
8,00
kN/m
Sovraccarichi fissi Tramezzi (4,00 m x 1 kN/m2) Pavimento (4,00 m x 0,03 m x 20 kN/m3) Massetto (4,00 m x 0,04 m x 15 kN/m3) Intonaco (4,00 m x 0,02 m x 18 kN/m3) Controsoffitto (4,00 m x 0,30 kN/m2) Carichi variabili Cat. A – Abitazione (4,00 m x 2 kN/m2)
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Combinazioni di carico Combinazione SLU:
Fd = γ G1G1 + γ G 2G2 + γ Q Qk = 1,3 x 13,57 + 1,5 x 11,44 + 1,5 x 8,00
Combinazione SLE rara:
Fd = G1 + G2 + Qk = 13,57 + 11,44 + 8,00
Ritiro del calcestruzzo (11.2.10.6) Le deformazioni da ritiro sono determinate in accordo al punto 11.2.10.6 interpolando i valori riportati nelle tabelle 11.2.Va e 11.2.Vb.
h0 (mm) kh 100 1,0 200 0,85 300 0,75 0,70 ≥500 Spessore fittizio (soletta con esposizione su un solo lato)
h0 = 260 mm
Calcestruzzo C20/25, Umidità Relativa 55%
ε c0 =
Ritiro da essiccamento a lungo termine
−0.49 + 0.58 15 − 0.58 = −0,512 ‰ 20 0,75 − 0,85 kh = 60 + 0,85 = 0,79 100 ε cd ,∞ = khε c 0 = −0, 404 ‰
ε ca ,∞ = −2.5 ( f ck − 10 )10−6 = −0,025 ‰ ε cs ,∞ = ε cd ,∞ + ε ca ,∞ = −0,43 ‰
Ritiro autogeno a lungo termine Ritiro totale a lungo termine
Viscosità (11.2.10.7) Per la valutazione degli effetti a lungo termine (carichi permanenti e ritiro) può essere adottato il metodo semplificato suggerito dalla normativa, basato sull’impiego di un modulo elastico ridotto per il calcestruzzo, pari al 50% del suo valore medio istantaneo, Ecm.
Coefficienti di omogeneizzazione Nelle analisi e nelle verifiche a breve e a lungo termine saranno utilizzati i seguenti coefficienti di omogeneizzazione: - analisi a breve termine n0 =
Ea = 7,01 Ecm
- analisi a lungo termine (permanenti + ritiro)
n* =
Ea = 2n0 = 14,02 0,5 Ecm
335
APPENDICE – ESEMPIO 2
Calcolo delle larghezze efficaci (4.3.2.3) La larghezza efficace della soletta si determina con la relazione beff = b0 + be1 + be 2
dove i tre contributi sono riportati in figura 3. In particolare b0 può essere trascurato, mentre
be1 = be 2 = Le / 8 . - sezioni in campata
beff = 2 × ( 0,85 × 8,00 / 8 ) = 1,70 m
- sezioni in appoggio
beff = 2 × ( 0, 25 × 16,00 / 8 ) = 1,00 m
Il valore calcolato per le sezioni di campata è utilizzato sia per le verifiche sezionali che per il calcolo delle sollecitazioni (analisi della trave continua). Il valore calcolato per le sezioni di appoggio è utilizzato solo per le verifiche sezionali.
Figura 3 - Definizione della larghezza efficace
VERIFICHE ALLO SLU Il profilo IPE 360 rientra in classe 1, sia per le sollecitazioni di momento positivo che negativo, per cui le verifiche allo SLU possono essere eseguite con riferimento alla resistenza plastica della sezione, trascurando gli effetti delle fasi costruttive, del ritiro e della viscosità. Combinazione delle azioni Fd = γ G1G1 + γ G 2G2 + γ Q Qk = 1,3 x 13,57 + 1,5 x 11,44+ 1,5 x 8,00 = 46,8 KN/m Le sollecitazioni vengono calcolate con un’analisi lineare valutando gli effetti della redistribuzione delle sollecitazioni considerando l’inerzia della sezione fessurata per i tratti di trave adiacenti all’appoggio con lunghezza pari al 15% della campata (seconda procedura indicata al 4.3.2.2.1). Trascurando gli effetti viscosi (n=n0), le sollecitazioni massime risultano: MEd = 251 kNm (in campata) MEd = -270 kNm (sull’appoggio centrale) VEd = 221 kN con una riduzione del momento negativo sull’appoggio centrale del 27% rispetto al caso di trave a sezione costante (trave non fessurata).
