Eurocodice 9 - Progettazione Delle Strutture in Alluminio
Short Description
Linea guida europea per la progettazione di costruzioni in lega leggera...
Description
Eurocodice 9 NORMA ITALIANA S P E R I M E N TA L E
Progettazione delle strutture di alluminio
UNI ENV 1999-1-1
Parte 1-1: Regole generali - Regole generali e regole per gli edifici MARZO 2002 Eurocode 9
CLASSIFICAZIONE ICS
91.080.10; 91.010.30
SOMMARIO
La norma, sperimentale, si applica alla progettazione di edifici, opere civili e di ingegneria strutturale costruite in lega di alluminio. L’Eurocodice fornisce i requisiti che le strutture di alluminio devono avere nei riguardi della resistenza, delle condizioni di servizio e della durabilità. La norma non copre i requisiti dovuti alle azioni sismiche.
RELAZIONI NAZIONALI RELAZIONI INTERNAZIONALI
= ENV 1999-1-1:1998 La presente norma sperimentale è la versione ufficiale in lingua italiana della norma europea sperimentale ENV 1999-1-1 (edizione maggio 1998).
ORGANO COMPETENTE
Commissione "Ingegneria strutturale"
RATIFICA
Presidente dell’UNI, delibera del 17 luglio 2001
UNI Ente Nazionale Italiano di Unificazione Via Battistotti Sassi, 11B 20133 Milano, Italia
© UNI - Milano Riproduzione vietata. Tutti i diritti sono riservati. Nessuna parte del presente documento può essere riprodotta o diffusa con un mezzo qualsiasi, fotocopie, microfilm o altro, senza il consenso scritto dell’UNI.
Gr. 23
UNI ENV 1999-1-1:2002
NORMA EUROPEA SPERIMENTALE
Design of aluminium structures Part 1-1: General rules - General rules and rules for buildings
Pagina I
PREMESSA NAZIONALE La presente norma costituisce il recepimento, in lingua italiana, della norma europea sperimentale ENV 1999-1-1 (edizione maggio 1998), che assume così lo status di norma nazionale italiana sperimentale. La traduzione è stata curata dall’UNI. La Commissione "Ingegneria strutturale" dell’UNI segue i lavori europei sull’argomento per delega della Commissione Centrale Tecnica. La scadenza del periodo di validità della ENV 1999-1-1 è stata fissata inizialmente dal CEN per maggio 2000. Eventuali osservazioni sulla norma devono pervenire all’UNI. Le norme UNI sono revisionate, quando necessario, con la pubblicazione di nuove edizioni o di aggiornamenti. È importante pertanto che gli utilizzatori delle stesse si accertino di essere in possesso dell’ultima edizione e degli eventuali aggiornamenti. Si invitano inoltre gli utilizzatori a verificare l’esistenza di norme UNI corrispondenti alle norme EN o ISO ove citate nei riferimenti normativi.
Le norme sperimentali sono emesse, per applicazione provvisoria, in campi in cui viene avvertita una necessità urgente di orientamento, senza che esista una consolidata esperienza a supporto dei contenuti tecnici descritti. Si invitano gli utenti ad applicare questa norma sperimentale, così da contribuire a fare maturare l'esperienza necessaria ad una sua trasformazione in norma raccomandata. Chiunque ritenesse, a seguito del suo utilizzo, di poter fornire informazioni sulla sua applicabilità e suggerimenti per un suo miglioramento o per un suo adeguamento ad uno stato dell'arte in evoluzione è pregato di inviare, entro la scadenza indicata, i propri contributi all'UNI, Ente Nazionale Italiano di Unificazione. UNI ENV 1999-1-1:2002
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Pagina II
INDICE 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 prospetto
1.1
prospetto
1.1
prospetto
1.1
prospetto
1.1
figura
1.1
1.6 1.7
GENERALITÀ 1 Scopo e campo di applicazione ........................................................................................................ 1 Distinzione tra principi e regole applicative ................................................................................ 1 Riferimenti normativi ............................................................................................................................... 2 Ipotesi .............................................................................................................................................................. 5 Termini e definizioni................................................................................................................................. 5 Elenco dei termini corrispondenti nelle varie lingue.......................................................................... 6 Elenco dei termini corrispondenti nelle varie lingue (Continua) .................................................... 6 Elenco dei termini corrispondenti nelle varie lingue (Continua) .................................................... 7 Elenco dei termini corrispondenti nelle varie lingue (Continua) .................................................... 7 Unità di misura S.I. ................................................................................................................................... 7 Simboli usati nella presente norma europea ............................................................................. 7 Sezioni in lega di alluminio ..................................................................................................................... 12
2 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
PRINCIPI DI PROGETTAZIONE 13 Requisiti fondamentali ......................................................................................................................... 13 Definizioni e classificazioni ............................................................................................................... 13 Requisiti di progetto .............................................................................................................................. 16 Durabilità .................................................................................................................................................... 18 Resistenza all’incendio ....................................................................................................................... 18
3 3.1 3.2
MATERIALI 18 Generalità................................................................................................................................................... 18 Alluminio per uso strutturale ............................................................................................................ 18 Leghe di alluminio da lavorazione plastica per strutture .............................................................. 19 Leghe di alluminio da fonderia per strutture ..................................................................................... 19
prospetto 3.1a prospetto 3.1b prospetto 3.2a
Valori minimi garantiti della resistenza al limite elastico convenzionale f0,2 corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% e della resistenza ultima di trazione fu per leghe di alluminio da lavorazione plastica - Lamiere, nastri e piatti
prospetto 3.2b
Valori minimi garantiti della resistenza al limite elastico convenzionale f0,2 corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% e della resistenza ultima di trazione fu per leghe di alluminio da lavorazione plastica - Profili estrusi, tubi estrusi, barre e tondi estrusi e tubi trafilati ....................................................................................................... 21
prospetto 3.2c
Valori minimi garantiti della resistenza al limite elastico convenzionale f0,2 corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% e della resistenza ultima di trazione fu per leghe di alluminio da lavorazione plastica - Tubi saldati elettricamente ............................................................................................................................................. 22
prospetto 3.2d
Valori minimi garantiti della resistenza al limite elastico convenzionale f0,2 corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% e della resistenza ultima di trazione fu per leghe di alluminio da lavorazione plastica - Prodotti fucinati (L: longitudinale) ........................................................................................................................................ 22
prospetto
3.3
Valori minimi garantiti della resistenza al limite elastico convenzionale f0,2 corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% e della resistenza ultima di trazione fu per leghe di alluminio da fonderia - Colate ................................................................. 23
prospetto
3.4
Valori minimi garantiti della resistenza al limite elastico convenzionale f0,2 corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% e della resistenza ultima per bulloni, chiodi pieni e cavi .............................................................................................................. 24
prospetto
3.5
Raggruppamento delle leghe utilizzate nel prospetto 3.6 ............................................................ 25
prospetto
3.6
Scelta del metallo di apporto ................................................................................................................. 25
3.7
Durabilità e protezione dalla corrosione .................................................................................... 27 Protezione generale dalla corrosione delle strutture di alluminio .............................................. 28 Criteri di selezione delle leghe di alluminio .............................................................................. 30
3.3
20
Dispositivi di collegamento ............................................................................................................... 24
3.4 prospetto
3.5
............
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prospetto
3.8
4 4.1 4.2
Protezioni addizionali in corrispondenza delle superfici di contatto tra metalli per controllare la corrosione interstiziale e gli effetti galvanici ......................................................... 31
4.3 4.4
STATI LIMITE DI ESERCIZIO 32 Basi ............................................................................................................................................................... 32 Spostamenti.............................................................................................................................................. 32 Spostamenti verticali da prendere in considerazione ................................................................... 32 Vibrazioni ................................................................................................................................................... 33 Effetti dinamici ......................................................................................................................................... 34
5 5.1 5.2 5.3 5.4
STATI LIMITE ULTIMI (MEMBRATURE) Basi ............................................................................................................................................................... Calcolo delle forze e dei momenti interni ................................................................................. Resistenza delle sezioni trasversali ............................................................................................ Classificazione delle sezioni trasversali ....................................................................................
figura
4.1
figura
5.1
Tipologie di elementi ................................................................................................................................
figura
5.2
Valori di g per elementi piani interni soggetti a gradiente di tensione. Si adoperi la curva A per elementi interni o sporgenti (con tensione di compressione massima all’attacco). Si adoperi la curva B per elementi sporgenti (con tensione di compressione massima all’estremità) ............................................................................................... 42
figura
5.3
Modi instabili per elementi piani irrigiditi ............................................................................................ 42
figura
5.4
Valori di η per elementi irrigiditi ............................................................................................................ 44
prospetto
5.1
Parametri di snellezza β1, β2 e β3 ...................................................................................................... 45
figura
5.5
Relazione tra ρc e β/ε per elementi interni, elementi sporgenti e tubi circolari ................... 47
5.5 figura
5.6
prospetto
5.2
5.6 prospetto
5.3
figura
5.7
prospetto
5.4
figura
5.8
prospetto
5.5
prospetto
5.6
prospetto
5.7
prospetto
5.8
figura
5.9
prospetto
5.9
5.7 5.8
5.9 figura
5.10
figura
5.11
figura
5.12
figura
5.13
5.10
5.11
prospetto 5.10
5.12
34 34 37 37 39 41
figura
5.14
figura
5.15
Addolcimento (softening) nelle HAZ in prossimità delle saldature ............................. 47 Estensione delle zone termicamente alterate (HAZ) .................................................................... 48 Fattore di addolcimento (softening) per le HAZ (ρhaz) ................................................................. 49 Resistenza delle travi .......................................................................................................................... 50 Valori del fattore di forma α ................................................................................................................... 51 Fattore di riduzione χLT per l’instabilità flesso-torsionale ............................................................ 54 Instabilità flesso-torsionale delle travi, coefficienti X e Y ............................................................. 56 Resistenza delle membrature tese .............................................................................................. 56 Resistenza delle membrature compresse ............................................................................... 57 Fattore di riduzione χ per instabilità flessionale ............................................................................. 59 Valori dei fattori k1 e k2............................................................................................................................ 59 Valori dei fattori di imperfezione α e λ 0 ............................................................................................ 59 Fattore K di lunghezza efficace per elementi strutturali compressi .......................................... 60 Valori di α e λ 1 per l’instabilità torsionale......................................................................................... 61 Instabilità torsionale di membrature compresse, fattore di interazione k .............................. 62 Parametri per la verifica di instabilità torsionale di aste compresse ........................................ 63 Resistenza delle membrature soggette a sforzo assiale e flessione biassiale .... 67 Fattori di forma per sezioni non simmetriche di classe 1 o 2 ..................................................... 70 Lunghezza libera d’inflessione lc e definizione di x ....................................................................... 73 Resistenza delle piastre non irrigidite soggette ad azioni applicate nel piano medio ........................................................................................................................................................... 74 Piatti non irrigiditi ....................................................................................................................................... 74 Resistenza delle piastre irrigidite soggette ad azioni applicate nel piano medio .......................................................................................................................................................... 78 Piastre irrigidite e tipi di irrigidimenti ................................................................................................... 78 Rigidezze flessionali e torsionali di piastre ortotrope .................................................................... 83 Notazioni degli irrigidimenti sulle sezioni trasversali ..................................................................... 83 Piastra ortotropa con un bordo libero ................................................................................................. 84 Resistenza delle travi a parete piena ......................................................................................... 84
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5.16
a) - n) e q): forme instabili dell’anima e o) - p) forme instabili della flangia............................ 85
prospetto 5.11
Meccanismi di instabilità (figura 5.16) e corrispondenti punti per le espressioni di valutazione della resistenza .................................................................................................................. 85
figura
5.17
a) Notazioni relative alla sezione trasversale. b) Sezione trasversale efficace per una trave a parete piena con flange di classe 1, 2 o 3. c) Sezione trasversale efficace per una trave a parete piena con una flangia tesa più piccola e una flangia compressa di classe 4 .................................................................................................................................................... 87
figura
5.18
a) Pannello d’anima irrigidito b) sezione trasversale c) area efficace della colonna fittizia d) sezione trasversale della colonna fittizia per il calcolo di Ist d1) irrigidimento a sezione aperta d2) irrigidimento a sezione chiusa ..................................................................... 88
prospetto 5.12
Fattore di riduzione rv per l’instabilità per taglio .............................................................................. 89
figura
5.19
Irrigidimento terminale rigido a) e non rigido b) ............................................................................... 89
figura
5.20
Fattore di riduzione ρv per instabilità per taglio............................................................................... 90
figura
5.21
Anime con irrigidimenti trasversali e longitudinali ........................................................................... 91
figura
5.22
Interazione tra resistenza a flessione e resistenza a taglio......................................................... 93
figura
5.23
Modalità di applicazione del carico e coefficienti di instabilità.................................................... 94
figura
5.24
Lunghezza del tratto di contatto rigido ............................................................................................... 95
figura
5.25
Anime corrugate ......................................................................................................................................... 96
figura
6 6.1 6.2 6.3 6.4
COLLEGAMENTI SOGGETTI A CARICHI STATICI 97 Basi per i collegamenti bullonati, chiodati e saldati ............................................................. 97 Intersezioni per collegamenti bullonati, chiodati e saldati................................................ 98 Nodi caricati a taglio soggetti a vibrazioni e/o inversioni di carico .............................. 99 Classificazione dei collegamenti.................................................................................................... 99 Definizione tra "collegamento" e "nodo" ............................................................................................ 99 a) - d): Classificazione dei collegamenti ......................................................................................... 101 Principali tipi di collegamento ............................................................................................................. 103 Requisiti generali di progetto .............................................................................................................. 104 Collegamenti con bulloni, chiodi o perni ................................................................................. 105 Simboli per la spaziatura dei dispositivi di giunzione ................................................................. 106 Spaziatura sfalsata - compressione ................................................................................................. 107 Spaziatura in elementi tesi .................................................................................................................. 107
figura
6.1
figura
6.2
figura
6.3
prospetto
6.1
figura
6.4
figura
6.5
figura
6.6
figura
6.7
Rottura a taglio in prossimità di un gruppo di fori (block-shear) - area efficace a taglio ............................................................................................................................................................ 108
figura
6.8
Collegamenti di angolari con bulbi (comprende anche gli angolari senza bulbi) .............. 109
prospetto
6.2
Fattori di riduzione β2 e β3 .................................................................................................................. 110
prospetto
6.3
Categorie di collegamenti bullonati................................................................................................... 110
figura
6.9
Distribuzione delle forze tra i dispositivi di giunzione ................................................................. 112
prospetto
6.4
Resistenza di progetto dei bulloni ..................................................................................................... 113
prospetto
6.5
Resistenze di progetto dei chiodi di alluminio ............................................................................... 115
6.5
6.6
Coefficiente di attrito per superfici trattate...................................................................................... 116
figura
6.10
Forze indotte dall’effetto leva .............................................................................................................. 117
figura
6.11
Effetto dei dettagli costruttivi sulle forze indotte dall’effetto leva ............................................. 118
figura
6.12
Giunti a sviluppo longitudinale ........................................................................................................... 119
figura
6.13
Giunto a singola sovrapposizione con un unico bullone ........................................................... 119
prospetto
6.7
Resistenze di progetto per collegamenti con perni ..................................................................... 120
6.14
Momento flettente in un perno ........................................................................................................... 121
6.8
Resistenza caratteristica fw del metallo di saldatura .................................................................. 122
figura
6.15
Saldature di testa, tensioni normali .................................................................................................. 124
figura
6.16
Saldature di testa, tensioni tangenziali ............................................................................................ 124
figura
6.17
Distribuzione delle tensioni in un giunto a sovrapposizione con saldature a cordone d’angolo .................................................................................................................................... 125
prospetto figura
6.6
Collegamenti saldati .......................................................................................................................... 121 prospetto
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figura
6.18
Altezza di gola efficace a ; penetrazione alla base favorevole apen ...................................... 125
figura
6.19
Tensioni σ⊥, τ⊥, τII, agenti sulla sezione di gola di una saldatura a cordone d’angolo ...................................................................................................................................................... 126
figura
6.20
Giunto a doppio cordone d’angolo, caricato perpendicolarmente all’asse della saldatura ..................................................................................................................................................... 127
figura
6.21
Giunto a doppio cordone d’angolo caricato parallelamente all’asse della saldatura ....... 127
figura
6.22
Piani di collasso della HAZ adiacente alla saldatura; F = HAZ, confine della zona di fusione; T = HAZ, estremità della saldatura, sezione trasversale piena .............................. 129
6.7 6.8
Collegamenti ibridi .............................................................................................................................. 130 Collegamenti con adesivi ................................................................................................................ 130 figura prospetto figura
6.23
Elementi estrusi; le forze di trazione nel piano vengono trasferite mediante le parti ad incastro; le forze di taglio sono trasferite attraverso l’adesivo ........................................... 131
6.9
Valori della resistenza caratteristica a taglio degli adesivi ........................................................ 131
6.24
Provino per le prove a taglio sullo spessore aderente............................................................... 132
7 7.1 7.2 7.3 7.4 7.5 7.6 7.7 7.8
FABBRICAZIONE ED ESECUZIONE 133 Generalità ................................................................................................................................................ 133 Specifica di progetto .......................................................................................................................... 133 Preparazione del materiale ............................................................................................................ 133 Tolleranza dei fori per bulloni, rivetti e dispositivi di giunzione speciali ................................ 135 Collegamenti bullonati ...................................................................................................................... 136 Saldature .................................................................................................................................................. 137 Adesivi strutturali ................................................................................................................................. 139 Protezione ............................................................................................................................................... 140 Controllo e sicurezza ......................................................................................................................... 143
8 8.1 8.2 8.3 8.4 8.5
PROGETTAZIONE INTEGRATA DA PROVE 144 Basi ............................................................................................................................................................. 144 Pianificazione delle prove ............................................................................................................... 144 Esecuzione delle prove .................................................................................................................... 145 Valutazione dei risultati delle prove ........................................................................................... 145 Documentazione .................................................................................................................................. 145
prospetto
APPENDICE (normativa) A.1 A.2 A.3 A.4 A.5 A.6
A
figura
A.1
figura
A.2
APPENDICE (informativa) B.1 B.2
B.3
7.1
B
PROVA DEL FATTORE DI SCORRIMENTO
146
Scopo della prova ............................................................................................................................... 146 Variabili significative........................................................................................................................... 146 Provini ........................................................................................................................................................ 146 Procedimento di prova...................................................................................................................... 147 Prove di viscosità di lunga durata ............................................................................................... 147 Risultati delle prove ............................................................................................................................ 147 Provini normalizzati per la determinazione del fattore di scorrimento ................................... 148 Utilizzazione della curva "Spostamento - logaritmo del tempo" per la prova di viscosità di lunga durata .................................................................................................................. 149
SELEZIONE DEI MATERIALI
150
Generalità ................................................................................................................................................ 150 Prodotti da lavorazione plastica................................................................................................... 150
prospetto B.1
Confronto tra le caratteristiche generali e tra le altre proprietà per le leghe per uso strutturale .................................................................................................................................................. 151
prospetto B.2
Confronto tra le caratteristiche delle leghe da fonderia e altre proprietà generali ............ 152
Prodotti da fonderia ............................................................................................................................ 154
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APPENDICE (informativa) C.1
C
CALCOLO DELLE FORZE E DEI MOMENTI INTERNI
155
Analisi globale....................................................................................................................................... 155
figura
C.1
Modelli comportamentali del materiale per l’analisi globale elastica..................................... 156
figura
C.2
Modelli comportamentali del materiale per analisi globale plastica senza incrudimento ............................................................................................................................................ 156
figura
C.3
Modelli comportamentali del materiale per analisi globale plastica con incrudimento.... 157
figura
C.4
Relazione forza-spostamento generalizzata per le sezioni trasversali ................................ 158
C.2 C.3 C.4 figura
C.5
figura
C.6
figura
C.7
figura
C.8
figura
C.9
C.5
APPENDICE (informativa) D.1
D
prospetto D.1
D.2 figura
D.1
figura
D.2
D.3 prospetto D.2 figura
D.3
prospetto D.2 prospetto D.3
APPENDICE (informativa) E.1 E.2
E
prospetto E.1 figura
E.1
figura
E.2
figura
E.3
figura
E.4
APPENDICE (informativa) F.1 F.2 F.3 F.4
F
APPENDICE (informativa) G.1 G.2 G.3
G
Ipotesi di progetto ............................................................................................................................... 158 Sistema strutturale ............................................................................................................................. 159 Imperfezioni ........................................................................................................................................... 160 Sostituzione delle imperfezioni laterali iniziali con forze orizzontali equivalenti ................ 162 Forze orizzontali equivalenti ............................................................................................................... 162 Forza stabilizzante equivalente ......................................................................................................... 163 Forze sul controvento in corrispondenza di discontinuità degli elementi compressi ....... 164 Stabilità agli spostamenti laterali ................................................................................................ 164 Telaio di edificio con travi che collegano tutte le colonne a ciascun livello di impalcato .................................................................................................................................................. 165
METODI DI ANALISI GLOBALE
167
Generalità................................................................................................................................................ 167 Relazioni tra i modelli comportamentali del materiale e della sezione ................................. 168 Valutazione delle richieste di duttilità ....................................................................................... 168 Valutazione convenzionale della duttilità richiesta ...................................................................... 169 Applicazione dei metodi delle cerniere plastiche............................................................... 169 Valore del coefficiente correttivo η ................................................................................................... 170 Valori dei coefficienti a, b e c .............................................................................................................. 171 Valori della deformazione ultima εu .................................................................................................. 171 Valori del coefficiente correttivo η .................................................................................................... 172 Valori della deformazione ultima εu .................................................................................................. 173 MODELLI ANALITICI PER I LEGAMI TENSIONE-DEFORMAZIONE
174
Scopo e campo di applicazione .................................................................................................. 174 Modelli analitici ..................................................................................................................................... 174 Valori di fe, Er, µ, ed m per i modelli tri-lineari ............................................................................. 175 Modelli bi-lineari ...................................................................................................................................... 176 Modelli tri-lineari ...................................................................................................................................... 176 Modelli continui del tipo σ = σ(ε) ...................................................................................................... 177 Modelli continui del tipo ε = ε(σ) ....................................................................................................... 178 STABILITÀ DEI TELAI
180
Generalità................................................................................................................................................ 180 Analisi elastica di telai a nodi spostabili ................................................................................. 180 Analisi plastica di telai a nodi spostabili ................................................................................. 181 Requisiti delle colonne per l’analisi plastica (con o senza incrudimento) ............ 181 COMPORTAMENTO DELLE SEZIONI TRASVERSALI OLTRE IL LIMITE ELASTICO 183 Generalità................................................................................................................................................ 183 Definizione degli stati limite per le sezioni trasversali ..................................................... 183 Classificazione delle sezioni trasversali in relazione agli stati limite ...................... 183
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figura
G.1
G.4 prospetto G.1
G.5 prospetto G.2
G.6 figura
APPENDICE (informativa) H.1
G.2
H
Classificazione delle sezioni trasversali .......................................................................................... 184 Valutazione dello sforzo assiale ultimo ................................................................................... 184 Sforzo assiale ultimo .............................................................................................................................. 185 Valutazione del momento flettente ultimo .............................................................................. 185 Momento flettente ultimo ...................................................................................................................... 185 Previsione della capacità rotazionale ....................................................................................... 186 Definizione della capacità rotazionale .............................................................................................. 187
INSTABILITÀ FLESSO-TORSIONALE
188
Momento critico elastico e snellezza ........................................................................................ 188
prospetto H.1.1
Valori dei coefficienti C1, C2 e C3 corrispondenti ai valori del coefficiente k : condizione di carico con momento all’estremità ........................................................................... 190
prospetto H.1.2
Valori dei coefficienti C1, C2 e C3 corrispondenti ai valori del coefficiente k : condizioni di carico trasversale .......................................................................................................... 191
figura
Convenzione sui segni per la determinazione di zj...................................................................... 191
H.1.1
H.2
Snellezza.................................................................................................................................................. 192
APPENDICE (informativa) J.1 J.2 J.3
J
figura
J.1
figura
J.2
PROPRIETÀ TORSIONALI DI SEZIONI IN PARETE SOTTILE
195
Costante di torsione ........................................................................................................................... 195 Posizione del centro di taglio ........................................................................................................ 195 Costante di ingobbamento ............................................................................................................. 195 Coefficienti di costante di torsione per alcuni tipi di raccordi e di bulbi ................................. 196 Posizione del centro di taglio (S) e fattore di ingobbamento (H) per alcuni tipi di sezione trasversale in parete sottile ................................................................................................ 197
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Eurocodice 9 PRENORMA EUROPEA
Progettazione delle strutture di alluminio
ENV 1999-1-1
Parte 1-1: Regole generali - Regole generali e regole per gli edifici MAGGIO 1998 Eurocode 9 EUROPEAN PRESTANDARD
Design of aluminium structures Part 1-1: General rules - General rules and rules for buildings Eurocode 9
PRÉNORME EUROPÉENNE
Conception et dimensionnement des structures en aluminium Partie 1-1: Règles générales - Règles générales et règles pour les bâtiments Eurocode 9
EUROPÄISCHE VORNORM
Bemessung und Konstruktion von Aluminiumbauten Teil 1-1: Allgemeine Regeln - Allgemeine Bemessungsregeln und Bemessungsregeln für den Hochbau
DESCRITTORI
Ingegneria civile, struttura di acciaio, alluminio, progettazione, codice per l'edilizia, calcolo, generalità
ICS
91.010.30; 91.080.10
La presente norma europea sperimentale (ENV) è stata approvata dal CEN, come norma per applicazione provvisoria, il 26 ottobre 1997. Il periodo di validità della presente norma ENV è limitato inizialmente a 3 anni. I membri del CEN saranno invitati dopo 2 anni a sottoporre i loro commenti, in particolare per quanto riguarda la sua trasformazione da ENV a norma europea. I membri del CEN sono tenuti a rendere nota l’esistenza della presente ENV nello stesso modo utilizzato per una EN e a renderla prontamente disponibile a livello nazionale in una forma appropriata. È possibile mantenere in vigore, contemporaneamente alla ENV, norme nazionali contrastanti, fino alla decisione finale sulla possibile conversione da ENV a EN. I membri del CEN sono gli Organismi nazionali di normazione di Austria, Belgio, Danimarca, Finlandia, Francia, Germania, Grecia, Irlanda, Islanda, Italia, Lussemburgo, Norvegia, Paesi Bassi, Portogallo, Regno Unito, Repubblica Ceca, Spagna, Svezia e Svizzera.