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Commentario alle Norme Tecniche per le Costruzioni D.M. 14/1/2008
I momenti resistenti delle sezioni di campata e di appoggio si calcolano secondo le procedure richiamate nell’introduzione. Il contributo delle armature della soletta viene determinato tenendo conto del numero di barre che ricadono all’interno delle larghezze efficaci. SLU plastico di flessione Momento Plastico Positivo
Posizione dell’asse neutro
f yk f − As sk Aa γC γ S ( 7273 × 262 − 1282 × 391) x= = = 73mm f ck 0,85 × 1700 × 13,33 beff 0,85
γC
f ck f sk x ( hc − d s ) hc − + As γa γC 2 γS 73 = 7273 × 262 × 180 + 73 × 1700 × 0,85 × 13,33 × 130 − 2 M pl , Rd = Aa
Momento plastico
f yk
ysup + xbeff 0,85
+1282 × 391 × (130 − 20 ) = 529515238 Nmm ≅ 530 kNm Mpl,Rd = 530 kNm > MEd = 251 kNm
(Verifica soddisfatta)
Momento Plastico Negativo f sk
Risultante trazioni armature soletta
Ts = As
Risultante trazioni trave di acciaio
f yk 1 1 − Ts = ( 7273 × 262 − 295033) = 805246 N Ta = Aa 2 γA 2
Risultante compressioni trave di acciaio
Ca = Aa
Posizione asse neutro
Momento plastico
γS
f yk
γA
= 754 × 391 = 295033 N
− Ta = 7273 × 262 − 805246 = 1100280 N
T x = hc + t f + a γ A − b f t f / tw f yk 805246 = 130 + 12,7 + − 170 × 12,7 / 8 = 257 mm 262 2 h f yk h f M pl ,Rd = Wpl ,a − tw a + hc − x + As a + hc − d s sk 2 γ A 2 γS 2 360 360 = 1019000 − 8 + 130 − 257 262 + 754 + 130 − 20 391 2 2 = 346651629 Nmm ≅ 347 kNm
Mpl,Rd = 347 kNm > MEd = 270 kNm
(Verifica soddisfatta)
Si verifica a posteriori che la sezione soggetta a momento negativo sia in classe 1 (4.2.3.1).
337
APPENDICE – ESEMPIO 2
Anima - altezza anima al netto dei raccordi - spessore anima
c = 298,6 mm t = 8 mm 360 + 130 − 257 − 12.7 − 18 202, 63 = = 0, 67 > 0, 5 298, 6 298, 6 c 298, 6 396ε 396 × 0.92 = = 37, 32 < = = 46, 62 t 8 13α − 1 13 × 0, 67 − 1 (Verifica soddisfatta)
α=
x
+
c
αc
Ali
- semilarghezza ala al netto del raccordo c = 63 mm - spessore ala t = 12,7 mm c 63 = = 4,96 < 9ε = 9 × 0,92 = 8.28 (Verifica soddisfatta) t 12.7
La sezione può essere pertanto considerata in classe 1.
SLU plastico di taglio Per il calcolo del taglio resistente si considera solo il contributo del profilo in acciaio Area resistente a taglio (4.2.4.1)
Av = A − 2bt f + ( tw + 2r ) t f
Taglio plastico
Vc , Rd =
= 7273 − 2 × 170 × 12,7 + ( 8 + 2 × 18 ) × 12,7 = 3514 mm 2 Av f yk
Vc,Rd = 532 kN > VEd = 221 kN
3γ A
=
3514 × 275 3 × 1,05
= 531518 N = 532 kN
(Verifica soddisfatta)
Non occorrono verifiche specifiche di stabilità dell’anima del profilo (4.2.3.1) in quanto
hw 298.6 72 235 72 235 = = 37,32 < = = 66,84 t 8 η f yk 1 275 Essendo il taglio di progetto VEd = 221 kN minore di 1/2 Vc,Rd = 532/2 = 266 kN, l’influenza del taglio sul momento ultimo plastico (Mpl,Rd) può essere trascurata.
SLU della connessione I connettori utilizzati sono di tipo duttile. Per la resistenza a taglio di progetto di un piolo munito di testa saldato in modo automatico con collare di saldatura normale, si assume il più piccolo tra i due seguenti valori: Rottura piolo
PRd ,a =
0,8 f uπ d 2 / 4
γv
=
0,8 × 430 × π × 192 / 4 = 78027 N = 78 kN 1,25
h ≤1 d 0, 29α d 2 f ck Ecm
α = 0, 2 1 + Rottura calcestruzzo
PRd ,c =
γv
=
0, 29 × 1 × 192 20 × 29962 = 64834 N = 65 kN 1, 25
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Commentario alle Norme Tecniche per le Costruzioni D.M. 14/1/2008
Resistenza connettore
PRd = min ( PRd ,a , PRd ,c ) = 65 KN
Si progetta la connessione a completo ripristino di resistenza. Per le travi nelle quali si utilizza la teoria plastica, per valutare la resistenza delle sezioni trasversali, la forza totale di scorrimento di progetto Vld che deve essere trasferita dai connettori deve essere calcolata tra l’appoggio di estremità e la sezione di momento massimo in campata (Figura 4a) e tra quest’ultima e l’appoggio centrale (Figura 4b).
(a)
(b)
Figura 4 - Lunghezze di riferimento per il calcolo dei connettori
Calcolo connettori tra appoggio di estremità e campata
Forza totale sulla connessione
Aa f yk 0,85 Ac f ck As f sk Vld = min ; + γC γS γA = min {7273 × 262; 0,85 × 1700 × 130 × 13, 33 + 1281 × 391} = 1905526 N = 1906 kN
Numero connettori
Nf =
Vld 1906 = = 29, 3 → N f = 30 PRd 65
Calcolo connettori tra appoggio intermedio e campata
Forza totale sulla connessione
Aa f yk 0,85 Ac f ck As f sk As f sk Vld = min ; + + γC γS γS γA = min {7273 × 262; 0,85 × 1700 × 130 × 13, 33 + 1281 × 391} + 754 × 391 = 2200559 N = 2201 kN
Numero connettori
Nf =
Vld 2201 = = 33,8 → N f = 34 65 PRd
VERIFICHE AGLI SLE Le verifiche agli SLE riguardano il controllo delle tensioni a breve e lungo termine e delle deformazioni a lungo termine. Per tener conto delle fasi costruttive, della fessurazione della soletta in appoggio, degli effetti a lungo termine di viscosità e ritiro, saranno considerate le sezioni resistenti di Figura 5. Le verifiche sono eseguite sia nel caso di trave puntellata che in quello di trave non puntellata.
339
APPENDICE – ESEMPIO 2
AZIONE: CARICHI ACCIDENTALI TEMPERATURA
SEZIONE TIPO 1: trave metallica + soletta + armature
n=n*=Ea/Ecm
AZIONE: CARICHI PERMANENTI E RITIRO
SEZIONE TIPO 2: trave metallica + soletta + armature
n=n*=Ea/0,5Ecm
AZIONE: CARICHI ACC., PERM, RITIRO
SEZIONE TIPO 3: trave metallica + armature
AZIONE: PESO PROPRIO SOLETTA E TRAVE METALLICA
SEZIONE TIPO 4: trave metallica
Figura 5 - Sezioni resistenti considerate nelle analisi
Tenendo conto dei coefficienti di omogeneizzazione precedentemente calcolati (n0 = 7,01, n* = 14,02), si valutano le caratteristiche delle sezioni resistenti di Figura 5. Nelle tabelle che seguono sono riportate le caratteristiche della sezione soggetta a momento positivo e a momento negativo. Sezione con momento positivo Analisi Breve termine Lungo termine Transitoria (acciaio)
Sez. Tipo
n ---
x [mm]
J [mm4]
A [mm2]
Wc,s [mm3]
Wc,i [mm3]
Wa,s [mm3]
Wa,i [mm3]
0
1
7,01
106
571143180
40086,21
5372162
---
24114458
1488574
*
2
14,02
136
501806713
24317,96
3692401
6063871 10817225
1417143
a
4
---
---
162700000
7273
---
---
903600
903600
Sezione con momento negativo Analisi
sez. tipo
n ---
x [mm]
J [mm4]
Ws [mm3]
Wa,s [mm3]
Wa,i [mm3]
Fessurata
f
3
---
283
220167633
833731,3
1428964
1069164
Transitoria (acciaio)
a
4
---
---
162700000
---
903600
903600
Controllo tensioni Per le sezioni soggette a momento massimo positivo (campata) e momento massimo negativo (appoggio), si verificano le tensioni nei materiali risultanti dall’azione concomitante dei carichi permanenti e variabile, secondo la seguente combinazione: Combinazione SLE rara: Fd = G1 + G2 + Qk
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340
Commentario alle Norme Tecniche per le Costruzioni D.M. 14/1/2008
Trave puntellata Le sollecitazioni sono determinate sullo schema di trave continua con soletta fessurata, valutando le rigidezze delle sezioni a breve e a lungo termine in accordo agli schemi di Figura 6.