CEN COMITATO EUROPEO DI NORMAZIONE European Committee for Standardization Comité Européen de Normalisation Europäisches Komitee für Normung Segreteria Centrale: rue de Stassart, 36 - B-1050 Bruxelles
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PREMESSA Obiettivi degli Eurocodici Gli Eurocodici Strutturali costituiscono un gruppo di norme relative alla progettazione strutturale e geotecnica degli edifici e delle opere di ingegneria civile. Essi sono redatti per essere utilizzati come documenti di riferimento per i seguenti scopi: - come strumento per verificare la conformità delle caratteristiche degli edifici e delle opere di ingegneria civile ai requisiti essenziali della Direttiva Prodotti da Costruzione (CPD); - come disposizioni quadro per redigere specifiche tecniche armonizzate per i prodotti da costruzione. Essi trattano esecuzione e controllo solo nella misura necessaria a definire la qualità dei prodotti da costruzione ed il livello di preparazione professionale necessario per soddisfare le ipotesi assunte nelle regole di progettazione. Fin quando non sarà disponibile la necessaria serie delle specifiche tecniche armonizzate sui prodotti e sui metodi di prova delle loro prestazioni, alcuni degli Eurocodici strutturali trattano alcuni di questi aspetti in appendici informative.
Cronistoria del programma degli Eurocodici La Commissione della Comunità Europea (CEC) avviò l’elaborazione di un insieme di regole tecniche armonizzate per la progettazione di edifici e di opere di ingegneria civile che sarebbero servite inizialmente come alternativa alle diverse regole in vigore nei vari Paesi membri e, successivamente, per sostituirli. Tali norme tecniche sono diventate note come “Eurocodici Strutturali”. Nel 1990, dopo aver consultato i rispettivi Paesi membri, la CEC ha trasferito al CEN il lavoro di ulteriore sviluppo, emanazione ed aggiornamento degli Eurocodici Strutturali e la Segreteria dell'EFTA ha accettato di dare supporto ai lavori del CEN. Il Comitato tecnico CEN/TC 250 è responsabile di tutti gli Eurocodici Strutturali.
Programma degli Eurocodici Sono in fase di redazione i seguenti Eurocodici Strutturali, ognuno dei quali generalmente consta di un numero di parti: EN 1991 = Eurocode 1: Basis of design and actions on structures EN 1992 = Eurocode 2: Design of concrete structures EN 1993 = Eurocode 3: Design of steel structures EN 1994 = Eurocode 4: Design of composite steel and concrete structures EN 1995 = Eurocode 5: Design of timber structures EN 1996 = Eurocode 6: Design of masonry structures EN 1997 = Eurocode 7: Geo-technical design EN 1998 = Eurocode 8: Design of structures for earthquake resistance EN 1999 = Eurocode 9: Design of aluminium structures Il CEN/TC 250 ha costituito dei sottocomitati separati in relazione ai diversi Eurocodici sopra citati. La presente parte dell'Eurocodice strutturale per la progettazione delle strutture di alluminio è pubblicata dal CEN come norma europea sperimentale (ENV) per un periodo di vita iniziale di tre anni. La presente norma sperimentale è utilizzata per applicazioni pratiche di tipo sperimentale nella progettazione di edifici e di opere di ingegneria civile trattate nello scopo e campo di applicazione come fornito in 1.1.2 e per la presentazione di commenti. Dopo circa due anni ai membri CEN è richiesto di inviare commenti formali da prendere in considerazione per definire le future azioni.
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Nel frattempo, suggerimenti e commenti relativi alla presente norma europea sperimentale dovrebbero essere inviati alla segreteria del CEN/TC 250/SC 9 al seguente indirizzo: Secretariat of CEN/TC 250/SC 9 c/o Norwegian Council for Building Standardization Postboks 129 Blindern N-0314 OSLO oppure all’ente normatore nazionale. (nota nazionale - per l’Italia:
UNI Via Battistotti Sassi, 11B 20133 MILANO (tel. 02/70024.1 - fax. 02/70106106, URL www.uni.com)
Documenti di Applicazione Nazionale (NAD) Considerando la responsabilità delle Autorità nei Paesi membri in fatto di sicurezza, salute ed altre questioni trattate dai requisiti essenziali della Direttiva "Prodotti da Costruzione" (CPD), ad alcuni fattori di sicurezza contenuti nella presente ENV sono stati assegnati dei valori indicativi che vengono identificati da . Si prevede che le Autorità di ciascun Paese membro attribuiscano valori definitivi a questi fattori di sicurezza. Molte delle norme armonizzate di supporto possono non essere disponibili al momento in cui è pubblicata la presente norma sperimentale. Si anticipa quindi che sarà pubblicato da ogni Paese membro o dall'Organismo di normazione un Documento di Applicazione Nazionale (NAD), il quale fornirà i valori definitivi per i fattori di sicurezza, farà riferimento alle norme di supporto compatibili e rappresenterà una guida a livello nazionale per l'applicazione della presente norma sperimentale. È inteso che la presente norma sperimentale è utilizzata insieme al NAD valido nel Paese in cui sono situati l’edificio o le opere di ingegneria civile.
Questioni specifiche della presente norma sperimentale Generalità Lo scopo ed il campo di applicazione dell'Eurocodice 9 è definito in 1.1.1, mentre lo scopo ed il campo di applicazione della presente parte dell'Eurocodice 9 è definito in 1.1.2. Per l'utilizzo pratico della presente norma sperimentale, si dovrebbe porre particolare attenzione alle affermazioni e alle condizioni indicate in 1.4. Nello sviluppo della presente norma sperimentale, sono stati preparati alcuni documenti di riferimento che forniscono commenti e giustificazioni ad alcune prescrizioni della presente norma sperimentale.
Uso delle appendici Le otto Sezioni della presente norma sperimentale sono completati da un certo numero di appendici, alcune normative ed altre informative. Le appendici normative hanno lo stesso valore delle Sezioni cui esse fanno riferimento. Molte di queste appendici sono state introdotte spostando al di fuori della parte principale del testo alcune delle Regole Applicative più dettagliate, le quali risultano necessarie solo in casi particolari, in modo da facilitare la comprensione del testo.
Significato delle Norme di Riferimento Nell'uso della presente norma sperimentale è necessario far riferimento alle varie norme CEN ed ISO. Queste sono usate per definire le caratteristiche dei prodotti e dei processi che sono stati assunti nella formulazione delle regole di progettazione. La presente norma sperimentale cita alcuni "Riferimenti Normativi". Quando qualcuna delle norme CEN o ISO cui si fa riferimento non è ancora disponibile, si dovrebbe consultare il Documento di Applicazione Nazionale per individuare la norma da utilizzare. Si suppone che, per gli edifici e per le opere di ingegneria civile progettati secondo la presente ENV, sono usate solamente le classi e le qualità specificate nella Sezione 3.
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Coefficienti parziali di sicurezza La presente norma sperimentale fornisce le regole generali per la progettazione delle strutture di alluminio, relativamente agli stati limite delle membrature, quali la rottura per trazione, il collasso per fenomeni di instabilità o la rottura dei collegamenti. La maggior parte delle regole sono state calibrate sulla base di risultati di prova, al fine di ottenere valori coerenti per i coefficienti parziali di sicurezza per la resistenza γM. Per evitare un'eccessiva varietà di valori γM, furono individuate due categorie: - γM1 deve essere applicato a resistenze relative alla tensione limite elastica convenzionale f0,2 corrispondente allo 0,2% di deformazione residua f0,2 (per esempio, per tutti i fenomeni di instabilità) - γM2 deve essere applicato a resistenze relative alla tensione limite ultima fu (per esempio, la resistenza a trazione riferita alla sezione netta o le resistenze dei bulloni e delle saldature).
Fabbricazione ed esecuzione La Sezione 7 della presente norma sperimentale ha lo scopo di indicare alcuni livelli minimi di preparazione professionale e le normali tolleranze che si sono supposte nel derivare le regole di progettazione specificate nella presente norma sperimentale. Esse forniscono al progettista anche le informazioni relative ad una particolare struttura necessarie a definire i requisiti di esecuzione. Inoltre, essa definisce le approssimazioni ed altri pratici dettagli che il progettista ha bisogno di usare nei calcoli.
Progettazione integrata da prove Per la progettazione ordinaria, non è richiesto l'uso della Sezione 8, che, invece, è fornita per essere utilizzata in particolari circostanze, nelle quali essa può diventare utile.
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GENERALITÀ
1.1
Scopo e campo di applicazione
1.1.1
Scopo e campo di applicazione della ENV 1999 - Eurocodice 9 (1) La ENV 1999 - Eurocodice 9 si applica alla progettazione degli edifici, delle costruzioni civili e delle strutture di alluminio. Essa è suddivisa in varie parti, elencate in 1.1.2 (2) Il presente Eurocodice si riferisce unicamente ai requisiti di resistenza, servizio e durabilità delle strutture. Altri requisiti, quali per esempio quelli dell'isolamento termico ed acustico, non sono considerati. (3) L'esecuzione è trattata in quanto è necessario indicare la qualità dei materiali da costruzione e dei prodotti che dovrebbero essere utilizzati ed il livello di qualità di esecuzione in cantiere che serve per soddisfare le ipotesi assunte alla base delle regole di progettazione. In generale, le regole relative all'esecuzione ed alla qualità di esecuzione devono essere considerate quali requisiti minimi che possono essere ulteriormente sviluppati per tipi particolari di edifici o di costruzioni civili e di strutture di alluminio e metodi di costruzione. (4) La ENV 1999 - Eurocodice 9 non contiene i requisiti specifici di progettazione in zona sismica. (5) Nella ENV 1999 - Eurocodice 9 non sono specificati i valori numerici delle azioni sugli edifici, sulle costruzioni civili e sulle strutture che devono essere considerate nel progetto. Essi sono specificati nella ENV 1991 - Eurocodice 1 "Principi di progettazione e azioni sulle strutture" che è applicabile a tutti i tipi di costruzioni.
1.1.2
Scopo e campo di applicazione della parte 1.1 della ENV 1999 - Eurocodice 9 (1) La presente norma europea sperimentale fornisce i principi generali per la progettazione degli edifici, delle costruzioni civili e delle strutture di lega di alluminio. (2) Nella presente versione iniziale della presente ENV, vengono trattati i seguenti argomenti: - Sezione 1: Generalità - Sezione 2: Principi di progettazione - Sezione 3: Materiali - Sezione 4: Stati limite di servizio - Sezione 5: Stati limite ultimi (membrature) - Sezione 6: Collegamenti soggetti a carichi statici - Sezione 7: Fabbricazione ed esecuzione - Sezione 8: Progettazione integrata da prove (3) La maggior parte dei contenuti della Sezione 1 e della Sezione 2 sono comuni a tutti gli Eurocodici Strutturali, ad eccezione di alcune prescrizioni addizionali che risultano specifiche per ciascun Eurocodice. (4) Nella presente norma europea sperimentale non sono trattati: - resistenza al fuoco - casi in cui potrebbero essere necessarie misure speciali per limitare le conseguenze di incidenti - fatica.
1.2
Distinzione tra principi e regole applicative (1) Nel presente Eurocodice, a seconda delle caratteristiche di ciascuna prescrizione, è stata effettuata una distinzione tra Principi e Regole di Progettazione. (2) I Principi comprendono: - affermazioni e definizioni di natura generale per le quali non è data alternativa; ed anche
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requisiti e modelli analitici per i quali non è permessa alternativa a meno che non sia specificatamente indicato.
(3) I principi sono identificati dalla lettera P che segue il numero del paragrafo. (4) Le Regole Applicative, generalmente, sono regole riconosciute che seguono i Principi e soddisfano i loro requisiti. (5) È consentito l'uso di regole progettuali alternative alle Regole Applicative fornite dall'Eurocodice, sempre che sia dimostrato che la regola alternativa soddisfi i Principi ad essa collegati e risulti almeno equivalente in rapporto alla resistenza, funzionalità e durabilità raggiunte dalla struttura. (6) Nel presente Eurocodice, le Regole Applicative sono identificate mediante un numero tra parentesi, nel modo indicato in questo paragrafo.
1.3
Riferimenti normativi (1)P La presente norma europea sperimentale rimanda, mediante riferimenti datati e non, a disposizioni contenute in altre pubblicazioni. Tali riferimenti normativi sono citati nei punti appropriati del testo e vengono di seguito elencati. Per quanto riguarda i riferimenti datati, successive modifiche o revisioni apportate a dette pubblicazioni valgono unicamente se introdotte nella norma europea sperimentale come aggiornamento o revisione. Per i riferimenti non datati vale l'ultima edizione della pubblicazione alla quale si fa riferimento.