Sez. 1
Sez. 3
Sez. 1
Sez. 2
Sez. 3
Sez. 2
Schema 1. Azioni a breve termine (n = n0)
Schema 2. Azioni a lungo termine (n = n*)
Figura 6 - Schemi di riferimento per il calcolo delle sollecitazioni
Verifiche a breve termine Tutti i carichi agiscono sullo schema 1. Sezione campata
Sezione appoggio
MEd,G1 = 72,60 kNm MEd,G2 = 61,20 kNm MEd,Q = 42,80 kNm
MEd,G1 = -78,95 kNm MEd,G2 = -66,56 kNm MEd,Q = -46,54 kNm
Sezione campata M + M Ed ,G 2 + M Ed ,Q σ c ,s = Ed ,G1 = 4,69 N/mm2 < 0,6fck = 12,00 N/mm2 n0Wc ,s ,1
σ a ,i =
M Ed ,G1 + M Ed ,G 2 + M Ed ,Q Wa ,i ,1
= 118,63 N/mm2 < fyk = 275N/mm2
Sezione appoggio M + M Ed ,G 2 + M Ed ,Q σ s = Ed ,G1 = 230,35 N/mm2 < 0,8fsk = 360 N/mm2 Ws ,4
σ a ,i =
M Ed ,G1 + M Ed ,G 2 + M Ed ,Q Wa ,i ,4
= 179,62 N/mm2 < fyk = 275N/mm2
(Verifica soddisfatta)
(Verifica soddisfatta)
(Verifica soddisfatta)
(Verifica soddisfatta)
Verifiche a lungo termine I carichi permanenti G1 e G2 agiscono sullo schema 2, il carico variabile Q agisce sullo schema 1. Sezione campata
Sezione appoggio
MEd,G1 = 70,90 kNm MEd,G2 = 59,77 kNm MEd,Q = 42,80 kNm
MEd,G1 = -82,86 kNm MEd,G2 = -69,86 kNm MEd,Q = -46,54 kNm
341
APPENDICE – ESEMPIO 2
Le sollecitazioni dovute al ritiro si determinano sovrapponendo gli effetti ottenuti sui due schemi di Figura 7: (a) soletta sottoposta alle reazioni longitudinali di incastro perfetto Ncs e (b) trave composta con soletta fessurata soggetta alle forze longitudinali Ncs applicate nel baricentro della soletta. Sia la forza Ncs che le caratteristiche geometriche della sezione nello schema (b) sono calcolate con n = n*.