1.3.1
Riferimenti sulle leghe di alluminio
1.3.1.1
Definizioni di composizione chimica, forma e tempra dei prodotti da lavorazione plastica EN 573-1:1994 EN 573-2:1994 EN 573-3:1994 EN 573-4:1994 EN 515:1993
1.3.1.2
Condizioni tecniche di fornitura EN 485-1:1993 prEN 586-1:1996 prEN 754-1:1996 prEN 755-1:1996 prEN 1592-1:1996 prEN 12020-1:1995
1.3.1.3
Aluminium and aluminium alloys - Chemical composition and form of wrought products - Numerical designation system. Aluminium and aluminium alloys - Chemical composition and form of wrought products - Chemical symbol based designation system Aluminium and aluminium alloys - Chemical composition and form of wrought products - Chemical compositions Aluminium and aluminium alloys - Chemical composition and form of wrought products - Forms of products Aluminium and aluminium alloys - Wrought products - Temper designations
Aluminium and aluminium alloys - Sheet, strip and plate Technical conditions for inspection and delivery Aluminium and aluminium alloys - Forgings - Technical conditions for inspection and delivery Aluminium and aluminium alloys - Cold drawn rod/bar and tube Technical conditions for inspection and delivery Aluminium and aluminium alloys - Extruded rod/bar, tube and profiles - Technical conditions for inspection and delivery Aluminium and aluminium alloys - HF seam welded tubes Technical conditions for inspection and delivery Aluminium and aluminium alloys - Extruded precision profiles in alloys EN AW-6060 and EN AW-6063 - Technical conditions for inspection and delivery
Dimensioni e proprietà meccaniche EN 485-2:1994
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Aluminium and aluminium alloys - Sheet, strip and plate Mechanical properties
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EN 485-3:1993 EN 485-4:1993 prEN 508-2:1996
EN 586-2:1994 prEN 586-3:1996 prEN 754-2:1996 EN 754-3:1995 EN 754-4:1995 EN 754-5:1995 EN 754-6:1995 prEN 754-7:1995 prEN 754-8:1995 prEN 755-2:1996 EN 755-3:1995 EN 755-4:1995 EN 755-5:1995 EN 755-6:1995 prEN 755-7:1995 prEN 755-8:1995 prEN 755-9:1995 prEN 12020-2:1995
prEN 1592-2:1994 prEN 1592-3:1994 prEN 1592-4:1994
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Aluminium and aluminium alloys - Sheet, strip and plate Tolerances on shape and dimensions for hot-rolled products Aluminium and aluminium alloys - Sheet, strip and plate Tolerances on shape and dimensions for cold-rolled products Roofing products from metal sheet - Specifications for self supporting products of steel, aluminium or stainless steel Aluminium Aluminium and aluminium alloys - Forgings - Mechanical properties and additional property requirements Aluminium and aluminium alloys - Forgings - Tolerances on dimension and form Aluminium and aluminium alloys - Cold drawn rod/bar and tube Mechanical properties Aluminium and aluminium alloys - Cold drawn rod/bar and tube Round bars, tolerances on dimension and form Aluminium and aluminium alloys - Cold drawn rod/bar and tube Square bars, tolerances on dimension and form Aluminium and aluminium alloys - Cold drawn rod/bar and tube Rectangular bars, tolerances on dimension and form Aluminium and aluminium alloys - Cold drawn rod/bar and tube Hexagonal bars, tolerances on dimension and form Aluminium and aluminium alloys - Cold drawn rod/bar and tube Seamless tubes, tolerances on dimension and form Aluminium and aluminium alloys - Cold drawn rod/bar and tube Porthole tubes, tolerances on dimension and form Aluminium and aluminium alloys - Extruded rod/bar, tube and profiles - Mechanical properties Aluminium and aluminium alloys - Extruded rod/bar, tube and profiles- Round bars, tolerances on dimension and form Aluminium and aluminium alloys - Extruded rod/bar, tube and profiles- Square bars, tolerances on dimension and form Aluminium and aluminium alloys - Extruded rod/bar, tube and profiles- Rectangular bars, tolerances on dimension and form Aluminium and aluminium alloys - Extruded rod/bar, tube and profiles- Hexagonal bars, tolerances on dimension and form Aluminium and aluminium alloys - Extruded rod/bar, tube and profiles- Seamless tubes, tolerances on dimension and form Aluminium and aluminium alloys - Extruded rod/bar, tube and profiles- Porthole tubes, tolerances on dimension and form Aluminium and aluminium alloys - Extruded rod/bar, tube and profiles- Profiles, tolerances on dimension and form Aluminium and aluminium alloys - Extruded precision profiles in alloys EN AW-6060 and EN AW-6063 - Tolerances on dimensions and form Aluminium and aluminium alloys - HF seam welded tubes Mechanical properties Aluminium and aluminium alloys - HF seam welded tubes Tolerance on dimensions and shape of circular tubes Aluminium and aluminium alloys - HF seam welded tubes Tolerance on dimensions and form for square, rectangular and shaped tubes
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1.3.1.4
Leghe di alluminio da fonderia prEN 1559-1 prEN 1559-2 prEN 1706:1993 prEN190/120
1.3.2
Riferimenti sulle saldature EN 287-2:1992 EN 288-1:1992 EN 288-4:1992
prEN 288-13
EN 439:1994 prEN 970 prEN 1011-1 prEN 1011-4 prEN 1418
EN 30042:1994 prEN (WI 121127) prEN (WI 121214)
1.3.3
Founding - Technical conditions of delivery - General Founding - Technical conditions of delivery - Additional requirements for aluminium alloy castings Aluminium and aluminium alloys - Castings - Chemical composition and mechanical properties Castings - System of dimensional tolerances and machining allowances
Approval testing of welders - Fusion welding - Aluminium and aluminium alloys Specification and approval of welding procedures for metallic materials - General rules for fusion welding Specification and approval of welding procedures for metallic materials - Welding procedure tests for the arc welding of aluminium and its alloys Specification and approval of welding procedures for metallic materials - Welding procedure test for the arc welding of cast aluminium and combinations of cast to wrought materials Welding consumables - Shielding gases for arc welding and cutting Non destructive examination of welds - Visual examination Welding - Fusion welding of metallic materials - General Requirements for fusion welding of metallic materials - Aluminium and aluminium alloys Welding personnel - Approval testing of welding operators for fusion welding and resistance weld setters for fully mechanised and automatic welding of metallic materials Arc-welded joints in aluminium and its weldable alloys - Guidance on quality levels for imperfections Welding consumables - Wire electrodes, wires and rods for arc welding of aluminium and aluminium alloys - Classification Welding consumables - Covered electrodes for manual metal arc welding of aluminium and aluminium alloys. Classification
Altri riferimenti ENV 1991-1:1994 ENV 1991-2-1:1995 ENV 1991-2-2:1994 ENV 1991-2-3:1995 ENV 1991-2-4:1995 ENV 1993-1-1:1992 ENV 1999-1-2 ENV 1999-2 ISO 1000:1981
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Eurocode 1 - Basis of design and actions on structures - Basis of design Eurocode 1 - Basis of design and actions on structures - Actions on structures - Densities, self-weight and imposed loads Eurocode 1 - Basis of design and actions on structures - Actions on structures imposed to fire Eurocode 1 - Basis of design and actions on structures - Actions on structures - Snow loads Eurocode 1 - Basis of design and actions on structures - Actions on structures - Wind actions Eurocode 3: Design of steel structures - General rules and rules for buildings Eurocode 9: Design of aluminium structures - Structural fire design Eurocode 9: Design of aluminium structures - Structures susceptible to fatigue SI units and recommendations for the use of their multiples and of certain other units
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ISO 8930:1987 ISO 468:1982 ISO 11003-1:1993 ISO 11003-2:1993 ISO 468:1982 ISO 1302:1992
1.4
General principles on reliability for structures - List of equivalent terms Surface roughness - Parameters, their values and general rules for specifying requirements Adhesives Determination of shear behaviour of structural bonds Torsion test method using butt-bonded hollow cylinders Adhesives Determination of shear behaviour of structural bonds Thick-adherend tensile-test method Surface roughness - Parameters, their values and general rules for specifying requirement Technical drawings - Method of indicating surface texture
Ipotesi (1) Si considerano le seguenti ipotesi di base: - Le strutture sono progettate da personale adeguatamente qualificato e con sufficiente esperienza. - Negli stabilimenti, negli impianti e nei cantieri è garantito un adeguato livello di supervisione e di controllo della qualità. - La costruzione è eseguita da personale dotato della necessaria abilità ed esperienza. - I materiali da costruzione ed i prodotti impiegati sono utilizzati così come indicato nel presente Eurocodice oppure nelle relative specifiche dei materiali e dei prodotti. - La struttura sarà sottoposta ad un adeguato livello di manutenzione (vedere 7.7). - La struttura sarà impiegata in conformità alla destinazione d’uso prevista in progetto. (2) I metodi di progettazione proposti sono validi soltanto alla condizione che anche i requisiti dell’esecuzione e costruzione, specificati nella Sezione 7, siano soddisfatti. (3) I valori numerici indicati con sono forniti a titolo indicativo. Valori differenti possono essere specificati da ciascun Paese Membro.
1.5
Termini e definizioni
1.5.1
Termini comuni a tutti gli Eurocodici (1) Salvo dove diversamente specificato, si applica la terminologia adottata nella ISO 8930:1987 (2) I seguenti termini sono usati in comune per tutti gli Eurocodici con i seguenti significati: - costruzione: Qualunque cosa che sia costruita o risulti da operazioni di costruzione. Questo termine copre sia gli edifici che le opere di ingegneria civile e strutturale. Esso si riferisce alla struttura completa comprendente sia gli elementi strutturali sia quelli non-strutturali. - esecuzione: L’attività di realizzazione di un edificio o di opere di ingegneria civile e strutturale. Il termine identifica il lavoro in cantiere; esso può anche significare la fabbricazione dei componenti al di fuori del cantiere ed il loro successivo montaggio in cantiere. In inglese il termine "costruction" (costruzione) può essere usato in sostituzione del termine "execution" (esecuzione) in certe combinazioni di parole dove non vi sia ambiguità, per esempio "during construction" (durante la costruzione).
Nota
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Nota
struttura: Combinazione organizzata di parti collegate, progettate per fornire una certa misura di rigidezza e resistenza. Questo termine si riferisce ai componenti che trasmettono i carichi. tipo di edificio o di opere di ingegneria civile e strutturale: Tipo di "costruzione" che definisce il suo scopo per esempio: casa di abitazione, edificio industriale, ponte stradale, vettura ferroviaria, veicolo stradale, costruzione navale, antenna o torre. "Type of costruction works" (tipo di costruzioni) non è utilizzato nella lingua inglese.
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tipo di struttura: Tipologia strutturale che definisce la disposizione di elementi strutturali, per esempio: trave, struttura triangolarizzata, struttura tubolare, arco. materiale da costruzione: Materiale usato nella costruzione, per esempio: calcestruzzo, acciaio, legno, muratura, alluminio. sistema costruttivo: Indicazione del materiale strutturale principale, per esempio: costruzione di calcestruzzo armato, costruzione di acciaio, costruzione di legno, costruzione di muratura. procedimento esecutivo: Metodo mediante il quale la costruzione è eseguita, per esempio: saldata in opera, prefabbricata, eseguita a sbalzo. sistema strutturale: Gli elementi strutturali portanti di un edificio o di opere di ingegneria civile o strutturale e la modalità di funzionamento di tali elementi ipotizzata per la modellazione.
(3) Le terminologie equivalenti nelle varie lingue sono date nel prospetto 1.1 prospetto
1.1
Elenco dei termini corrispondenti nelle varie lingue Inglese
prospetto
1.1
Francese
Tedesco
Construction works
Construction
Bauwerk
Execution
Exécution
(Bau)-Ausführung
Structure
Structure
Tragwerk
Type of building or civil engineering Nature de construction works
Art des Bauwerks
Form of structure
Type de structure
Art des Tragwerks
Construction material
Matériau de construction
Baustoff; Werkstoff*) (* nur im Stahlbau)
Type of construction
Mode de construction
Bauweise
Method of construction
Procédé d’exécution
Bauverfahren
Structural system
Système structural
Tragsystem
Elenco dei termini corrispondenti nelle varie lingue (Continua) Italiano
Olandese
Spagnolo
Costruzione
Bouwwerk
Construcción
Esecuzione
Uitvoering
Ejecución
Struttura
Draagconstructie
Estructura
Tipo di Cotruzione
Type Bouwwerk
Naturaleza de la construcción
Tipo di struttura
Type draagconstructie
Tipo de estructura
Materiale da costruzione
Constructie materiaal
Material de construcción
Sistema costruttivo
Bouwwijze
Modo de construcción
Procedimento esecutivo
Bouwmethode
Procedimiento de ejecución
Sistema strutturale
constructief systeem
Sistema estructural
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prospetto
1.1
Elenco dei termini corrispondenti nelle varie lingue (Continua) Portoghese
prospetto
1.1
Svedese
Construção
Byggnadsverk
Byggverk
Execução
Utförande
Utførelse
Estrutura
Bärverk
Bærende konstruksjon
Tipo de edificio ou de obras de Typ av byggnadsverk engenharia civil
Type byggverk
Tipo de estrutura
Typ av bärverk
Konstruksjonsform
Material de construção
Byggmaterial
Byggemateriale
Tipo de construção
Typ av konstruktion med avseende på material
Konstruksjonstype (etter hovedmateriale)
Processo construtivo
Byggnadssätt
Utførelsesmetode
Sistema estrutural
Bärande system
Bærende system
Elenco dei termini corrispondenti nelle varie lingue (Continua) Finlandese
1.6
Norvegese
Danese
Greco
Rakennuskohde
Bygge- og anlægsarbejde
Κατασκειε´ s
Työnsuoritus
Udførelse
´ Εκτελεση εργου
Rakenne
Bærende konstruktion
Κατασκευη´
Rakennuksen tai maa - ja vesirakennuskohteen tyyppi
Arten af bygge- och anlægsarbejde
Ειδοs κατασκευη´ s
Rakenteen muoto
Konstruktionsprincip
´ Ειδοs ξορεα
Rakennusmateriaali
Konstruktionsmateriale
Υλικο κατασκευη´ s
Rakenteen materiaali
Konstruktionstype
Τροηοs εκτελεσηs
Rakentamistapa
Udførelsesmetode
´ Μεδοδοs εκτελεση s
Rakennejärjestelmä
Bærende system
´ Φορεασ s
Unità di misura S.I. (1) Devono utilizzarsi le unità di misura del S.I in conformità con la ISO 1000:1981 (2) Per i calcoli di progetto, si raccomanda l’uso delle seguenti unità di misura: - Forze e carichi: kN, kN/m, kN/m2 - Massa specifica: kg/m3 - Peso specifico: kN/m3 - Tensioni e resistenze: N/mm2 (=MN/m2 o MPa) - Momenti (flettente....): kNm.
1.7
Simboli usati nella presente norma europea
1.7.1
Lettere latine maiuscole A B C D E F F G
Azione accidentale, Area Forza nel bullone Capacità; valore fissato, coefficiente Danno (valutazione della resistenza a fatica) Modulo di elasticità Azione Forza Azione permanente
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G H I K L M M N Q R S S T V W X
1.7.2
Lettere greche maiuscole ∆
1.7.3
Modulo di elasticità trasversale Carico o azione orizzontale totale Momento di inerzia Fattore di rigidezza (I/L) Lunghezza; campata; lunghezza di sistema Momento in generale Momento flettente Forza assiale Azione variabile Resistenza; reazione Forze interne e momenti (con indici d o k) Rigidezza (rigidezza a taglio, rigidezza rotazionale, … con indici v, j ...) Momento torcente; temperatura Azione tagliante; carico verticale totale o reazione Modulo di resistenza Valore di una proprietà di un materiale
Differenza in …. (precede il simbolo principale).
Lettere latine minuscole a a b c d e e f g h i k l (o l o L) n n p q r s t u, v, w uu vv xx, yy, zz
Distanza, dato geometrico Sezione di gola di una saldatura, rapporto di area larghezza; ampiezza Distanza; sporgenza Diametro; profondità; lunghezza della diagonale Eccentricità; spostamento dell’asse neutro Distanza dal bordo; distanza dalla estremità Resistenza (di un materiale) Intervallo; coefficiente del gradiente tensionale Altezza Raggio di inerzia; numero intero coefficiente; fattore Lunghezza; campata; lunghezza di sistema Rapporto fra forze o tensioni normali Numero di …… Passo; interasse Forza uniformemente distribuita Raggio; raggio di raccordo Passo sfalsato; distanza Spessore Componenti dello spostamento Asse maggiore Asse minore Assi ortogonali
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1.7.4
Lettere greche minuscole α (alpha) α β (beta) γ (gamma) ε (epsilon) η (eta) ϑ (theta) λ (lambda) µ (mu) ν (ni) ρ (rho) σ (sigma) τ (tau) Φ (phi) χ (chi) ψ (psi) ψ
1.7.5
Angolo; rapporto; coefficiente Coefficiente di dilatazione termica lineare Angolo; rapporto; coefficiente Coefficiente parziale di sicurezza, rapporto Deformazione Coefficiente Angolo; pendenza Rapporto di snellezza; rapporto Coefficiente di attrito; coefficiente Coefficiente di Poisson Coefficiente di riduzione; massa specifica Tensione normale Tensionale tangenziale Rotazione; pendenza; rapporto Fattore di riduzione (per l’instabilità) Rapporto tra tensioni; coefficiente di riduzione Coefficiente che definisce i valori rappresentativi delle azioni variabili
Indici A a a, b … b b C c c com cr d dst E E eff e el ext f fic g (oppure gr) G h haz i inf i, j, k j k
Accidentale; area Capacità locale di una sezione netta soggetta a trazione o compressione Prima, seconda … alternativa Rifollamento, instabilità Bullone; trave; calastrello Capacità; conseguenze Sezione trasversale Calcestruzzo; colonna Compressione Critico Progetto; diagonale Instabilizzante Effetto delle azioni (con d o k) Eulero Efficace Efficace (con ulteriore indice) Elastico Esterno Ala; dispositivo di giunzione Fittizio Lordo Azione permanente Altezza; più alto; orizzontale Zona alterata termicamente Interno Inferiore; più basso Indici (in sostituzione di valori numerici) Giunto Caratteristica
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l L LT M M m max min N n net nom o o o ov p p p pl Q R r rep S s s st ser stb sup t (oppure ten) t (oppure tor) u u ult V v v vec w x y z σ τ ⊥ ⁄⁄ 0,2
Più basso Lungo Latero-torsionale Materiale (Ammesso per) momento flettente Flettente; media Massimo Minimo (Ammesso per) forza assiale Normale Netto Nominale Foro; iniziale; esterno Snervamento globale in trazione e compressione Punto di momento nullo Sovrapposizione Piatto, cerniera; imbottitura Precarico (forza) Parziale; punching shear Plastico Azione variabile Resistenza Chiodo; vincolo Rappresentativo Forza interna, momento interno Sollecitazione di trazione (area); stabilità globale Scorrimento; piano Rigido; irrigidimento Servizio Stabilizzante Superiore; più alto Trazione Torsione Asse maggiore della sezione trasversale Ultima (resistenza a rottura per trazione) Ultimo (stato limite) (Ammesso per) azione tagliante Taglio; verticale Asse minore della sezione trasversale Effetti vettoriali Anima; saldatura; ingobbamento Asse lungo la membratura; allungamento Asse della sezione trasversale Asse della sezione trasversale Tensione normale Tensione tangenziale Perpendicolare Parallela Resistenza al limite elastico convenzionale, corrispondente allo 0,2% della deformazione residua
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1.7.6
Uso degli indici nella presente norma europea sperimentale (1) I valori delle resistenze e delle proprietà dei materiali in lega di alluminio sono nominali, trattati alla stregua di valori caratteristici, ma indicati come segue: f0,2 resistenza al limite elastico convenzionale; notazione semplificata: fo fhaz resistenza del materiale nelle zone alterate termicamente fu resistenza a rottura E modulo di elasticità (2) Nella presente norma europea sperimentale, per evitare ambiguità, gli indici sono sempre indicati per esteso. Comunque, per praticità, laddove la loro omissione non è causa di ambiguità, alcuni indici possono essere omessi. (3) Laddove sono richiesti i simboli con indici multipli, essi sono stati raggruppati secondo la seguente sequenza: - parametro principale: per esempio M, N, β - tipo di variante: per esempio pl, eff, b, c - direzione: per esempio t, v - asse: per esempio y, z - posizione: per esempio 1, 2, 3 - natura: per esempio R, E - livello: per esempio d, k - indice: per esempio 1, 2, 3 (4) Le virgole sono utilizzate per separare gli indici in coppie di caratteri, con le seguenti eccezioni: - Gli indici con più di un carattere non sono suddivisi. - Esempio: le combinazioni Rd, Sd, ecc. non sono suddivise. (5) Quando due indici relativi al tipo di variante sono necessari per descrivere un parametro, essi possono essere separati da una virgola, per esempio: M,Ψ
1.7.7
Convenzione per gli assi delle membrature (1) In generale la convenzione per gli assi delle membrature è la seguente: x-x lungo la membratura y-y asse della sezione trasversale z-z asse della sezione trasversale (2) Per le membrature in lega di alluminio con sezione ad I, le convenzioni usate per gli assi della sezione trasversale sono le seguenti: - in generale: y-y asse della sezione trasversale parallelo alle flange z-z asse della sezione trasversale perpendicolare alle flange - per sezioni angolari: y-y asse parallelo all’ala minore z-z asse perpendicolare all’ala minore - laddove necessario: u-u asse maggiore (quando questo non coincide con l’asse yy) v-v asse minore (quando questo non coincide con l’asse zz) (3) Alcune tipiche tipologie di sezioni estruse in lega di alluminio sono rappresentate in figura 1.1.
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figura
1.1
Sezioni in lega di alluminio
(4) la convenzione usata per gli indici che indicano gli assi dei momenti è la seguente: "Si indichi l’asse intorno al quale agisce il momento." (5) per esempio, per una sezione ad I, il momento agente nel piano dell’anima è indicato con My , in quanto esso agisce intorno all’asse della sezione trasversale parallelo alle flange.
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2
PRINCIPI DI PROGETTAZIONE
2.1
Requisiti fondamentali (1)P Una struttura deve essere progettata e realizzata in modo tale che: - con accettabile grado di probabilità essa rimarrà idonea all'uso alla quale è stata destinata tenendo conto della sua durata prevista e del suo costo, inoltre: - essa sopporterà, con un adeguato grado di affidabilità, tutte le azioni e tutti gli effetti che hanno probabilità di intervenire durante l’esecuzione e l'esercizio ed avrà una durata adeguata in relazione ai costi di manutenzione. (2)P Una strutture deve inoltre essere progettata in modo tale che, a seguito di eventi quali esplosioni, urti o conseguenze di errori umani, il suo danneggiamento non sia sproporzionato rispetto alla causa originaria. (3)P Il danno potenziale deve essere limitato o evitato attraverso una appropriata scelta di una o più delle precauzioni volte a: - evitare, eliminare o ridurre i rischi che la struttura deve sostenere; - scegliere una tipologia strutturale che abbia una ridotta sensibilità ai rischi considerati; - assicurare il collegamento della struttura nel suo insieme; - scegliere una tipologia strutturale ed un progetto capaci di resistere adeguatamente alla rimozione accidentale di un singolo elemento. (4)P I requisiti sopra indicati devono essere soddisfatti attraverso la scelta di materiali idonei, attraverso un adeguato progetto e studio dei dettagli costruttivi ed attraverso l'indicazione di specifiche procedure per il controllo della produzione, costruzione ed uso, secondo quanto necessario per il particolare progetto.