εcs
Ncs
εcs
Ncs
Ncs
(a) +
Ncs
Ncs
Ncs
ecs
(b)
sez.2
sez.4
sez.2
Figura 7 - Schemi di riferimento per il calcolo degli effetti del ritiro
N cs = Ea
AC 1, 7 ⋅ 0,13 ε cs = 210000000 × 0, 00043 = 1423,42 kN n* 14, 02
M cs = N cs ecs = N cs ( xcs − hc / 2 ) = 1040,33 ⋅ ( 0,160 − 0,13 / 2 ) = 100,92 kNm Sezione campata
Sezione appoggio
NEd,cs = 1434,42 kN MEd,cs = 73,07 kNm
NEd,cs = 0 kN MEd,cs = -73,22 kNm
Sezione campata
σ c,s =
M Ed ,G1 + M Ed ,G 2 n * Wc ,s ,2
+
M Ed ,Q n0Wc ,s ,1
−
N Ed ,cs beff hc
+
N Ed ,cs ncs A2
+
M Ed ,cs n * Wc ,s ,2
= 1,32 N/mm2 < 0,6fck = 12,00 N/mm2 (Verifica soddisfatta)
σ a ,i =
M Ed ,G1 + M Ed ,G 2 Wa ,i ,2
+
M Ed ,Q Wa ,i ,1
−
N Ed ,cs A2
+
M Ed ,cs Wa ,i ,2
= 59,81 N/mm2 < fyk = 275 N/mm2 (Verifica soddisfatta)
Sezione appoggio M + M Ed ,G 2 + M Ed ,Q + M Ed ,cs σ s = Ed ,G1 = 330,35 N/mm2 < 0,8fsk = 360,00 N/mm2 Ws ,3 (Verifica soddisfatta)
σ a ,i =
M Ed ,G1 + M Ed ,G 2 + M Ed ,Q + M Ed ,cs Wa ,i ,3
= 257,60 N/mm2 < fyk = 275N/mm2
(Verifica soddisfatta)
COSTRUZIONI in CALCESTRUZZO - COSTRUZIONI COMPOSTE ACCIAIO-CALCESTRUZZO
342
Commentario alle Norme Tecniche per le Costruzioni D.M. 14/1/2008
Trave non puntellata Le sollecitazioni sono determinate sullo schema di trave continua con soletta fessurata, valutando rigidezze delle sezioni a breve e lungo termine in accordo agli schemi di Figura 8.
Sez. 4
Schema 0. Schema transitorio fase di getto
Sez. 1
Sez. 3
Sez. 1
Sez. 2
Sez. 3
Sez. 2
Schema 1. Azioni a breve termine (n = n0)
Schema 2. Azioni a lungo termine (n = n*)
Figura 8 - Schemi di riferimento per il calcolo delle sollecitazioni.
Verifiche a breve termine Il carico G1 agisce sullo schema 0 mentre i carichi G2 e Qk agiscono sullo schema 1. Sezione campata
Sezione appoggio
MEd,G1 = 61,02 kNm MEd,G2 = 61,20 kNm MEd,Q = 42,80 kNm
MEd,G1 = -108,56 kNm MEd,G2 = -66,56 kNm MEd,Q = -46,54 kNm
Sezione campata
σ c,s = σ a ,i =
M Ed ,G 2 + M Ed ,Q n0Wc ,s ,1 M Ed ,G1 Wa ,i ,4
+
= 2,76 N/mm2 < 0,6fck = 12,00 N/mm2
M Ed ,G 2 + M Ed ,Q Wa ,i ,1
= 137,37 N/mm2 < fyk = 275N/mm2
(Verifica soddisfatta)
(Verifica soddisfatta)
Sezione appoggio
σs =
M Ed ,G 2 + M Ed ,Q
σ a ,i =
Ws ,4 M Ed ,G1 Wa ,i ,4
+
= 135,66 N/mm2 < 0,8fsk = 360 N/mm2
M Ed ,G 2 + M Ed ,Q Wa ,i ,3
= 196,08 N/mm2 < fyk = 275 N/mm2
(Verifica soddisfatta)
(Verifica soddisfatta)
le
343
APPENDICE – ESEMPIO 2
Verifiche a lungo termine Il carico permanente G1 agisce sullo schema 0, G2 agisce sullo schema 2, il carico variabile Qk agisce sullo schema 1.
Sezione campata
Sezione appoggio
MEd,G1 = 61,02 kNm MEd,G2 = 59,77 kNm MEd,Q = 42,80 kNm
MEd,G1 = -108,56 kNm MEd,G2 = -69,86 kNm MEd,Q = -46,54 kNm
Le sollecitazioni dovute al ritiro sono le stesse calcolate in precedenza.