2.2
Definizioni e classificazioni
2.2.1
Stati limite e situazioni di progetto
2.2.1.1
Stati limite (1)P Gli stati limite rappresentano condizioni oltre le quali la struttura non soddisfa più i requisisti delle prestazioni di progetto. Gli stati limite si classificano in: - stati limite ultimi; - stati limite di servizio. (2)P Gli stati limite ultimi sono quelli associati al collasso o ad altre forme di cedimenti strutturali che possono mettere in pericolo la sicurezza delle persone. (3)P Anche gli stati che precedono il collasso strutturale, che, per semplicità, sono considerati in luogo del collasso medesimo, sono classificati e trattati quali stati limite ultimi. (4)P Gli stati limite ultimi che devono essere presi in considerazione comprendono: - la perdita di equilibrio della struttura o di una sua parte, considerata come corpo rigido; - il collasso per eccessiva deformazione, rottura, o perdita di stabilità della struttura o di una parte di essa, comprendendo i vincoli e le fondazioni. (5) Gli stati limite di servizio corrispondono agli stati oltre i quali i criteri di servizio specificati non sono più soddisfatti. (6) Gli stati limite di servizio che possono essere presi in considerazione comprendono: - le deformazioni o gli spostamenti che compromettono l'aspetto esteriore o l'uso efficiente della struttura (includendo il corretto funzionamento dei macchinari e dei servizi) o che inducono danni alle finiture e agli elementi non strutturali; - le vibrazioni che creano fastidio alle persone, danni all’edificio o ai suoi contenuti, o che ne limitano la funzionalità.
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2.2.1.2
Situazioni di progetto (1) Le situazioni di progetto sono classificate come: - situazioni persistenti, corrispondenti alle normali condizioni di uso della struttura; - situazioni transitorie, per esempio durante la costruzione o la riparazione; - situazioni accidentali. Le situazioni accidentali si riferiscono a situazioni eccezionali che non possono essere il risultato di un incidente.
2.2.2
Azioni
2.2.2.1
Definizioni e principale classificazione*) (1)P Un’azione (F) è: - una forza (carico) applicata alla struttura (azione diretta) oppure; - una deformazione imposta (azione indiretta), per esempio effetti della temperatura o assestamento. (2)P Le azioni sono classificate: a) secondo la loro variazione nel tempo: - azioni permanenti (G), per esempio il peso proprio delle strutture, equipaggiamenti, impianti ausiliari e fissi; - azioni variabili (Q), per esempio carichi imposti, carichi mobili, carichi di vento, carichi di neve o carichi alternati; - azioni accidentali (A), per esempio esplosioni, urti di masse volanti, urti da collisione. b) Secondo la loro variazione nello spazio: - azioni fisse, per esempio il peso proprio [ma vedere 2.3.2.3(2) per le strutture molto sensibili alla variazione del peso proprio]; - azioni variabili, che derivano da diverse disposizioni delle azioni, per esempio carichi mobili imposti, carichi di vento, carichi di neve o carichi alternati. (3) Ulteriori classificazioni relative alla risposta strutturale sono fornite nelle prescrizioni pertinenti.
2.2.2.2
Valori caratteristici delle azioni (1)P I valori caratteristici Fk, sono specificati: - nell’Eurocodice 1- Parte 2 (ENV 1991-2-1, ENV 1991-2-2, ENV 1991-2-3, ENV 1991-2-4) oppure in altre norme relative ai carichi, oppure; - dal cliente o dal progettista di concerto con il cliente, purché siano rispettate le disposizioni minime specificate dalle relative norme sui carichi oppure dall’Autorità competente. (2)P Per le azioni permanenti dove il coefficiente di variazione è ampio o dove le azioni hanno probabilità di variare durante la vita della struttura (per esempio per alcuni carichi permanenti imposti) si è fatta distinzione fra due valori caratteristici, uno superiore (Gk,sup) ed uno inferiore (Gk,inf). Altrove è sufficiente un solo valore caratteristico (Gk) (3) Nella maggior parte dei casi, il peso proprio della struttura può essere calcolato sulla base delle dimensioni nominali e delle masse specifiche medie. (4) Per le azioni variabili il valore caratteristico (Qk) corrisponde in alternativa: - al valore superiore avente una probabilità assegnata di non essere superato o al valore inferiore avente una probabilità definita di non essere raggiunto durante un certo periodo di riferimento, tenendo conto della durata della vita prevista della struttura o della durata assunta per la situazione di progetto, oppure; - al valore specificato. (5) Per le azioni eccezionali il valore caratteristico Ak (quando applicabile) corrisponde generalmente ad un valore specificato. *)
Definizioni più complete sulla classificazione delle azioni sono riportate nella ENV 1991-1.
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Valori rappresentativi delle azioni variabili†)
2.2.2.3
(1)P Il valore rappresentativo principale è il valore caratteristico Qk. (2)P Gli altri valori rappresentativi sono correlati al valore caratteristico Qk attraverso un fattore Ψ. Questi valori sono definiti come: - valore di combinazione: ΨoQk (vedere 2.3.2.2) - valore frequente: Ψ1Qk (vedere 2.3.4) - valore quasi-permanente: Ψ2Qk (vedere 2.3.4) (3) Per la verifica a fatica e per le analisi dinamiche si utilizzano valori rappresentativi supplementari. (4) I fattori Ψo Ψ1 e Ψ2 sono specificati: - nella ENV 1991 Eurocodice 1 o in altre norme relative ai carichi, oppure; - dal cliente o dal progettista di concerto con il cliente, purché siano rispettate le disposizioni minime specificate dalle relative norme per i carichi oppure dall’Autorità competente.
2.2.2.4
Valori di progetto delle azioni (1)P Il valore di progetto Fd di una azione è espresso in termini generali come segue: Fd = γFFk
(2.1)
dove: γF è il coefficiente parziale di sicurezza - che tiene conto, per esempio, della possibilità di una variazione non favorevole delle azioni, della possibilità di una modellazione delle azioni poco accurata, dell'incertezza nella valutazione degli effetti delle azioni e dell'incertezza nella valutazione dello stato limite considerato. (2) Esempi specifici dell’uso di γF sono riportati nella ENV 1991-1.
2.2.2.5
Valori di progetto degli effetti delle azioni (1)P Gli effetti delle azioni (E) sono le risposte (per esempio forze e momenti interni, tensioni, deformazioni) della struttura alle azioni. I valori di progetto degli effetti delle azioni (Ed) sono determinati a partire dai valori di progetto delle azioni, dai dati geometrici e dalle proprietà dei materiali, quando applicabili: Ed = E(Fd, ad, ...)
(2.2)
dove: ad è definito in 2.2.4.
2.2.3
Proprietà dei materiali
2.2.3.1
Valori caratteristici (1)P Una proprietà del materiale è rappresentata da un valore caratteristico Xk che in generale corrisponde al frattile della distribuzione statistica della particolare proprietà del materiale, specificata dalle relative norme ed ottenuta da prove eseguite in condizioni specificate. (2) In certi casi un valore nominale è utilizzato quale valore caratteristico. (3) Le proprietà del materiale per le strutture di alluminio sono generalmente rappresentate attraverso valori nominali utilizzati quali valori caratteristici. Nota
Un valore minimo garantito può essere definito quale valore nominale, vedere 3.1 (1). (4) Una proprietà del materiale può avere due valori caratteristici, il valore superiore ed il valore inferiore. Nella maggior parte dei casi vi è necessità di considerare solo il valore inferiore. Tuttavia, valori più elevati della resistenza al limite elastico convenzionale
†)
Definizioni più complete dei valori rappresentativi sono riportate nella ENV 1991-1.
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corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% dovrebbero, per esempio, essere considerati in casi speciali nei quali gli effetti della sovraresistenza possono indurre una riduzione della sicurezza.
2.2.3.2
Valori di progetto (1)P Il valore di progetto Xd di una proprietà del materiale è generalmente definito come: Xd = Xk/γM dove: γM è il coefficiente parziale di sicurezza per la proprietà del materiale. (2)P Per le strutture in lega di alluminio, la resistenza di progetto Rd è in genere determinata direttamente dai valori caratteristici delle proprietà del materiale e dai dati geometrici: Rd = R(Xk, aK, ...)/γM
(2.3)
dove: γM è il coefficiente parziale di sicurezza per la resistenza. (3) Il valore caratteristico Rk può essere determinato attraverso prove. Le linee guida sono fornite nella Sezione 8.
2.2.4
Dati geometrici (1)P I dati geometrici sono in genere rappresentati attraverso i loro valori nominali: ad = anom
(2.4)
(2)P In alcuni casi i valori geometrici di progetto sono definiti da: ad = anom + ∆a
(2.5)
I valori di ∆a sono forniti nei punti appropriati. (3) Per le imperfezioni da adottare nell’analisi globale della struttura, vedere appendice D.
Disposizioni di carico e condizioni di carico‡)
2.2.5
(1)P Una disposizione di carico identifica la posizione, l’ampiezza e la direzione di una azione variabile, vedere ENV 1991-1. (2)P Una condizione di carico identifica disposizioni di carico compatibili, gruppi di deformazioni e di imperfezioni considerati per una particolare verifica.
2.3
Requisiti di progetto
2.3.1
Generalità (1)P Si deve verificare che nessuno dei relativi stati limite sia superato. (2)P Devono essere considerate tutte le relative situazioni di progetto e condizioni di carico. (3)P Devono essere considerate le possibili variazioni di direzione o di posizione delle azioni assunte. (4)P I calcoli devono essere svolti usando appropriati modelli di progetto (integrati, se necessario, da prove) coinvolgendo tutte le variabili pertinenti. I modelli devono essere sufficientemente precisi per prevedere il comportamento strutturale, commisurati alla prevista qualità della lavorazione ed alla affidabilità delle informazioni sulle quali il progetto è basato.
‡)
Le regole dettagliate sulle disposizioni dei carichi e sulle condizioni di carico sono fornite dalla ENV 1991-1.
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2.3.2
Stati limite ultimi
2.3.2.1
Condizioni di verifica (1)P Quando si considera uno stato limite di equilibrio statico o di grandi spostamenti o deformazioni della struttura, si deve verificare che: Ed,dst ≤ Ed,stb
(2.6)
dove: Ed,dst è l’effetto di progetto delle azioni instabilizzanti; Ed,stb è l’effetto di progetto delle azioni stabilizzanti. (2)P Quando si considera uno stato limite di rottura o di eccessiva deformazione di una sezione, membratura o collegamento (fatta esclusa la fatica), si deve verificare che: Ed ≤ Rd
(2.7)
dove: Ed è il valore di progetto di una forza o di momento interno (o di un rispettivo vettore di diverse forze e momenti interni); Rd è la corrispondente resistenza di progetto. (3)P Quando si considera lo stato limite di trasformazione di una struttura in un meccanismo, si deve verificare che il meccanismo non si instauri a meno che le azioni eccedano i loro valori di progetto, tenendo conto dei rispettivi valori di progetto di tutte le proprietà strutturali. (4)P Quando si considera uno stato limite di stabilità indotto da effetti del secondo ordine, si deve verificare che l’instabilità non intervenga a meno che le azioni eccedano i loro valori di progetto, tenendo conto dei rispettivi valori di progetto di tutte le proprietà strutturali. Inoltre, le sezioni devono essere verificate in accordo a quanto riportato al precedente (2). (5)P Quando si considera uno stato limite di rottura indotto dalla fatica, si deve verificare che il valore di progetto dell’indice di danno Dd non ecceda il valore unitario, vedere ENV 1999-2.
2.3.2.2
Combinazioni delle azioni (1)P Per ciascuna condizione di carico i valori di progetto Ed degli effetti delle azioni devono essere determinati attraverso le regole di combinazione, introducendo i valori di progetto delle azioni forniti nella ENV 1991-1.
2.3.2.3
Coefficienti parziali di sicurezza per le resistenze (Stati Limite Ultimi) (1) I coefficienti parziali di sicurezza per le resistenze sono forniti nei punti pertinenti delle Sezioni 5 e 6. (2) Qualora le proprietà strutturali siano determinate attraverso prove, vedere Sezione 8. (3) Per le verifiche a fatica vedere il prENV 1999-2.
2.3.3
Stati limite di esercizio (1)P Si deve verificare che: Ed ≤ Cd oppure Ed ≤ Rd
(2.8)
dove: Cd è un valore nominale o una funzione di certe proprietà di progetto dei materiali relativo all’effetto di progetto delle azioni considerate; Ed è l’effetto di progetto delle azioni, determinato sulla base di una delle combinazioni definite di seguito. La combinazione richiesta è identificata nel particolare punto per ciascuna verifica di esercizio. (2)P Le combinazioni delle azioni per gli stati limite di esercizio sono definite nella ENV 1991-1. UNI ENV 1999-1-1:2002
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(3) I valori di γM dovrebbero essere assunti pari ad 1,0 per tutti gli stati limite di esercizio, salvo nei casi in cui è diversamente indicato in alcune particolari punti.
2.4
Durabilità (1)P Al fine di garantire una adeguata durabilità della struttura si devono considerare i seguenti fattori tra loro interconnessi: - l’impiego della struttura; - la prestazione richiesta; - le condizioni ambientali previste; - la composizione, proprietà e prestazioni dei materiali; - la forma delle membrature e dei dettagli strutturali; - la qualità delle lavorazioni e l’entità dei controlli; - le misure protettive particolari; - la probabile manutenzione nel corso della vita prevista. (2) Le condizioni ambientali interne ed esterne dovrebbero essere stimate durante la fase di progetto, per valutare la loro influenza in relazione alla durabilità e per predisporre adeguati provvedimenti da adottare per la protezione dei materiali (vedere 3.4).
2.5
Resistenza all’incendio (1) Per la resistenza all’incendio, fare riferimento alla ENV 1999-1-2.
3
MATERIALI
3.1
Generalità (1) I valori delle proprietà dei materiali specificate nella presente Sezione sono i valori minimi garantiti dei valori nominali, da assumersi quali valori caratteristici nei calcoli di progetto (vedere 5.3.5). (2) I valori relativi ad altre proprietà del materiale sono specificati nelle EN elencate in 1.3.1.3 e 1.3.1.4, nei prEN e nelle norme ISO.
3.2
Alluminio per uso strutturale
3.2.1
Serie dei materiali (1) La presente norma europea sperimentale riguarda il progetto di strutture realizzate mediante materiali in lega di alluminio elencati nel prospetto 3.1a per leghe da lavorazione plastica, conformemente alle EN elencate in 1.3.1.1, e per l’impiego in strutture realizzate mediante le leghe da fonderia elencate nel prospetto 3.1b, conformemente all’elenco delle EN di cui in 1.3.1.4.
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prospetto 3.1a
Leghe di alluminio da lavorazione plastica per strutture Designazione della lega Numerica
Durabilità
Simboli chimici
EN AW-3103
EN AW-Al Mn1
SH, ST, PL, ET
A
EN AW-5083
EN AW-Al Mg4,5Mn0,7
SH, ST, PL, ET, SEP, ER/B, DT, FO
A
EN AW-5052
ENl AW-Al Mg2,5
SH, ST, PL
A
EN AW-5454
EN AW-Al Mg3Mn
SH, ST, PL
A
EN AW-5754
EN AW-Al Mg3
SH, ST, PL, FO
A
EN AW-6060
EN AW-Al MgSi
ET, EP, ER/B, DT
B
EN AW-6061
EN AW-Al Mg1SiCu
SH, ST, PL, ET, EP, ER/B, DT
B
EN AW-6063
EN AW-Al Mg0,7Si
ET, EP, ER/B, DT
B
EN AW-6005
EN AW-Al SiMg(A)
EP
B
EN AW-6082
EN AW-Al Si1MgMn
SH, ST, PL, ET, EP, ER/B, DT, FO
B
EN AW-7020
EN AW-Al Zn4,5MgCu
SH, ST, PL, ET, SEP, ER/B, DT
C
Legenda: SH ST PL ET EP SEP ER/B DT FO
prospetto 3.1b
Forma del prodotto
-
lamiera. nastro. piatto. tubo estruso. profilo estruso. profilo estruso semplice. tondi e barre estrusi. tubo trafilato. fucinati.
Leghe di alluminio da fonderia per strutture Designazione della lega Numerica
Durabilità Simboli chimici
EN AC-42100
EN AC-Al Si7Mg0,3
B
EN AC-42200
EN AC-Al Si7Mg0,6
B
EN AC-43200
EN AC-Al Si10Mg(Cu)
C
EN AC-44100
EN AC-Al Si12(b)
B
EN AC-51300
EN AC-Al Mg5
A
(2) Essa può anche essere impiegata per altre leghe di alluminio per uso strutturale elencate nelle norme EN oppure ISO, purché esistano adeguati dati che servano a giustificare l’applicazione di regole di progettazione e fabbricazione pertinenti. (3)P Se tali adeguati dati devono essere determinati attraverso prove, i procedimenti di prova e la valutazione delle prove devono essere conformi a 6.5.9.5 e 6.8.3 della presente norma europea sperimentale e i requisiti per le prove devono essere in linea con quelli richiesti nelle EN e nei prEN elencati in 1.3.1. (4)Per una indicazione sulla scelta delle leghe di alluminio, vedere appendice B.
3.2.2
Proprietà del materiale per le leghe di alluminio da lavorazione plastica
3.2.2.1
Valori minimi garantiti (1) I valori limite minimi della resistenza al limite elastico convenzionale f0,2 corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% e della resistenza ultima di trazione fu per le leghe di alluminio da lavorazione plastica per una serie di tempra e di spessori sono specificate nel prospetto 3.2a, per lamiere, nastri e piatti; nel prospetto 3.2b, per tondi e
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barre estrusi, tubi e profili estrusi e tubi trafilati; nel prospetto 3.2c, per tubi saldati elettricamente; nel prospetto 3.2d, per i prodotti fucinati. (2) I valori limite minimi riportati nei prospetti 3.2a e 3.2d possono essere utilizzati come valori caratteristici nei calcoli per strutture soggette a temperature di servizio minori di 100 °C (vedere 5.3.5). Per le strutture soggette a temperature elevate dovute ad incendio, vedere la ENV 1999-1-2:1997. prospetto 3.2a
Valori minimi garantiti della resistenza al limite elastico convenzionale f0,2 corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% e della resistenza ultima di trazione fu per leghe di alluminio da lavorazione plastica - Lamiere, nastri e piatti Lega
Tempra
Spessore
mm
EN AW-3103
EN AW-5052
EN AW-5454
EN AW-5754
EN AW-5083
A50 allungamento minimo
N/mm2
%
fino a
H14
0,2
25
120
140
2
H16
0,2
4
145
160
1
H12
0,2
4
160
210
4
H14
0,2
2
180
230
3
O/H111
0,2
8
85
215
12
H24/H34
0,2
25
200
270
4
O/H111
0,2
100
80
190
12
H24/H34
0,2
25
160
240
6
O/H111
0,2
50
125
275
11
50
80
115
270
14
H24/H34
0,2
25
250
340
4
T4
0,4
12,5
110
205
12
T6
0,4
12
240
290
6
T4
0,4
12
110
205
12
T6
0,4
6
260
310
6
6
12,5
255
300
9
T651
12
100
240
295
8
T6
0,4
12,5
280
350
7
T651
12,5
40
EN AW-6082
EN AW-7020 1)
fu resistenza ultima
da
EN AW-6061
Nota
f0,2 resistenza al limite elastico convenzionale corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% N/mm2
91)
Basati su A e non su A50. I valori minimi dell'allungamento non si applicano all'intero campo degli spessori specificati, ma generalmente ai materiali più sottili. Di solito, i valori più elevati dell’allungamento si applicano a materiali più spessi. Per gli effettivi valori minimi, vedere EN e prEN elencati in 1.3.1.3.
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prospetto 3.2b
Valori minimi garantiti della resistenza al limite elastico convenzionale f0,2 corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% e della resistenza ultima di trazione fu per leghe di alluminio da lavorazione plastica - Profili estrusi, tubi estrusi, barre e tondi estrusi e tubi trafilati Lega
Forma del prodotto
EN AW-5083
t ≤ 200
110
270
12
H12 H22 H32
t ≤ 10
200
280
6
H14 H24 H34
t≤5
235
300
4
T5
t≤5
120
160
8
5 < t ≤ 25
100
140
8
t ≤ 15
140
170
8
t ≤ 20
160
215
12
ET, EP, ER/B F, H112 DT
EN AW-6060
Tempra Dimensione t, f0,2 fu A50 spessore della resistenza al limite elastico resistenza allungamento parete o convenzionale corrispondente alla ultima minimo spessore deformazione residua dello 0,2% mm N/mm2 N/mm2 %
EP, ET, ER/B EP ET, EP, ER/B
T6
DT EN AW-6061
ET, EP, ER/B, DT
T6
t ≤ 20
240
260
8
EN AW-6063
EP, ET, ER/B
T5
t≤3
130
175
8
3 < t ≤ 25
110
160
7
t ≤ 10
170
215
8
t ≤ 20
190
220
10
t≤5
225
270
8
5 < t ≤ 10
215
260
8
10 < t ≤ 25
200
250
8
t≤5
215
255
8
5 < t ≤ 15
200
250
8
EP ET, EP, ER/B
T6
DT EN AW-6005A
EP/O
EP/H
EN AW-6082
Legenda
Nota 1 Nota 2 Nota 3
T6
EP, ET, ER/B
T4
t ≤ 25
110
205
14
EP/O, EP/H
T5
t≤5
230
270
8
EP/O, EP/H ET
T6
t≤5
250
290
8
5 < t ≤ 25
260
310
10
ER/B
T6
t ≤ 20
250
295
8
20 < t ≤ 150
260
310
8
t≤5
255
310
8
5 < t ≤ 20
240
310
10
t ≤ 15
280
350
10
DT
EN AW-7020
T6
EP/ER/B, DT, ET
T6
T6
EP - Profilo estruso EP/O - Profili aperto estruso EP/H - Profili cavo estruso ET - Tubo estruso ER/B - Tondo e barra estrusi DT - Tubo trafilato Quando i valori sono riportati in grassetto, è consentito utilizzare, per alcune forme, spessori maggiori e/o valori delle proprietà meccaniche più elevati. Vedere EN e prEN elencati in 1.3.1.3. Quando i valori minimi dell’allungamento sono riportati in grassetto, per alcune forme e spessori, possono essere assunti valori minimi maggiori. Nei casi in cui per un prodotto estruso si fa uso di spessori che rientrano nell'intervallo degli spessori sopra indicati, può essere utilizzato il maggiore tra i valori specificati, purché il produttore sia in grado di comprovare l’opportunità di assumere un tale valore, attraverso un appropriato certificato di assicurazione della qualità.
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prospetto 3.2c
Valori minimi garantiti della resistenza al limite elastico convenzionale f0,2 corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% e della resistenza ultima di trazione fu per leghe di alluminio da lavorazione plastica - Tubi saldati elettricamente Lega
EN AW-3103
prospetto 3.2d
f0,2 resistenza al limite elastico convenzionale corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% N/mm2
fu resistenza ultima
A50 allungamento minimo
N/mm2
%
Hx65
150
170
3
Hx85
170
190
2
Tempra
Valori minimi garantiti della resistenza al limite elastico convenzionale f0,2 corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% e della resistenza ultima di trazione fu per leghe di alluminio da lavorazione plastica - Prodotti fucinati (L: longitudinale) Lega
Tempra Spessore fino a
Direzione
f0,2 resistenza al limite elastico convenzionale corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% N/mm2
fu resistenza ultima
A50 allungamento minimo
N/mm2
%
EN AW-5754
H112
150
Longitudinale (L)
80
180
15
EN AW-5083
H112
150
Longitudinale (L)
120
270
12
Trasversale (T)
110
260
10
Longitudinale (L)
260
310
6
Trasversale (T)
250
290
5
EN AW-6082
T6
100
(3) In alternativa, quali valori caratteristici, per un'ampia serie di tempre e di spessori, in aggiunta a quelli ricoperti dai prospetti da 3.2a a 3.2d, possono essere utilizzati i valori limite specificati nelle EN e nei prEN elencati in 1.3.1.3. (4) I valori minimi dell'allungamento specificati nei prospetti da 3.2a a 3.2d sono soltanto di tipo informativo.
3.2.3
Proprietà del materiale per le leghe di alluminio da fonderia
3.2.3.1
Valori minimi garantiti (1) Nel prospetto 3.3, per una serie di leghe e di tempre, sono riportati i valori minimi garantiti della resistenza al limite elastico convenzionale f0,2 corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% e della resistenza a trazione ultima fu per le barre di prova in leghe di alluminio colate in sabbia ed in conchiglia.
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prospetto
3.3
Valori minimi garantiti della resistenza al limite elastico convenzionale f0,2 corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% e della resistenza ultima di trazione fu per leghe di alluminio da fonderia - Colate Lega
EN AC-42100
EN AC-42200
EN AC-43200
EN AC-44100
Processo di colata
Tempra
f0,2 resistenza al limite elastico convenzionale corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% N/mm2
fu resistenza ultima
A50 allungamento minimo
N/mm2
%
In sabbia
T6
190
230
2
In conchiglia
T6
210
290
4
In sabbia
T6
210
250
1
In conchiglia
T6
240
320
3
In sabbia
F
80
160
1
In sabbia
T6
180
220
1
In conchiglia
F
90
180
1
In conchiglia
T6
200
240
1
In sabbia
F
70
150
4
80
170
5
90
160
3
100
180
4
In conchiglia EN AC-51300
In sabbia
F
In conchiglia Nota
Le minime proprietà meccaniche riferite sono relative a barre di prova colate separatamente e non alle colate.
(2) In alternativa, per una serie di processi di fusione e di altre tempre, si possono utilizzare i valori specificati nelle EN e nei prEN elencati in 1.3.1.4. (3)P Le regole di progetto della presente norma europea sperimentale non devono essere applicate alle colate. Le leghe da fonderia specificate nel prospetto 3.3 dovrebbero essere usate per strutture portanti a patto che la loro adeguatezza e resistenza possa essere determinata mediante prove, vedere 8.1(2). Inoltre, per la produzione delle colate, a discrezione del progettista, devono essere eseguite procedure di controllo della qualità.
3.2.4
Dimensioni, massa e tolleranze (1)P Le dimensioni e le tolleranze dei prodotti estrusi per uso strutturale, prodotti in lamiere e piatti, tubi trafilati, tubi saldati elettricamente, fili e fucinati, devono essere conformi alle EN ed ai prEN elencati in 1.3.1.3. (2)P Le dimensioni e le tolleranze dei prodotti da fonderia per uso strutturale devono essere conformi alle EN ed ai prEN elencati in 1.3.1.4
3.2.5
Valori di progetto delle costanti del materiale (1)P Le costanti del materiale da adottarsi nei calcoli per le leghe di alluminio considerate nella presente norma europea sperimentale devono essere assunte come segue: - modulo di elasticità E = 70 000 N/mm2; - modulo di elasticità tangenziale G = 27 000 N/mm2; - coefficiente di Poisson ν = 0,3; - coefficiente di dilatazione termica lineare α = 23 × 10-6 per °C; - massa specifica ρ = 2 700 Kg/m3. (2) Per le proprietà del materiale nelle strutture soggette a temperature elevate dovute ad incendio vedere prEN 1999-1-2:1997.
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3.3
Dispositivi di collegamento
3.3.1
Generalità (1)P I dispositivi di collegamento devono essere adeguati al loro uso specifico. (2)P Tra i dispositivi di collegamento adatti allo scopo sono compresi i bulloni, i dispositivi ad attrito, i chiodi pieni e cavi, i dispositivi di collegamento speciali, le saldature e gli adesivi.
3.3.2
Bulloni, dadi e rondelle
3.3.2.1
Generalità (1)P Bulloni, dadi e rondelle devono essere conformi alle esistenti EN, prEN e ISO. (2) Nel prospetto 3.4 sono riportati i valori minimi garantiti della resistenza al limite elastico convenzionale corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% e della resistenza ultima fu da adottare quali valori caratteristici nei calcoli. prospetto
3.4
Valori minimi garantiti della resistenza al limite elastico convenzionale f0,2 corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% e della resistenza ultima per bulloni, chiodi pieni e cavi Materiale
Tipo di dispositivo di giunzione
Chiodi pieni
Lega di alluminio
Chiodi cavi
Bulloni
Acciaio
3.3.2.2
Tempra
f0,2 resistenza al limite elastico convenzionale corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% N/mm2
fu resistenza ultima N/mm2
5056A
O
145
270
5086
O
100
240
1)
-
200
1)
T6
-
295
5154A
O oppure F
-
215
6082
T6
260
310
6061
T6
245
310
2017A
T4
250
380
7075
T6
440
510
4.6
240
400
5.6
300
500
6.8
480
600
8.8
640
800
10.9
900
1 000
6082
Bulloni
Acciaio Bulloni inossidabile 1)
Classe della lega
T4
A4
A4-50
210
500
A4
A4-70
450
700
A4
A4-80
600
800
Imbutito a freddo.
Bulloni pretesi (1) I bulloni ad alta resistenza possono essere usati come bulloni pretesi con controllo del serraggio, purchè essi siano conformi ai requisiti per i bulloni pretesi relativi alle esistenti EN, prEN e ISO. (2) Quali bulloni pretesi con controllo del serraggio, possono essere usati anche altri adeguati tipi di bulloni, se vi è accordo tra il cliente, il progettista e l’autorità competente.
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3.3.3
Chiodi (1)P Le proprietà del materiale, le dimensioni e le tolleranze dei chiodi pieni e cavi in lega di alluminio devono essere conformi alle EN, prEN o ISO (se e quando disponibili). (2) Nel prospetto 3.4 sono riportati i valori minimi garantiti della resistenza al limite elastico convenzionale f0,2 corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% e della resistenza ultima fu da adottarsi quali valori caratteristici nei calcoli.
3.3.4
Prodotti per le saldature (1)P Tutti i prodotti per le saldature devono essere conformi alle EN, prEN o ISO (se disponibili) elencate in 1.3.3. Nota
I prEN (WI 121 127 e WI 121 214) sono in corsi di preparazione. (2)P La scelta del metallo di apporto per l’esecuzione delle saldature, in funzione della combinazione delle leghe da collegarsi, deve essere fatta in base al prEN 1011-4, prospetti B.5 e B.6, in accordo con i requisiti di progetto del giunto, vedere 6.6.3.1. Nei prospetti 3.5 e 3.6 sono fornite le indicazioni utili alla scelta del metallo di apporto per la serie dei materiali di base specificati nel presente documento.
prospetto
3.5
Raggruppamento delle leghe utilizzate nel prospetto 3.6 Raggruppamento dei metalli di apporto Tipo 3
31303
Tipo 4
4043A, 4047A1)
Tipo 5
5056A, 5356, 5556A, 5183
1) Nota
prospetto
3.6
Leghe
La lega 4047A è usata in modo specifico per prevenire cricche nel metallo di saldatura in quei giunti che implicano un elevato grado di rilascio ed un elevato grado di vincolo. In molti altri casi è preferibile l’uso della lega 4043 A. Per una più ampia serie di metalli di apporto e delle loro caratteristiche, vedere prospetto B.5 del prEN 1011-4.
Scelta del metallo di apporto (per i tipi di lega vedere il prospetto 3.5) Combinazione dei materiali di base1) Parte 1
Parte 2 Al-Si da fonderia
7020
NR2)
Leghe della Tipo 4 serie 6000 Tipo 4 Tipo 4
Al-Mg da fonderia
Leghe della serie 3000
Altre leghe della serie 5000
5083
Leghe della serie 6000
Tipo 5 Tipo 5 Tipo 5
Tipo 5 Tipo 5 Tipo 4
Tipo 5 Tipo 5 Tipo 5
5556A Tipo 5 5556A
Tipo 5 Tipo 5 Tipo 4
Tipo 5 Tipo 5 Tipo 5
Tipo 4 Tipo 4 Tipo 4
Tipo 5 Tipo 5 Tipo 5
Tipo 5 Tipo 5 Tipo 5
Tipo 5 Tipo 4 Tipo 4
5556A Tipo 5 Tipo 5
5083
NR2)
Tipo 5 Tipo 5 Tipo 5
Tipo 5 Tipo 5 Tipo 5
Tipo 5 Tipo 5 Tipo 5
Altre leghe della serie 5000
NR2)
Tipo 5 Tipo 5 Tipo 5
Tipo 5 Tipo 5 Tipo 5
Tipo 5
Leghe della serie 3000
Tipo 4 Tipo 4 Tipo 4
Tipo 5 Tipo 5 Tipo 5
Tipo 3 Tipo 3 Tipo 3
Al-Mg da fonderia
NR2)
Tipo 5 Tipo 5 Tipo 5
7020
5556A Tipo 5 Tipo 44)
3)
Tipo 5
segue nella pagina successiva
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Combinazione dei materiali di base1) Parte 1
Parte 2
continua dalla pagina precedente Al-Si da fonderia 1)
NR2)
3)
4) Nota
3.3.5
Tipo 4 Tipo 4 Tipo 4
I metalli d’apporto da utilizzare in funzione della combinazione dei metalli di base da saldare sono indicati in un'unica casella, che è localizzata all’intersezione della riga e della colonna relative ai metalli di base scelti. In ciascuna casella, al primo rigo è riportato il metallo d’apporto relativo alla massima resistenza della saldatura. Nel caso delle leghe della serie 6000 e della lega 7020, tale resistenza è minore di quella del materiale base interamente trattato termicamente. Il metallo d’apporto relativo alla massima resistenza alla corrosione è riportato nella linea centrale, mentre il metallo d’apporto che consente di evitare la fessurazione permanente della saldatura è riportato all’ultimo rigo. Non raccomandabile. Non è raccomandabile eseguire la saldatura delle leghe contenenti approssimativamente il 2% o più di Mg con metallo d’apporto Al-Si, o viceversa, perché il contenuto di precipitati Mg2Si nelle zone di confine del bagno di fusione è tale da rendere la saldatura fragile. Laddove ciò risultasse inevitabile, vedere prEN 1011-4. Il comportamento a corrosione del metallo di saldatura è migliore se il contenuto delle leghe è simile a quello del metallo di base e non marcatamente più alto. Pertanto, per l’utilizzo in ambienti potenzialmente corrosivi, è preferibile saldare la lega 5454 con metallo d’apporto 5454. In ogni modo, in alcuni casi, ciò può essere possibile solo rinunciando all’esecuzione di una buona saldatura, cosicché è necessario raggiungere un compromesso. Solo in casi particolari, dovuti ad una più bassa resistenza della saldatura e deformazione dell’unione. Per una più ampia varietà di metalli di base e metalli d’apporto e per maggiori dettagli sulla loro scelta, vedere prospetto B.5 del prEN 1011-4.
Adesivi (1) Le famiglie di adesivi raccomandabili per l’assemblaggio delle strutture di alluminio sono: gli epossidi modificati ad uno o due componenti, gli acrilici modificati, i poliuretani a uno o due componenti; nel caso di assemblaggi a cerniera ed a collarino possono anche impiegarsi gli adesivi anaerobici. (2) Una volta ricevuti gli adesivi, prima dell’invecchiamento, può esserne verificata la freschezza mediante i seguenti metodi: - analisi chimica; - analisi termica; - misurazione della viscosità e dell’estratto a secco in conformità alle esistenti norme EN, prEN ed ISO relative agli adesivi. (3) La resistenza delle unioni realizzate mediante l’uso di adesivi dipende dai seguenti fattori: a) resistenza specifica dell’adesivo, che può essere misurata mediante le prove normalizzate (vedere ISO 11003-2); b) tipo di lega e, essenzialmente, la corrispondente tensione al limite elastico, quando la tensione di snervamento del metallo è superata prima della rottura dell’adesivo; c) il pre-trattamento della superficie: la conversione chimica e l’anodizzazione generalmente garantiscono risultati a lungo termine migliori rispetto alla sgrassatura ed all’abrasione meccanica; l’uso delle mani di fondo (primer) è possibile a condizione che sia preventivamente verificata, mediante prove di collegamento, la compatibilità tra il primer, la lega e l’adesivo; d) l’ambiente e l’invecchiamento: la presenza dell’acqua, l’umidità dell’atmosfera o l’aggressività dell’ambiente possono abbattere drasticamente la prestazione a lungo termine del giunto (specialmente se il pre-trattatamento delle superfici è mediocre); e) la configurazione del giunto e la relativa distribuzione delle tensioni, per esempio il rapporto tra la massima tensione a taglio τmax e quella media τmean (τmax/τmean) ed il rapporto tra la massima resistenza al distacco (peel stress) σmax e quella media a taglio (σmax/τmean), con entrambi i valori massimi occorrenti all’estremità del giunto; dovrebbero ridursi quanto più possibile le concentrazioni di tensioni; queste ultime sono funzione della rigidezza dell’assemblaggio (spessore e modulo di Young del materiale aderente) e della lunghezza di sovrapposizione del giunto.
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(4)P La conoscenza della resistenza specifica dell’adesivo non è sufficiente a valutare la resistenza del giunto, che deve essere determinata attraverso prove di laboratorio, considerando l’intero assemblaggio, per esempio la combinazione di lega/pre-trattamento/adesivo, l’invecchiamento e le condizioni ambientali (vedere 6.8.3 e 8). (5)P La resistenza misurata sui provini di laboratorio dovrebbe essere assunta come linea guida; la prestazione del giunto deve essere verificata in condizioni reali: è raccomandabile l’uso di prototipi (vedere 6.8.3).
3.4
Durabilità e protezione dalla corrosione
3.4.1
Generalità (1) In molte circostanze, i materiali di riferimento elencati nel prospetto 3.1a e 3.1b possono essere utilizzati nel processo finale di fabbricazione come estrusi, saldati o colate, senza la necessità di provvedere alla protezione della superficie. (2) La buona resistenza alla corrosione dell’alluminio e delle sue leghe è attribuibile alla pellicola protettiva di ossido che si forma sulla superficie del metallo immediatamente dopo l’esposizione all’atmosfera. Questa pellicola è solitamente invisibile, relativamente inerte e si forma in modo naturale per esposizione all’aria o all’ossigeno ed in molti altri ambienti complessi contenenti ossigeno; pertanto, la pellicola protettiva è auto-sigillante. (3) In un ambiente poco aggressivo una superficie di alluminio conserva il suo aspetto originario per anni e per molte leghe non è necessaria alcuna protezione. In condizioni industriali moderate, le leghe presentano un annerimento e irruvidimento della superficie. Nel caso in cui l'atmosfera è più aggressiva, come in ambienti silicei o fortemente alcalini, la decolorazione e l’irruvidimento della superficie sono più marcati, con la formazione di visibili ossidi bianchi polverizzati e la possibilità che la pellicola protettiva di ossido sia essa stessa solubile. Il metallo cessa di essere completamente protetto e risulta necessaria una protezione aggiuntiva. Queste condizioni possono anche verificarsi a livello interstiziale per mezzo di elevate condizioni locali acide o basiche, ma gli agenti che procurano tali estreme conseguenze sono relativamente pochi. (4) Negli ambienti litoranei e marini, la superficie irruvidisce ed acquisisce un colore grigio, con aspetto pietrificato. In tali casi è necessario provvedere alla protezione delle leghe. Nei casi in cui l’alluminio è immerso in acqua, può essere necessario ricorrere ad alcune precauzioni. (5) Nei casi in cui si verifica l’attacco della superficie, le curve di corrosione nel tempo per l’alluminio e le sue leghe seguono generalmente un andamento esponenziale, con una perdita iniziale del fattore di riflessione dopo una lieve disgregazione. Dopo di che segue un ulteriore cambiamento molto lieve per un periodo di tempo molto lungo. Durante l’esposizione atmosferica, lo stadio iniziale può durare da alcuni mesi a due-tre anni, seguito, eventualmente, da un ulteriore cambiamento in un periodo di venti-trenta o anche ottanta anni. Il comportamento è di tal tipo per tutte le condizioni di esposizione esterna naturale, o per tutte quelle interne e di protezione, eccetto quei casi in cui possono svilupparsi condizioni estreme di acidità o alcalinità. Gli ambienti tropicali per l’alluminio, in generale, non sono più dannosi degli ambienti temperati, sebbene alcune leghe della famiglia 5000 siano sensibili alla lunga esposizione in ambienti ad elevate temperature, specialmente quando ciò accade in ambiente marino.
3.4.2
Durabilità (1) Le leghe di alluminio elencate nei prospetti 3.1a e 3.1b sono raggruppate secondo tre livelli di durabilità; A (eccellente), B e C in ordine decrescente di durabilità. Questi livelli sono utilizzati per determinare la necessità ed il grado di protezione richiesto. Nelle costruzioni in cui sono utilizzate più di una lega, incluso i metalli di apporto nelle costruzioni saldate, il grado di protezione dovrebbe essere determinato in relazione al minore tra i relativi livelli di durabilità. (2)P Qualora siano utilizzate altre leghe di alluminio strutturale di cui alle norme elencate in 1.3.1, al fine di assegnare alla lega un livello di durabilità, devono essere ricercati dati adeguati, così da giustificarne l’applicazione. (3) Per informazioni sulla durabilità delle leghe di alluminio vedere appendice B.
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3.4.3
Protezione dalla corrosione
3.4.3.1
Protezione totale dalla corrosione (1) La necessità di provvedere ad una protezione totale dalla corrosione di strutture realizzate con leghe o con combinazioni di leghe elencate nei prospetti 3.1a e 3.1b, nel caso in cui esse siano soggette a differenti condizioni ambientali, può essere desunta dal prospetto 3.7. I metodi da utilizzare per la protezione dalla corrosione in tali condizioni ambientali sono riportati in dettaglio in 7.7. Per la protezione delle lamiere utilizzate per la copertura e le pareti di tamponamento vedere prEN 508-2:1996. prospetto
3.7
Protezione generale dalla corrosione delle strutture di alluminio Livello di Spessore durabilità del della lega materiale
Grado di protezione in relazione alle condizioni ambientali Tipo di atmosfera Rurale
NR 1) 2)
Nota
moderato
severo
Marina non moderato industriale
Acqua dolce
Acqua salata
severo
A
Tutto
0
0
P
0
0
P
0
(P)
B
Ψ > -1),
(5.7)
g = 0,80/(1 - Ψ)
(Ψ ≤ -1), vedere figura 5.4
(5.8)
dove: Ψ è il rapporto tra il valore della tensione in corrispondenza dei bordi dell’elemento piano considerato e la massima tensione di compressione. In generale, l’asse neutro dovrebbe essere assunto come asse neutro elastico, ma nel controllare se una sezione è di classe 2 è lecito fare riferimento all'asse neutro plastico.