Sezione campata
Sezione appoggio
NEd,cs = 1434,42 kN MEd,cs = 73,07 kNm
NEd,cs = 0 kN MEd,cs = -73,22 kNm
Sezione campata
σ c,s =
M Ed ,G 2 n * Wc ,s ,2
+
M Ed ,Q n0Wc ,s ,1
−
N Ed ,cs beff hc
+
N Ed ,cs ncs A2
+
M Ed ,cs n * Wc ,s ,2
= 0,039 N/mm2 < 0,6fck = 12,00 N/mm2 (Verifica soddisfatta)
σ a ,i =
M Ed ,G1 Wa ,i ,4
+
M Ed ,G 2 Wa ,i ,2
+
M Ed ,Q Wa ,i ,1
−
N Ed ,cs A2
+
M Ed ,cs Wa ,i ,2
= 114,63 N/mm2 < fyk = 275 N/mm2 (Verifica soddisfatta)
Sezione appoggio
σs =
M Ed ,G 2 + M Ed ,Q + M Ed ,cs
σ a ,i =
Ws ,3 M Ed ,G1 Wa ,i ,4
+
= 212.63 N/mm2 < 0,8fsk = 360,00 N/mm2
M Ed ,G 2 + M Ed ,Q + M Ed ,cs Wa ,i ,3
= 304,20 N/mm2 < fyk = 275N/mm2
(Verifica soddisfatta)
(Verifica non soddisfatta)
Per il soddisfacimento della verifica si dispone un’armatura longitudinale aggiuntiva nella zona di appoggio. Con un rapporto geometrico di armatura longitudinale pari a 2% si ottiene:
σ a ,i =
M Ed ,G1 Wa ,i ,4
+
M Ed ,G 2 + M Ed ,Q + M Ed ,cs Wa ,i ,3
= 269,99 N/mm2 < fyk = 275N/mm2
(Verifica soddisfatta)
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COSTRUZIONI in CALCESTRUZZO - COSTRUZIONI COMPOSTE ACCIAIO-CALCESTRUZZO
Commentario alle Norme Tecniche per le Costruzioni D.M. 14/1/2008
Controllo spostamenti verticali Si calcolano gli spostamenti massimi in campata risultanti dall’azione concomitante dei carichi permanenti e variabile secondo la seguente combinazione: Combinazione SLE rara: Fd = G1 + G2 + Qk Vengono assunte le seguenti limitazioni in accordo alla tabella 4.2.X di normativa: δmax ≤ L / 250 = 8000 / 250 = 32 mm δ2 ≤ L /350 = 8000 / 350 = 23 mm Trave puntellata Gli spostamenti sono determinati considerando gli stessi schemi di trave continua impiegati per le verifiche tensionali (Figura 6). Indicando con δ sch 2 e δ sch1 gli spostamenti valutati sugli schemi 1 e 2, si ottiene:
δ max = δ sch 2 ( G1 + G2 ) + δ sch1 ( Q ) + δ sch 2 ( M cs )
= 3,16 + 2,67 + 1,68 + 3,83 = 11,34 mm < L/250 = 32 mm (Verifica soddisfatta) δ 2 = δ sch 2 ( G1 + G2 ) − δ sch1 ( G1 + G2 ) + δ sch1 ( Q ) + δ sch 2 ( M cs ) = 3,16 + 2,67 - 2,854 - 2,406 + 1,68 + 3,83 = 6,08 mm < L/350 = 22 mm Trave non puntellata Con riferimento agli schemi di trave continua di Figura 8, si ottiene:
δ max = δ sch 0 ( G1 ) + δ sch 2 ( G2 ) + δ sch1 ( Q ) + δ sch 2 ( M cs ) = 7,890 + 2,67 + 1,683 + 3,83 = 16,07 mm < L/250 = 32 mm (Verifica soddisfatta)
δ 2 = δ sch 2 ( G2 ) − δ sch1 ( G2 ) + δ sch1 ( Q ) + δ sch 2 ( M cs ) = 2,67 - 2,406 + 1,683 + 3,83 = 5,78 mm < L/350 = 22 mm (Verifica soddisfatta)
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