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figura
5.2
Valori di g per elementi piani interni soggetti a gradiente di tensione. Si adoperi la curva A per elementi interni o sporgenti (con tensione di compressione massima all’attacco). Si adoperi la curva B per elementi sporgenti (con tensione di compressione massima all’estremità)
(2) Quando si considera la suscettibilità di un elemento piano irrigidito all’instabilità locale, dovrebbero essere considerati tre possibili modi instabili, come illustrato nella figura 5.3. I valori di β dovrebbero essere ricavati separatamente per ciascun modo. I modi sono: a) Modo 1: l’elemento irrigidito si instabilizza globalmente, sicché l’irrigidimento si deforma con la stessa curvatura dell’elemento che irrigidisce. b) Modo 2: i sotto-elementi e l’irrigidimento si instabilizzano singolarmente, lasciando sulla stessa linea i loro punti di congiunzione. c) Modo 3: questo modo è una combinazione dei modi 1 e 2, in cui le forme instabili dei sotto-elementi sono sovrapposte alla forma instabile dell’intero elemento. Ciò è mostrato nella figura 5.3 c). I valori di β sono determinati nella maniera seguente: figura
5.3
Modi instabili per elementi piani irrigiditi Legenda: 1 Imbozzamenti dei sotto-elementi 2 Imbozzamenti dell’intero elemento
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1) Modo 1, compressione uniforme, irrigidimento di riferimento: Qualora l’irrigidimento sia una nervatura o un irrigidimento di bordo, realizzato su di un solo lato, di spessore pari allo spessore t dell’elemento, b β = η --t
(5.9)
dove: η è fornita dalle espressioni 5.9a, b o c, oppure è ricavata dalla figura 5.4 a), b) o c). In questa figura, l’altezza c della nervatura o della piegatura è misurata in corrispondenza della superficie interna dell’elemento piano. 1 η = ------------------------------------------------1 + 0,1 ( c ⁄ t – 1 ) 2 1 η = ------------------------------------------------( c ⁄ t – 1 )2 1 + 2,5 -------------------------b⁄t 1 η = ------------------------------------------------( c ⁄ t – 1 )2 1 + 4,5 -------------------------b⁄t
[Figura 5.4 a)]
(5.9a)
[Figura 5.4 b)]
(5.9b)
[Figura 5.4 c)]
(5.9c)
2) Modo 1, compressione uniforme, irrigidimento non di riferimento: Quale che sia l’irrigidimento con una forma diversa da quello di riferimento, l’irrigidimento effettivamente presente è sostituito con una nervatura o con un irrigidimento di bordo equivalente avente lo stesso spessore (t ) dell’elemento. Il valore di c per la nervatura equivalente o per l’irrigidimento di bordo equivalente è scelto in maniera tale che il suo momento d’inerzia rispetto al piano medio dell’elemento sia pari a quello dell’irrigidimento non di riferimento rispetto allo stesso piano. 3) Modo 1, compressione uniforme, irrigidimento complesso: Per irrigidimenti con forme inusuali per i quali non sia possibile ricondursi al metodo descritto al punto precedente, b σ cr0 0,4 β = --- --------t σ cr
(5.10)
σcr
è la tensione critica elastica dell’elemento irrigidito assumendo che i bordi siano semplicemente appoggiati; σcr0 è la tensione critica elastica dell’elemento non irrigidito assumendo che i bordi siano semplicemente appoggiati. 4) Modo 1, gradiente di tensione: Il valore di β è fornito dall’espressione 3) sopra riportata, dove σcr e σcr0 si riferiscono in questo caso alla tensione presente sul bordo dell’elemento maggiormente compresso. 5) Modo 2: Il valore di β è ricavato separatamente per ciascun sotto-elemento, in accordo con 5.4.3(1)a). (3) La suscettibilità all’instabilità locale di un elemento interno non irrigidito e con piccola curvatura, è definita mediante la seguente espressione del parametro β: b 1 β = --- -----------------------------------------t b4 1 + 0,006 ----------R 2t 2
(5.11)
dove: R raggio di curvatura in corrispondenza del piano medio; b sviluppo della larghezza dell’elemento in corrispondenza del suo piano medio; t spessore.
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Le indicazioni riportate sopra sono valide se R/b > 0,1b/t. Le sezioni che contengono elementi con curvatura più marcata richiedono studi particolari oppure accettazione per mezzo di prove. (4) La suscettibilità all’instabilità locale di un tubo circolare in parete sottile, sia uniformemente compresso che inflesso, è definita mediante la seguente espressione del parametro β: D β = 3 ---t
(5.12)
dove: D diametro del piano medio del tubo figura
5.4
Valori di η per elementi irrigiditi
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5.4.4
Classificazione degli elementi (1) La classificazione degli elementi nelle sezioni trasversali dipende dai valori assunti dal parametro di snellezza β nella maniera seguente:
Elementi appartenenti a membrature inflesse
Elementi appartenenti a membrature compresse
β ≤ β1
: classe 1
β ≤ β2
β1 < β ≤ β2
: classe 2
β2 < β ≤ β3 : classe 3
β2 < β ≤ β3
: classe 3
β2 < β
β3 < β
: classe 4
: classe 1 o 2 : classe 4
(2) I valori di β1, β2, β3 sono forniti dal prospetto 5.1. prospetto
5.1
Parametri di snellezza β1, β2 e β3 β1
Elementi
β2
β3
Trattati termicamente e non saldati
Trattati termicamente e saldati, oppure non trattati termicamente e non saldati
Non trattati termicamente e saldati
Trattati termicamente e non saldati
Trattati termicamente e saldati, oppure non trattati termicamente e non saldati
Non trattati termicamente e saldati
Trattati termicamente e non saldati
Trattati termicamente e saldati, oppure non trattati termicamente e non saldati
Non trattati termicamente e saldati
Sporgenti
3ε
2,5 ε
2ε
4,5 ε
4ε
3ε
6ε
5ε
4ε
Interni
11 ε
9ε
7ε
16 ε
13 ε
11 ε
22 ε
18 ε
15 ε
ε = 250 ⁄ f o dove: fo è espressa in N/mm2. (3) Nel prospetto, un elemento è considerato saldato se contiene saldature in corrispondenza di un bordo o di un qualsiasi punto lungo lo sviluppo della sua larghezza. Comunque, le sezioni trasversali di una membratura che non contengono saldature possono essere considerate come non saldate anche se la membratura è saldata in qualunque altro punto lungo lo sviluppo della sua lunghezza. (4) Si noti che in un elemento saldato la classificazione non dipende dall’estensione della HAZ. (5) Nella classificazione degli elementi appartenenti alla flangia di una membratura inflessa, se gli elementi stessi sono tensionalmente meno sollecitati rispetto alle fibre maggiormente sollecitate presenti nell’intera sezione, è consentito utilizzare una diversa espressione di ε =
250z 1 ---------------- . In questa espressione, z1 è la distanza delle fibre maggiorf oz 2
mente sollecitate dall'asse neutro elastico della sezione efficace, mentre z2 è la distanza dell'elemento considerato dall'asse neutro elastico della sezione efficace. z1 e z2 dovrebbero essere valutati sulla sezione efficace mediante un procedimento iterativo (almeno due passi).
5.4.5
Instabilità locale (1) L’instabilità locale nelle membrature di classe 4 è generalmente portata in conto sostituendo la sezione reale con una sezione efficace. La sezione efficace è determinata adoperando un coefficiente di instabilità locale ρc, mediante il quale viene ridotto lo UNI ENV 1999-1-1:2002
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spessore della sezione reale. ρc è applicato a qualsiasi elemento di classe 4 avente spessore costante che sia interamente o parzialmente compresso. Per elementi che non hanno uno spessore uniforme, si deve ricorrere ad uno studio particolare da parte del progettista. (2) Il coefficiente ρc è calcolato separatamente per ciascun elemento della sezione che differisca dagli altri in termini di rapporto β/ε, dove β è fornito in 5.4.3 ed ε è definito in 5.4.4. (3) I valori di ρc sono i seguenti. a) Elementi piani sporgenti appartenenti a sezioni trasversali simmetriche (figura 5.1): - trattati termicamente, non saldati: ρc = 1,0 quando β/ε ≤ 6, 2 ρc = 10/(β/ε) - 24/(β/ε) quando β/ε > 6. - Trattati termicamente e saldati, non trattati termicamente e non saldati: ρc = 1,0 quando β/ε ≤ 5, 2 ρc = 9/(β/ε) - 20/(β/ε) quando β/ε > 5. - Non trattati termicamente e saldati: ρc = 1,0 quando β/ε ≤ 4, 2 ρc = 8/(β/ε) - 16/(β/ε) quando β/ε > 4. b) Per elementi piani sporgenti appartenenti a sezioni trasversali non simmetriche (figura 5.1), ρc è fornito dalle espressioni sopra riportate relative ad elementi piani sporgenti appartenenti a sezioni simmetriche, ma non può essere maggiore di 120/(β/ε)2. c) Elementi piani interni o tubi circolari: - trattati termicamente e non saldati: ρc = 1,0 quando β/ε ≤ 22, 2 ρc = 32/(β/ε) - 220/(β/ε) quando β/ε > 22. - Trattati termicamente e saldati, non trattati termicamente e non saldati: ρc = 1,0 quando β/ε ≤ 18, 2 ρc = 29/(β/ε) - 198/(β/ε) quando β/ε > 18. - Non trattati termicamente e saldati: ρc = 1,0 quando β/ε ≤ 15, ρc = 25/(β/ε) - 150/(β/ε)2 quando β/ε > 15. d) Elementi irrigiditi: è necessario considerare tutti i possibili modi instabili, e scegliere il minimo valore di ρc. Nel caso di modi instabili di tipo 1, il fattore ρc dovrebbe essere applicato sia all’area della nervatura che allo spessore del piatto di base. (4) Le relazioni tra ρc e β/ε sono riassunte nella figura 5.5. (5) Per la determinazione di ρc in sezioni a cui sia richiesto di resistere a flessione biassiale oppure alla combinazione di flessione e sforzo assiale, vedere Sezione 5.9.
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figura
5.5
Relazione tra ρc e β/ε per elementi interni, elementi sporgenti e tubi circolari Legenda: Non saldati e trattati termicamente (ht) A. Saldati e ht, non saldati e non ht B. C. Saldati e non trattati termicamente Elementi sporgenti D E Elementi sporgenti simmetrici Elementi sporgenti non simmetrici F Elementi interni e tubi circolari G
5.5
Addolcimento (softening) nelle HAZ in prossimità delle saldature
5.5.1
Generalità (1)P Nel progetto di strutture saldate in cui si utilizzano leghe strutturali ad alta resistenza, è necessario tenere in conto la riduzione delle capacità di resistenza che ha luogo in prossimità delle saldature. La riduzione riguarda maggiormente la tensione al limite elastico convenzionale corrispondente alla deformazione residua dello 0,2% piuttosto che la tensione ultima. La zona condizionata dall’addolcimento (softening) si estende nelle immediate vicinanze della saldatura, al di là della quale le capacità di resistenza della lega tornano rapidamente ai valori assunti nelle zone prive di saldature. (2) Nei calcoli di progetto si assume che per tutta l’estensione delle zone termicamente alterate (HAZ) le capacità di resistenza siano ridotte della stessa entità mediante un fattore ρhaz costante. La severità dell’addolcimento (softening), così come definito attraverso il fattore ρhaz, è trattata in 5.2.2. L’estensione della HAZ, definita mediante una distanza bhaz dal bordo della saldatura, è valutata in 5.5.3. (3)Talvolta è possibile mitigare gli effetti dell’addolcimento (softening) presente nelle HAZ mediante processi di invecchiamento artificiale attuati a saldatura avvenuta.
5.5.2
Severità dell’addolcimento (softening) (1) Le resistenze caratteristiche f0, fa e fv nelle HAZ sono calcolate in una maniera simile a quella indicata in 5.3.5, ma sono poi moltiplicate per un opportuno valore del fattore ρhaz, fornito dal prospetto 5.2. Questi valori si riferiscono ai tipici campi di variabilità delle leghe strutturali. Nelle leghe della serie 7xxx, i valori del fattore ρhaz sono influenzati dalla natura delle tensioni nelle HAZ. Nel prospetto 5.2, sono riportati due valori: a) si applica in presenza di tensione di trazione agente trasversalmente rispetto all'asse di una saldatura di testa o a cordone d’angolo;
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b) si applica per tutte le altre condizioni, per esempio per una tensione longitudinale, una tensione di compressione agente trasversalmente, oppure per una tensione di taglio. figura
5.6
Estensione delle zone termicamente alterate (HAZ) Legenda: 1 Se questa distanza risulta minore di 3 bhaz si assume che la HAZ si estenda per l’intera larghezza della flangia
(2) I valori forniti nel prospetto 5.2 sono validi solo dopo che è trascorso un assegnato numero di giorni dall’esecuzione della saldatura, ammesso che il materiale sia stato mantenuto ad una temperatura non minore di 10 °C: leghe della serie 6xxx 3 giorni leghe della serie 7xxx 30 giorni. Se dopo l’esecuzione della saldatura il materiale è mantenuto ad una temperatura minore di 10 °C, il tempo di recupero è prolungato. In questo caso, ci si dovrebbe avvalere della consulenza del fabbricante. (3) La severità dell’addolcimento (softening) può essere portata in conto o mediante il valore assunto dalla resistenza caratteristica nelle HAZ, come fatto per il materiale di base, oppure riducendo l'area su cui agisce lo sforzo. In tal modo, la resistenza caratteristica nel caso semplice di una sezione rettangolare interessata dall’addolcimento (softening) presente nelle HAZ, può essere espressa come (faρhaz)A oppure come fa(Aρhaz).
5.5.3
Estensione delle HAZ (1) Si assume che le HAZ si estendano in una qualunque direzione per una distanza, computata a partire dalla saldatura, pari a bhaz ; tale distanza è misurata nella maniera seguente (vedere figura 5.6): a) in direzione trasversale a partire dalla linea d’asse, nelle saldature continue di testa; b) in direzione trasversale a partire dal punto di intersezione delle superfici saldate, nelle saldature a cordone d’angolo;
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c) in direzione trasversale a partire dal punto di intersezione delle superfici saldate, nelle saldature di testa utilizzate in collegamenti ad angolo, a T, a croce; d) in una qualsiasi direzione radiale a partire dall’estremità di una saldatura. (2) I contorni della HAZ dovrebbero essere, generalmente, definiti mediante linee rette ortogonali alla superficie metallica, particolarmente quando le saldature interessano elementi in parete sottile. Comunque, quando si esegue una saldatura superficiale tra parti spesse, è consentito assumere per le HAZ un contorno curvilineo di raggio bhaz, come mostrato nella figura 5.6. prospetto
5.2
Fattore di addolcimento (softening) per le HAZ (ρhaz) Per tutte le leghe fornite sotto forma di prodotti estrusi, lamiere, piatti, tubi trafilati e prodotti fucinati negli stati O ed F, ρhaz = 1,0. Prodotti estrusi, lamiere, piatti, tubi trafilati e prodotti fucinati nelle leghe delle serie 6xxx e 7xxx e negli stati T4, T5 e T6: Serie della lega
Stato
6xxxx
T4 T5 T6
7xxx
T6
ρhaz (saldatura con procedi- ρhaz (saldatura con procedimento MIG) mento TIG) 1,0 -0,65 0,60 0,65 0,50 0,80a) 1,0b)
0,60a) 0,80b)
Lamiere, piatti e prodotti fucinati nelle leghe delle serie 5xxx, 3xxx e 1xxx [nello stato incrudito (H)]
ρhaz (saldatura con procedi- ρhaz (saldatura con procedimento MIG) mento TIG) 0,86 0,86 0,80 0,80
Serie della lega
Stato
5xxx
H22 H24
3xxx
H14, 16, 18
0,60
0,60
1xxx
H14
0,60
0,60
a), b)
Per la definizione di a) e b) vedere 5.5.2 (1).
(3) Per una saldatura effettuata con procedimento tipo MIG su un materiale non trattato termicamente, con raffreddamento fino a 60 °C o meno tra una passata di saldatura e l’altra, i valori di bhaz sono i seguenti: 0 < t ≤ 6 mm:
bhaz = 20 mm
6 < t ≤ 12 mm:
bhaz = 30 mm
12 < t ≤ 25 mm: bhaz = 35 mm t > 25 mm:
bhaz = 40 mm
(4) Per spessori >12 mm, ci può essere un effetto della temperatura, in quanto il raffreddamento tra una passata di saldatura e l’altra, può eccedere i 60 °C, a meno che non vi sia uno stretto controllo della qualità del processo. Bisogna tener presente che l’ampiezza della zona termicamente alterata è maggiore. (5) Le figure sopra riportate sono valide per saldature continue di testa (con due validi percorsi di diffusione del calore) o a saldature a cordone d’angolo per collegamenti a T (con tre validi percorsi di diffusione del calore) nel caso di leghe delle serie 6xxx o 7xxx, o leghe della serie 5xxx nello stato incrudito. (6) Per saldature con procedimento TIG, l’estensione della HAZ è maggiore, in quanto la quantità di calore fornita è maggiore di quella fornita per saldature con procedimento MIG. Per saldature con procedimento TIG che siano continue di testa oppure a cordone d’angolo, effettuate su leghe delle serie 6xxx, 7xxx oppure leghe della serie 5xxx allo stato incrudito, il valore di bhaz è fornito da [vedere 6.6.1(2)]: 0 < t ≤ 6mm: bhaz = 30 mm
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(7) Nel caso in cui due o più saldature siano ravvicinate, le loro HAZ si sovrappongono. In questo caso, si assume che esista una sola HAZ per l’intero gruppo di saldature. Quando una saldatura è localizzata troppo vicino al bordo libero di un elemento sporgente, la dispersione di calore è meno efficace. Ciò accade quando la distanza del bordo della saldatura dal bordo libero è minore di 3bhaz. In queste circostanze si assume che l’intera larghezza dell’elemento sporgente sia soggetta al fattore ρhaz. (8) Altri fattori che influenzano il valore di bhaz sono indicati di seguito: a) Influenza di temperature maggiori di 60 °C Quando si effettuano saldature con più passate, ci potrebbe essere un incremento della temperatura indotto dal succedersi delle passate. Ciò si traduce in un aumento dell'estensione della HAZ. Se si assume pari a T1(°C) la temperatura tra una passata di saldatura e la successiva, temperatura che dovrebbe essere compresa tra 60 °C e 120 °C, si assume a vantaggio di sicurezza che, per le leghe delle serie 6xxx, 7xxx o della serie 5xxx allo stato incrudito, bhaz sia moltiplicato per un fattore α2, definito nella maniera seguente: leghe 6xxx
α2 = 1 + (T1 - 60)/120
leghe 7xxx
α2 = 1 + 1,5(T1 - 60)/120.
Se si desidera un valore meno conservativo di α2, si ricorre a prove di durezza su provini, dalle quali si deduce la reale estensione della HAZ. La massima temperatura raccomandata per effettuare saldature tra leghe di alluminio è pari a 120 °C. b) Elementi dotati di spessori differenti Se gli elementi da collegare mediante saldatura non hanno un medesimo spessore t, è a vantaggio di sicurezza assumere che, in tutte le espressioni riportate sopra, t sia lo spessore medio di tutti gli elementi. Ciò è valido solo finché lo spessore medio non eccede lo spessore minimo di oltre 1,5. Per variazioni dello spessore maggiori, l'estensione della HAZ dovrebbe essere determinata mediante prove di durezza su provini. c) Variazioni nel numero dei percorsi di calore Se i collegamenti tra gli elementi sono realizzati mediante saldature a cordone d’angolo, ma hanno un numero di percorsi di diffusione del calore (N ) diverso dai tre sopra indicati in (5), si moltiplica il valore di bhaz per 3/N.
5.6
Resistenza delle travi
5.6.1
Generalità (1)P Le seguenti resistenze devono essere generalmente verificate: a) flessione (vedere 5.6.2), includendo, ove necessario, la riduzione indotta dal taglio che accompagna la flessione (vedere 5.6.4); b) taglio (vedere 5.6.3); c) alla resistenza dell’anima (vedere 5.6.5); d) all’instabilità flesso-torsionale (vedere 5.6.6). (2)P Si deve tenere opportunamente in conto la classe della sezione trasversale (vedere 5.4), la presenza di eventuali zone termicamente alterate (vedere 5.5) e la necessità di portare in conto la presenza di fori (vedere 5.3). (3)P Per le membrature che devono resistere a combinazioni di momento flettente e sforzo assiale, si deve fare riferimento a 5.9. (4) Il caso della flessione biassiale è trattato in 5.6.7 oppure, se in combinazione con lo sforzo assiale, in 5.9.
5.6.2
Resistenza a flessione uniassiale
5.6.2.1
Basi (1) In assenza di azione tagliante, il valore del momento resistente di progetto a flessione MRd dovrebbe essere il minore tra Ma,Rd e Mc,Rd,
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dove: Ma,Rd = faWnet/γM2
(5.13)
è relativo a una sezione netta e Mc,Rd = foαWel/γM1
(5.14)
è relativo a una generica sezione trasversale, dove: α è il fattore di forma, vedere il prospetto 5.3; Wel è il modulo elastico della sezione lorda (vedere 5.6.2.2); Wnet è il modulo elastico della sezione netta che tiene conto dei fori e dell’addolcimento (softening) presente nelle HAZ, se la sezione è saldata. prospetto
5.3
Valori del fattore di forma α Classe 1 2 3 4
Sezioni non saldate
Wpt/Wel, ma vedere appendice G Wpt/Wel α3,u Weff/Wel
Sezioni saldate
Wple/Wel, ma vedere appendice G Wple/Wel α3,w Weffe/Wel
Nel prospetto 5.3 i vari moduli della sezione trasversale W e α3,u α3,w sono così definiti: Wpl modulo plastico della sezione lorda; Weff Wele Wple Weffe
α3,u
modulo elastico della sezione efficace, ottenuto adoperando uno spessore ridotto teff per elementi di classe 4 (vedere 5.6.2.2); modulo elastico efficace della sezione lorda, ottenuto adoperando uno spessore ridotto ρhazt per il materiale alterato termicamente (vedere 5.6.2.2); modulo plastico efficace della sezione lorda, ottenuto adoperando uno spessore ridotto ρhazt per il materiale alterato termicamente (vedere 5.6.2.2); modulo elastico della sezione efficace, ottenuto adoperando il minore tra lo spessore ridotto teff relativo agli elementi di classe 4 e lo spessore ridotto ρhazt relativo al materiale alterato termicamente (vedere 5.6.2.2); = 1 oppure, in alternativa, può essere assunto come:
β 3 – β W pl - ---------- – 1 α 3,u = 1 + --------------- β 3 – β 2 W el
(5.15)
α3,w = Wele/Wel oppure, in alternativa, può essere calcolato come: W ele β 3 – β W ple – W ele α 3,w = -----------+ ----------------- ------------------------------ W el W el β 3 – β 2
(5.16)
dove: β è il parametro di snellezza dell’elemento della sezione maggiormente suscettibile di instabilità; β2 e β3 sono i valori limite per quello stesso elemento, in accordo al prospetto 5.1. (2) Per la combinazione di momento flettente e taglio, fare riferimento a 5.6.4. (3)P Oltre a ciò, deve essere verificata anche la resistenza della membratura all’instabilità flesso-torsionale, vedere 5.6.6.
5.6.2.2
Sezione di calcolo (1) La terminologia adoperata in 5.6.2.1 è la seguente: a) per sezione netta si intende la sezione alla quale sono stati detratti i fori e nella quale si porta in conto la resistenza ridotta del materiale in prossimità delle saldature, in modo da considerare l’addolcimento (softening) presente nelle HAZ, se la sezione è saldata;
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b) per sezione efficace si intende la sezione in cui si portano in conto sia l’addolcimento (softening) presente nelle HAZ che l’instabilità locale, ma non si apportano riduzioni per la presenza dei fori. (2) Nei precedenti punti a) e b), generalmente, per i diversi elementi presenti nella sezione, si dovrebbero portare in conto le riduzioni della resistenza del materiale nel seguente modo: a) Elementi di classe 4 privi di effetti indotti da HAZ. Per la parte compressa dell’elemento, si assume un valore teff = ρct, in cui ρc è fornito dalle espressioni riportate in 5.4.5. b) Elementi di classe 1, 2 o 3 in cui sono presenti effetti indotti dalle HAZ. Per le parti dell’elemento che risentono degli effetti indotti dall’addolcimento (softening), si considera un valore ρhaz t, dove il valore di ρhaz e l’estensione della zona soggetta ad addolcimento (softening) sono fornite dalle espressioni riportate in 5.5.2 e 5.5.3. c) Elementi di classe 4 in cui sono presenti effetti indotti da HAZ. La riduzione che si considera è la minore tra corrispondente allo spessore ridotto teff e quella corrispondente allo spessore ridotto ρhazt nella zona soggetta ad addolcimento (softening) e con spessore pari a teff nella rimanente parte dell’elemento. d) Nel caso di elementi irrigiditi, il fattore ρhaz dovrebbe essere applicato all'area dell’irrigidimento così come allo spessore del piatto di base. e) Per un elemento saldato appartenente ad una sezione di classe 3 o 4, si può assumere un valore meno conservativo dello spessore operando nella maniera seguente: 1) L’addolcimento (softening) dovuto alle HAZ è ignorato per il materiale posto ad una distanza minore di ρhazy1 rispetto dall’asse neutro elastico della sezione lorda, dove y1 è la distanza dall’asse neutro delle fibre estreme della sezione. 2) Per il materiale delle HAZ ad una distanza y (>ρhazy1) dall'asse neutro, il fattore ρhaz può sostituirsi con il valore kzy, calcolato nel seguente modo: kzy = ρhaz + 1 - y/y1
5.6.3
Resistenza a taglio (1) Il valore di progetto della forza di taglio VEd dovrebbe soddisfare la seguente relazione in ciascuna sezione trasversale: VEd ≤ Vc,Rd
(5.17)
dove: Vc,Rd è la resistenza di progetto della sezione trasversale, dipendente dalla classificazione della sezione a taglio (vedere 5.10.5), ed è calcolata come: (2) sezioni di classe 1, 2 o 3 Vc,Rd = Avfv/γM1 dove: è l’area a taglio, fornita dalle seguenti relazioni: Av a) per sezioni con anime che lavorano a taglio N
Av =
∑ [ 0,8D ( t w )i – ( 1 – ρhaz )d z ( t w )i ]
(5.18)
1
dove: dz è l’altezza totale del materiale appartenente alle HAZ che si trova all’interno dell’altezza netta dell’anima compresa tra le flange. Per sezioni non saldate, ρhaz = 1; D è l’altezza globale della sezione misurata tra le superfici esterne delle flange; tw è lo spessore dell’anima; N è il numero delle anime.
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b) per barre piene e tubi circolari Av = ηvAe
(5.19)
dove: ηv 0,8 per barre solide; ηv 0,6 per tubi circolari. Ae è l'area di una sezione non saldata, mentre, per una sezione saldata, è l'area della sezione efficace, ottenuta considerando uno spessore ridotto ρhazt per il materiale delle HAZ. (3) Sezioni di classe 4 Le sezioni di classe 4 sono trattate in 5.12.4 - 5.12.6
5.6.4
Combinazione di flessione e taglio (1)P Il momento resistente teorico di una sezione trasversale è ridotto dalla presenza del taglio. Questa riduzione, per bassi valori della forza di taglio, è tanto piccola da poter essere trascurata. Comunque, quando la forza di taglio supera la metà della resistenza a taglio, si deve tenere in conto il suo effetto sul momento resistente. (2) In tutti i casi in cui il valore di progetto della forza di taglio VEd non ecceda il 50% della resistenza di progetto a taglio Vpl,Rd , non è necessario apportare alcuna riduzione al valore del momento resistente fornito in 5.6.2.1. (3) Quando VEd eccede il 50% del valore di Vpl,Rd, il momento resistente di progetto della sezione trasversale dovrebbe essere ridotto a Mv,Rd, momento resistente plastico di progetto ridotto per effetto del taglio, ed è calcolato nel seguente modo: a) per l’area che lavora taglio il contributo alla resistenza della sezione trasversale nei confronti del momento flettente è basato su un valore ridotto della resistenza del materiale fow, fornito da: f ow = f 0 1 – ( V Ed ⁄ V pl, Rd ) 2
(5.20)
b) Nel caso di sezioni ad I inflesse a flange uguali e di classe 1, 2 o 3, il valore risultante di Mv,Rd è pari a: f 0 t w h w2 f ow M v , Rd = t f b f ( h s – t f ) --------- + ------------ -------γ M1 4 γ M1
(5.21)
(4) Per sezioni inflesse di classe 4 oppure per sezioni affette dall’addolcimento (softening) presente nelle HAZ, il valore di α dovrebbe essere ricavato facendo riferimento alla sezione di calcolo adoperata nella determinazione di Mc,Rd (vedere 5.6.2.2).
5.6.5
Resistenza dell’anima (1) Il presente punto riguarda il progetto di anime soggette a forze localizzate indotte da carichi concentrati o da reazioni applicate alla trave. Per le anime non irrigidite, tale argomento è trattato in 5.12. (2) Per le anime irrigidite trasversalmente, la sezione dell'irrigidimento, ove disposto, dovrebbe essere almeno di classe 2. Esso può essere progettato a vantaggio di sicurezza assumendo l'ipotesi che sopporti l’intero carico, senza collaborazione dell’anima: in tal caso l’irrigidimento è calcolato alla stregua di una membratura compressa (vedere 5.8), verificandolo all’instabilità fuori dal piano ed allo schiacciamento locale, e considerando, se necessario, gli effetti flessionali (vedere 5.9). In alternativa, più economicamente, un irrigidimento può essere progettato facendo riferimento alle prescrizioni riguardanti il progetto degli irrigidimenti di travi a parete piena (vedere 5.12).
5.6.6
Instabilità flesso-torsionale
5.6.6.1
Generalità (1)P Tutte le travi, a parte le dovute eccezioni elencate in 5.6.6.2, dovrebbero essere verificate nei confronti di un possibile collasso per instabilità flesso-torsionale.
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(2) Per ciascuna trave, tutti i tratti non controventati collocati tra sezioni alle quali sono apposti vincoli allo spostamento laterale, dovrebbero soddisfare la seguente condizione: Med ≤ Mb,Rd
(5.22)
dove il momento resistente di progetto all’instabilità vale Mb,Rd = fsαWel,y/γM1 Wel,y è il modulo elastico della sezione lorda, senza portare in conto alcuna riduzione per effetto dell’addolcimento (softening) delle HAZ, dell’instabilità locale o dei fori. Il valore di α è fornito dal prospetto 5.3, ed è soggetto alla limitazione α ≤ Wpl/We,y. fs è la tensione di instabilità flesso-torsionale (vedere 5.6.6.3).
5.6.6.2
Eccezioni (1) Non è necessario procedere alla verifica di instabilità flesso-torsionale ogni volta che si verifichi una delle seguenti circostanze: a) flessione intorno all’asse principale di inerzia minore; b) trave completamente vincolata nei confronti degli spostamenti laterali per tutta la sua lunghezza; c) parametro di snellezza adimensionale λ LT (vedere 5.6.6.3), calcolato con riferimento a tratti compresi tra sezioni efficacemente vincolate allo spostamento laterale, minore di 0,4.
5.6.6.3
Tensione di instabilità (1) La tensione fs all’instabilità flesso-torsionale, relativamente ad un opportuno valore del parametro di snellezza adimensionale λ LT , può essere ottenuta dalla formula: fs = χLTf0
(5.23)
nella quale χLT è dedotto dalla figura 5.7, oppure dall’espressione: 1 χ LT = ------------------------------------------2 – λ2 φ LT + φ LT LT figura
5.7
(5.24)
Fattore di riduzione χLT per l’instabilità flesso-torsionale Legenda: A Sezione trasversale di classe 1 e 2 B Sezione trasversale di classe 3 e 4
2 φ LT = 0,5 [ 1 + α LT ( λ LT – λ 0,LT ) + λ LT ]
(5.25)
(2) I valori di αLT e λ 0, LT dovrebbero essere assunti pari a:
αLT = 0,10 e λ 0, LT = 0,6 per sezioni trasversali di classe 1 e 2 αLT = 0,20 e λ 0, LT = 0,4 per sezioni trasversali di classe 3 e 4.
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α W el,y f o (3) Il valore λ LT può essere ottenuto dall’equazione λ LT = ---------------------M cr dove: α è dedotto dal prospetto 5.3, con la limitazione α ≤ Wpl/Wel,y; Mcr è il momento critico elastico per l’instabilità flesso-torsionale, (vedere appendice H). (4) Conservativamente, il valore di λ LT può essere ottenuto dall’equazione: 1 λ LT = λ LT --π
fo ----E
(5.26)
dove:
λLT = l/iz l iz
è la lunghezza di libera inflessione per l’instabilità flesso-torsionale; è il minimo raggio di inerzia della sezione trasversale lorda.
(5) Per le sezioni a I e a C contemplate dal prospetto 5.4, il valore di λLT può essere ricavato dall’espressione: X L ⁄ iz λ LT = ----------------------------------------1 --L ⁄ i z 1 + Y ------------- 4 D ⁄ t 2
(5.27)
dove: D è l’altezza globale della sezione; t2 è lo spessore della flangia; X e Y sono coefficienti ottenuti dal prospetto 5.4. È a vantaggio di sicurezza assumere X = 1,0 e Y = 0,05. Qualora l’irrigidimento di flangia in una sezione a I o a C non sia della stessa identica forma mostrata nel prospetto 5.4 (irrigidimenti di bordo semplici), è ancora possibile calcolare λLT ricorrendo all’espressione riportata sopra, ammesso che X e Y assumano lo stesso valore che assumerebbero per un irrigidimento di bordo semplice equivalente, avente la stessa altezza interna C, mentre iz è determinato in relazione alla sezione con il suo effettivo irrigidimento. Nei seguenti casi, per calcolare un valore appropriato di λLT o di Mcr, si dovrebbe fare riferimento all’appendice H. a) Travi a mensola. b) Travi con sezioni trasversali dotate di simmetria soltanto rispetto all’asse minore. c) Travi soggette a carichi verticali. d) Travi soggette a differenti momenti di estremità. Per tutti gli altri casi, si può assumere l pari alla distanza tra le sezioni efficacemente vincolate allo spostamento laterale.
5.6.6.4
Vincoli laterali efficaci (1) I sistemi controventanti che forniscono un vincolo nei confronti dello spostamento laterale dovrebbero essere progettati nell’ipotesi che la forza laterale totale esercitata da una flangia compressa, sotto l’azione dei carichi di progetto, ripartita tra i punti di vincolo in ciascun tratto, sia pari al 3% del valore dell’azione di compressione in quella flangia. (2) La dove una serie di due o più travi parallele richieda dei vincoli allo spostamento laterale, non è sufficiente collegare semplicemente tra loro le flange compresse, in maniera da renderle mutuamente dipendenti. Un grado di vincolo adeguato è assicurato soltanto ancorando i collegamenti ad un supporto robusto e indipendente, oppure realizzando un sistema controventante a maglie triangolari. Se il numero di travi parallele è maggiore di tre, è sufficiente progettare il sistema di vincolo in modo tale che resista alla somma delle forze laterali derivanti dalle sole tre forze di compressione più elevate.
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5.6.7
Flessione biassiale (1) Le membrature soggette a flessione intorno ad entrambi gli assi principali possono essere progettate utilizzando le prescrizioni riportate in 5.9.4, osservando però che, in esse, dovrebbe essere eliminato il termine in NEd. prospetto
5.4
Instabilità flesso-torsionale delle travi, coefficienti X e Y1) X = 0,90 – 0,03 D/B + 0,04 t 2 / t 1 Y = 0,05 – 0,010 D/B ( t 2 / t 1 – 1 )
t1 = t2
X = 0,94 – D/B ( 0,03 – 0,07 C/B ) – 0,3 C/B Y = 0,05 – 0,06 C/D
X = 0,95 – 0,03 D/B + 0,06 t 2 / t 1 Y = 0,07 – 0,014 D/B ( t 2 / t 1 – 1 )
t1 = t2
X = 1,01 – D/B ( 0,03 – 0,06 C/B ) – 0,3 C/B Y = 0,07 – 0,10 C/D
1)
Le espressioni di X e di Y sono valide per 1,5 ≤ D/B ≤ 4,5, 1 ≤ t2/t1 ≤ 2 e 0 ≤ C/B ≤ 0,5.
5.7
Resistenza delle membrature tese
5.7.1
Generalità (1)P Per le membrature soggette a trazione assiale, il valore di progetto della forza di trazione NSd in corrispondenza di ciascuna sezione trasversale deve soddisfare la relazione: NEd ≤ N t,Rd UNI ENV 1999-1-1:2002
(5.28) © UNI
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dove: Nt,Rd è la resistenza di progetto a trazione della sezione trasversale, pari al minore tra i due valori corrispondenti rispettivamente a: a) snervamento generalizzato dell’intera membratura (vedere 5.7.2); b) rottura locale in corrispondenza di una sezione critica (vedere 5.7.3). (2) Per gli angolari collegati su una sola ala fare riferimento alla Sezione 6: Collegamenti. Si dovrebbero applicare considerazioni simili anche ad altri tipi di sezioni collegate attraverso elementi sporgenti, come per esempio le sezioni a T e a C. (3) Per il caso dei fori sfalsati vedere 5.3.3(3).
5.7.2
Snervamento generalizzato (1) Il valore Nt,Rd è basato sulla generica sezione trasversale della membratura lungo il suo sviluppo longitudinale, ignorando l’effetto dei collegamenti di estremità, dei fori occasionali o di regioni localizzate soggette agli effetti presenti nelle HAZ. L’espressione di Nt,Rd è la seguente: N t,Rd = Agfo/γM1
(5.29)
dove: Ag è l’area della sezione trasversale lorda oppure di una sezione trasversale ridotta che porti in conto l’addolcimento (softening) presente nelle HAZ. In quest’ultimo caso, Ag si ricava assumendo un’area ridotta pari a ρhaz volte l’area totale della HAZ, vedere 5.5.2; fo è la resistenza caratteristica [vedere 5.3.5(2)]; γM1 è il coefficiente parziale di sicurezza per il materiale [vedere 5.1.1(2)].
5.7.3
Rottura locale (1) Il valore di Nt,Rd è calcolato, con riferimento alla sezione più sfavorita, nella maniera seguente: N t,Rd = Anetfa/γM2
(5.30)
dove: fa è la resistenza caratteristica [vedere 5.3.5(2)]; Anet è l’area della sezione netta, depurata dei fori; inoltre, quando necessario, si applica anche la riduzione dovuta all’effetto dell’addolcimento (softening) presente nelle HAZ. Quest’ultima riduzione si basa sullo spessore ridotto ρhazt ; γM2 è il coefficiente di sicurezza relativo al materiale [vedere 5.1.1(2)].
5.8
Resistenza delle membrature compresse
5.8.1
Generalità (1)P Le membrature soggette a compressione assiale possono collassare secondo una delle tre seguenti modalità: a) Instabilità flessionale (vedere 5.8.4) b) Instabilità torsionale (vedere 5.8.5) c) Schiacciamento locale (vedere 5.8.6) La verifica a) deve essere eseguita in ogni caso. La verifica b) generalmente è necessaria, ma è possibile evitarla in alcuni casi. La verifica c) è necessaria solo per puntoni tozzi che sono significativamente indeboliti localmente da fori o saldature. (2) Per le membrature soggette a carichi combinati di compressione e flessione, vedere 5.9.
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5.8.2
Classificazione delle sezioni nei riguardi della compressione assiale (1) Prima di eseguire una qualsiasi delle verifiche richieste in 5.8.1, è necessario classificare la sezione trasversale come sezione di classe 1, 2 o 3 oppure 4. La classificazione è basata sulla classe meno favorevole tra quelle di tutti gli elementi che compongono la sezione, in accordo con quanto riportato in 5.4.4.
5.8.3
Resistenza all’instabilità globale (1) Entrambe le verifiche a) e b) di cui in 5.8.1 dovrebbero soddisfare la condizione NEd ≤ N b,Rd
(5.31)
dove: Nb,Rd è la resistenza di progetto all’instabilità ed è pari a fsA/γM1; A è l’area lorda, senza alcuna riduzione per l’addolcimento (softening) presente nelle HAZ, l’instabilità locale o la presenza di fori; fs è la tensione di instabilità per instabilità flessionale (5.8.4) o torsionale (5.8.5). (2) Quando si valuta la tensione di instabilità flessionale fs, si dovrebbe considerare il collasso intorno ad entrambi gli assi principali, e sceglierne il valore minore.
5.8.4
Resistenza all’instabilità flessionale
5.8.4.1
Tensione di instabilità (1) Il valore di fs in corrispondenza di un opportuno valore della snellezza non dimensionale può essere ottenuto tramite la seguente relazione: fs = χηk1k2fo
(5.32)
dove χ è fornito dalla figura 5.8 oppure dalla relazione: 1 χ = ------------------------------φ + φ2 – λ2
(5.33)
φ = 0,5 [ 1 + α ( λ – λ o ) + λ 2 ] α λo λ = λ
è un fattore di imperfezione, vedere il prospetto 5.6; è il limite del piano orizzontale, vedere il prospetto 5.6; Aηf o λ ------------- = ----N cr λ1 è la snellezza relativa all’asse considerato (vedere 5.8.4.2);
E λ 1 = π --------ηf o Ncr η
k1 k2 Nota
è il carico critico elastico per l’asse considerato; è il fattore che permette di portare in conto una qualsiasi sezione efficace, ridotta rispetto a quella lorda per effetto della presenza di elementi di classe 4; esso è fornito dalle seguenti relazioni: η=1 per sezioni trasversali di classe 1, 2 o 3; η = Ae/A per sezioni trasversali di classe 4, con Ae = A - Ac(1 - ρc), Ac = area dell’elemento di classe 4, ρc = tef/t per ciascun elemento di classe 4; è un fattore che consente di portare in conto l’asimmetria della sezione trasversale, ed è fornito dal prospetto 5.5; è un fattore che consente di portare in conto gli effetti dell’indebolimento indotto dalle saldature, ed è fornito dal prospetto 5.5.
Per le sezioni trasversali di classe 4 che contengano materiale termicamente alterato (HAZ), Ac dovrebbe essere assunto pari al minore tra i valori precedentemente forniti o dedotti dal prospetto 5.5. Per le sezioni trasversali che contengono più di un elemento di classe 4 o più di un elemento con materiale termicamente alterato (HAZ), nell’effettuare la riduzione può risultare necessario considerare differenti valori di ρhaz oppure di ρc per i diversi elementi piani. UNI ENV 1999-1-1:2002
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figura
5.8
Fattore di riduzione χ per instabilità flessionale Legenda: Trattati termicamente A Non trattati termicamente B
(2) I valori di α e λ o dovrebbero essere scelti in accordo con il prospetto 5.6. prospetto
5.5
Valori dei fattori k1 e k2 Leghe trattate termicamente Sezioni trasversali simmetriche
k1 = 1
Leghe non trattate termicamente
k1 = 1
sezioni λ2 trasversali k 1 = 1 – 2,4 Ψ 2 ---------------------------------------------2 ( 1 + λ )( 1 + λ )2 k1 asimmetriche
λ2 k 1 = 1 – 3,2 Ψ 2 ---------------------------------------------2 ( 1 + λ )( 1 + λ )2
γ max – γ min Ψ = --------------------------------h dove γmax e γmin sono le distanze tra i bordi della sezione e il baricentro nel piano in cui si verifica l’instabilità della membratura e h è l’altezza della sezione trasversale saldature longitudinali
k2 = ρhaz o ωx in accordo con 5.9.4.5
saldature trasversali
5.6
k 2 = 1 + 0,04(4 λ ) ( 0,5 – λ ) – 0,22 λ 1,4 ( 1 – λ )
con A1 = A - Ahaz(1- ρhaz) in cui Ahaz = area della HAZ
k2
prospetto
A1 A k 2 =1 – 1 – ------1 10 –λ – 0,05 + 0,1 ------ λ 1,3(1-λ ) A A
k2 = ρhaz o ωx in accordo con 5.9.4.5
Valori dei fattori di imperfezione α e λ o α
λo
trattata termicamente
0,20
0,10
non trattata termicamente
0,32
0,00
Lega
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5.8.4.2
Parametro di snellezza (1) Il parametro di snellezza di una colonna nei confronti dell’instabilità è definito nel seguente modo:
λ = l/i
(5.34)
dove: l è la lunghezza efficace; i è il raggio di inerzia. entrambi valutati secondo la direzione opportuna, a seconda del piano in cui si sta valutando l’instabilità. La lunghezza efficace l dovrebbe essere valutata come prodotto KL, dove L è lunghezza compresa tra i punti di vincolo laterale; per un elemento strutturale a mensola compresso, L coincide con la sua lunghezza. Il valore di K, che è il coefficiente di lunghezza efficace per elementi strutturali compressi, dovrebbe essere valutato basandosi sulle condizioni di vincolo alle estremità; indicazioni sono fornite nel prospetto 5.7. Il valore di i dovrebbe essere valutato basandosi sulla sezione lorda, quale che sia la membratura. Nota
prospetto
5.7
Quando la sezione trasversale sia interamente o sostanzialmente influenzata dall’addolcimento (softening) presente nelle HAZ in corrispondenza di una estremità della membratura vincolata nei confronti delle rotazioni nel piano considerato, tale vincolo dovrebbe essere ignorato per poter determinare un adeguato valore di K. Così facendo, per il caso 1 del prospetto 5.7, K dovrebbe essere assunto pari a 1 se la sezione è interamente influenzata dall’addolcimento (softening) ad entrambe le estremità. Fattore K di lunghezza efficace per elementi strutturali compressi Condizioni di vincolo alle estremità
K
1. Mantenuto in posizione e vincolato nella direzione a entrambi gli estremi
0,7
2. Mantenuto in posizione a entrambi gli estremi e vincolato in direzione ad una estremità
0,85
3. Mantenuto in posizione a entrambi gli estremi ma non vincolato in direzione
1,0
4. Mantenuto in posizione ad un estremo e vincolato in direzione a entrambo gli estremi
1,25
5. Mantenuto in posizione e vincolato in direzione ad un estremo, e parzialmente vincolato in direzione ma non mantenuto in posizione nell’altro estremo
1,5
6. Mantenuto in posizione e vincolato in direzione ad un estremo, ma non mantenuto in posizione o vincolato all’altro estremo
2,0
5.8.5
Instabilità torsionale
5.8.5.1
Eccezioni (1) La possibilità che si possa verificare l’instabilità torsionale può essere ignorata nei seguenti casi: a) sezioni cave chiuse; b) sezioni a I doppiamente simmetriche; c) sezioni composte interamente da elementi sporgenti disposti in direzione radiale, come per esempio angolari, elementi a T, elementi cruciformi, purché siano classificati come elementi di classe 1 secondo quanto previsto in 5.4.4.
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5.8.5.2
Parametro di snellezza (1) Il parametro λ di snellezza all’instabilità torsionale può essere ottenuto adoperando le espressioni a) o b) riportate di seguito, o anche riferendosi all’appendice J. Il parametro λ dovrebbe essere sempre basato sull'area lorda della sezione, come di seguito indicato: a) Espressione generale EA λ = π -------N cr
(5.35)
dove: A è l’area della sezione lorda, senza considerare riduzioni per l’instabilità locale, per l’addolcimento (softening) presente nelle HAZ o per la presenza di fori; E è il modulo elastico; Ncr è il carico critico elastico nei confronti dell’instabilità torsionale, che porti in conto l’interazione con l’instabilità flessionale della colonna ove necessario. b) Per le sezioni riportate nel prospetto 5.9:
λ = kλt
(5.36)
dove il valore di k è letto nella figura 5.9 oppure può essere calcolato tramite l'espressione: k =
2X s 2 --------------------------------------------------------------------2 1 + s 2 – ( 1 + s 2 ) – 4X s 2
(5.36a)
nella quale i valori di X e s sono specificati nel prospetto 5.9.
λt è calcolato nel seguente modo: 1) per angolari, sezioni a T, sezioni cruciformi λt = λo 2) per sezioni a C, sezioni a omega
(5.36b)
λo λ t = ---------------------------------1 + Y λ 02 ⁄ λ y2
(5.36c)
Il prospetto 5.9 contiene le espressioni di λo e Y oltre che di s e X (i cui valori sono necessari per calcolare l’espressione 5.36b e per la figura 5.9). In 2), la quantità λy dovrebbe essere assunta pari alla snellezza della sezione efficace relativamente all’instabilità della colonna intorno all’asse y-y (come definita nel prospetto 5.9).
5.8.5.3
Tensione di instabilità (1) Il valore di fs per l’instabilità torsionale dovrebbe essere ottenuto tramite l’espressione fornita in 5.8.4.1(1) con φ calcolato mediante la relazione:
φ = 0,5 [1 + α( λ - λ 1) + λ 2]
(5.37)
ed utilizzando per α e λ 1 i valori scelti in accordo al prospetto 5.8. prospetto
5.8
Valori di α e λ 1 per l’instabilità torsionale Sezione trasversale generica interamente composta da elementi sporgenti disposti (vedere 5.8.5.4)
5.8.5.4
Valore di α Valore di λ 1 0,35 0,20
0,4 0,6
Sezioni composte da elementi sporgenti disposti radialmente (1) Per sezioni quali angolari, sezioni a T e sezioni cruciformi, o sezioni costituite esclusivamente da elementi sporgenti disposti radialmente, l’instabilità locale e l’instabilità torsionale sono strettamente connesse.
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(2) Quando si considera l’instabilità torsionale di sezioni contenenti solo elementi sporgenti non irrigiditi, si dovrebbe tenere opportunamente in conto, ove necessario, la presenza di materiale alterato termicamente (HAZ) nella determinazione di Ae, mentre non si dovrebbe apportare alcuna riduzione nei confronti dell’instabilità locale, ossia ρc = 1. (3) Per le sezioni contenenti elementi sporgenti irrigiditi tali che il modo 1 è quello critico nei confronti dei fenomeni di instabilità locale (vedere 5.4.3), la membratura dovrebbe essere considerata come "generale" nel prospetto 5.8 ed Ae andrebbe calcolata in modo da portare in conto la sola instabilità locale o la presenza di materiale termicamente alterato (HAZ), o entrambe.
5.8.6
Schiacciamento locale (1) Il carico assiale NEd non dovrebbe eccedere il valore di Na,Rd per la sezione più sfavorita tra quelle disposte lungo l’intera membratura compressa. Il valore di Na,Rd è calcolato nel modo seguente: Sezioni di classe 1, 2 o 3, prive degli effetti indotti dalle Na,Rd = foAn/γM1 Altre sezioni, in generale Na,Rd = foAn/γM1 dove: An è l’area della sezione netta, ottenuta detraendo l’area relativa a fori privi di dispositivo di giunzione; Ane è l’area netta della sezione efficace. L’area Ane dovrebbe essere calcolata come l’area Ae depurata dei fori vuoti, dove Ae è l’area efficace adoperata nelle verifiche di instabilità globale (flessionale o torsionale). Per fori situati in regioni di spessore ridotto, la riduzione può essere basata sullo spessore ridotto, invece che sull’intero spessore. figura
5.9
Instabilità torsionale di membrature compresse, fattore di interazione k
Per la definizione di s, vedere prospetto 5.9.
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prospetto
5.9
Parametri per la verifica di instabilità torsionale di aste compresse 1
ρ≤5
2
ρ≤5 1 ≤ w ≤ 2,5
3
λo = λ1 = 5B/t - 0,6ρ1,5(B/t)0,5 s = λu/λo X = 0,6
λo = λ1 - (w - 1) [2(w - 1)2 - 1,5ρ] s = λu/λo X = 0,6
λo = 66 s = λu/λo X = 0,61
(Vedere nota 1)
Uguale
4
ρ≤5 0,5 ≤ B/D ≤ 1
λo = (D/t) [4,2 + 0,8(B/D)2] - 0,6ρ1,5(D/t)0,5 s = s4 = {1 + 6 (1 - B/D)2} (λu/λo) X = X4 = 0,6 - 0,4(1 - B/D)2
5
ρ≤5 0,5 ≤ B/D ≤ 1 1 ≤ w ≤ 2,5
λo = λ4 + 1,5ρ (w - 1) - 2 (w - 1)3 s = s4 X = X4
6
(Vedere nota 1) Diverso
λo = 57 s = 1,4 λu/λo X = 0,6
segue nella pagina successiva
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continua dalla pagina precedente 7
ρ ≤ 3,5
8
ρ≤5 0,5 ≤ B/D ≤ 2
λo = λ8 = (B/t)[4,4 + 1,1(B/D)2] - 0,7ρ1,5(B/t)0,5 s = λz/λo X = X8 = 1,1 - 0,3B/D
9
ρ≤5 0,5 ≤ D/B ≤ 2 1 ≤ w ≤ 2,5
λo = λ8 + 1,5ρ(w - 1) - 2(w - 1)3 s = λz/λo X = X8
10
λo = 5,1B/t - ρ1,5(B/t)0,5 X=1
λo = 70 s = λz/λo X = 0,83
(Vedere nota 1)
Uguale
11
λo = 60 s = λz/λo X = 0,76
(Vedere nota 1)
Diverso
12
(Vedere nota 1) Diverso
λo = 63 s = λz/λo X = 0,89
segue nella pagina successiva
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ρ ≤ 3,5 0,5 ≤ B/D ≤ 2
13
14
λo = (D/t)[1,4 + 1,5B/D + 1,1D/B] - ρ1,5(D/t)0,5 s = λz/λo X = 1,3 - 0,8D/B + 0,2(D/B)2
λo = 65 s = λz/λo X = 0,78
(Vedere nota 1)
15
1 ≤ D/B ≤ 3 1 ≤ t2/t1 ≤ 2
λo = (B/t2)[7 + 1,5(D/B)(t2/t1)] s = λy/λt X = 0,38D/B - 0,04(D/B)2 Y = 0,14 - 0,02D/B - 0,02t2/t1
16
1 ≤ D/B ≤ 3 C/B ≤ 0,4
λo = (B/t)(7 + 1,5D/B + 5C/B) s = λy/λt X = 0,38D/B - 0,04(D/B)2 - 0,25C/B 0,6 ( C / B ) 2 Y = 0,12 - 0,2 D / B + ----------------------------D / B - 0,5
1 ≤ D/B ≤ 3 C/B ≤ 0,4
17
18
(Vedere nota 1)
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λo = (B/t2)(7 + 1,5D/B + 5C/B) s = λy/λt X = 0,38D/B - 0,04(D/B)2 0,05 C / B Y = 0,12 - 0,2 D / B - ---------------------------D / B - 0,5
λo = 126 s = λy/λt X = 0,59 Y = 0,104
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Nota 1
Generalmente, le sezioni hanno spessore uniforme t, ad eccezione dei casi 14 e 15.
Nota 2
λu, λy oppure λz, è il parametro di snellezza (l/r ) per l’instabilità flessionale intorno rispettivamente agli assi u, y, z.
Nota 3
ρ è un fattore dipendente dalla quantità di materiale d’apporto in corrispondenza dei raccordi della sezione, valutato nel modo seguente: raccordo smussato raccordo a 45°
Nota 4
ρ = R /t ρ = 1,6 F /t
I valori forniti per λo, X e Y sono validi solo entro i limiti indicati. Nel caso di angolari accoppiati sui lati (casi da 8 a 12), le espressioni non sono valide se la distanza tra gli angolari eccede il valore 2 t.
5.8.7
Aste compresse con collegamenti eccentrici
5.8.7.1
Aste singole (1) Le seguenti tipologie di aste con collegamenti eccentrici possono essere progettate utilizzando un metodo semplificato, purché sia verificata la condizione che i collegamenti di estremità impediscano la rotazione nel piano in cui è disposto l’elemento collegato e che non siano presenti azioni flettenti diverse da quelle di natura accidentale. Tale metodo rappresenta un’alternativa rispetto al metodo generale relativo al caso di combinazione di momento flettente e sforzo normale di compressione illustrato in 5.9. a) Angolare singolo collegato solo sull’ala; b) angolari accoppiati lungo un’ala e collegati da un solo lato ad una piastra nodale di attacco; c) sezione a C singola collegata solo sull’anima; d) sezione a T singola collegata solo sulle flange. (2) Quando si verifica l’instabilità flessionale utilizzando 5.8.4 fuori dal piano dell’elemento collegato (o degli elementi collegati), l’eccentricità del carico dovrebbe essere ignorata e il valore di fs dovrebbe essere assunto pari al 40% del valore che si assume nel caso di carico centrato. (3) Il valore da assumere nel caso a) dovrebbe essere quello relativo all’asse parallelo all’elemento collegato (o agli elementi collegati). Per l’instabilità torsionale non è necessario apportare alcuna variazione al metodo descritto in 5.8.5.
5.8.7.2
Aste composte mediante l’accoppiamento di due elementi disposti spalla a spalla (1) Le aste compresse realizzate attraverso l’accoppiamento di angolari, con sezione a C o a T, collegati su di un solo lato delle piastre nodali d’attacco, possono essere progettate come una singola asta composta purché siano soddisfatte le seguenti condizioni: a) i due componenti sono collegati ai loro estremi in maniera sufficientemente affidabile; b) i due componenti sono anche collegati tra loro in corrispondenza dei terzi della loro lunghezza, utilizzando imbottiture di spessore pari a quello delle piastre nodali d’attacco.
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5.8.8
Aste con calastrelli (1) Le aste calastrellate compresse, in generale, dovrebbero essere progettate determinando prima le forze alle quali ciascun componente è soggetto, e poi proporzionando ogni elemento in maniera tale da resistere a tali forze. Comunque, le aste calastrellate compresse possono essere progettate come una singola asta composta, se il sistema soddisfa le seguenti 7 condizioni: a) dovrebbe essere soggetta a sforzo assiale; b) dovrebbe comporsi di due elementi principali collegati da calastrelli disposti ad interasse costante, con la sezione trasversale simmetrica rispetto all’asse perpendicolare ai calastrelli; c) i calastrelli dovrebbero essere generalmente disposti a coppie. Comunque, se i componenti principali sono realizzati con elementi a T affiancati o con angolari è possibile adoperare calastrelli singoli; d) λ2 ≤ 0,8λ1 dove: λ1 e λ2 sono i parametri di snellezza dell’intera membratura relativamente all’instabilità laterale intorno agli assi rispettivamente parallelo e perpendicolare ai calastrelli; e) λ3 ≤ 0,7λ2 dove: λ3 è il parametro di snellezza per l’instabilità di uno dei componenti principali nel tratto compreso tra le sezioni in cui sono disposti i calastrelli, relativamente alla più gravosa tra l’instabilità laterale e quella torsionale; f) il sistema di calastrelli dovrebbe essere progettato in modo tale da resistere alla forza di taglio totale V nel piano del calastrello, assunta pari al 2,5% dello sforzo assiale agente sull’intera membratura in presenza dei carichi di progetto; g) il collegamento di ciascun calastrello a ciascun componente principale dovrebbe essere progettato in modo tale da trasmettere le seguenti azioni, applicate simultaneamente e dovute agli effetti dei carichi di progetto: 1) taglio longitudinale VEd/N ; 2) momento VEd/2N agente nel piano del calastrello dove: d è la distanza longitudinale tra i baricentri dei calastrelli; a è la distanza dei componenti principali misurata tra i baricentri dei collegamenti a ciascun calastrello; N è il numero dei calastrelli in ciascuna sezione in cui essi sono disposti (1 oppure 2). Nella progettazione dei calastrelli è importante considerare gli effetti dei possibili indebolimenti dovuti all’instabilità locale o alla presenza dell’addolcimento (softening) presente nelle HAZ (se sono presenti saldature).
5.9
Resistenza delle membrature soggette a sforzo assiale e flessione biassiale
5.9.1
Generalità (1) Il presente punto fornisce le formule di interazione per la verifica di membrature soggette a una combinazione di sforzo normale e momento flettente intorno al maggiore e/o al minore degli assi principali di inerzia. (2) In generale sono necessarie due verifiche: - all’instabilità flessionale; - all’instabilità flesso-torsionale. (3) Se vengono adoperati i metodi descritti in 5.9.3 e 5.9.4, la verifica della sezione è già compresa nella verifica all’instabilità flessionale o flesso-torsionale.
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(4) Quando si calcolano le resistenze NRd, My,Rd e Mz,Rd, si dovrebbe tenere conto in maniera opportuna dell’addolcimento (softening) presente nelle HAZ indotte da saldature longitudinali (vedere 5.6.2 e 5.8.7). La presenza di addolcimento (softening) nelle HAZ localizzate indotte da saldature trasversali e la presenza dei fori devono essere portate in conto secondo quanto indicato rispettivamente in 5.9.4(5) e (6).
5.9.2
Classificazione delle sezioni e fenomeni di instabilità locale in presenza di azioni combinate (1)P La classificazione delle sezioni trasversali di membrature soggette ad una combinazione di azioni assiali e flessionali è effettuata separatamente, per ciascuna componente del carico, secondo le indicazioni fornite in 5.4. Non viene fornita alcuna ulteriore classificazione per stati di sforzo combinati. (2) Una sezione trasversale può appartenere a classi differenti, a seconda che l’azione considerata sia lo sforzo assiale, la flessione intorno all’asse maggiore o la flessione intorno all’asse minore. L’effetto combinato dei singoli stati di sforzo è introdotto per mezzo delle formule di interazione fornite in 5.9.3 e 5.9.4. Queste formule di interazione possono essere adoperate qualunque sia la classe della sezione trasversale. Quando sono contemporaneamente presenti azioni assiali e flessionali, le influenze dell’instabilità locale e dello snervamento sulla resistenza sono portate in conto mediante le resistenze plastiche che compaiono al denominatore e mediante gli esponenti, i quali sono funzione della snellezza della sezione trasversale.
5.9.3
Flessione e sforzo assiale. Verifica della sezione
5.9.3.1
Flessione e trazione assiale (1)P Le membrature soggette alla presenza contemporanea di flessione e trazione assiale devono essere verificate nei confronti dell’instabilità flesso-torsionale, considerando la combinazione vettoriale della forza assiale e del momento flettente. (2) Qualora lo sforzo assiale e il momento flettente possano variare indipendentemente, il valore di progetto dello sforzo assiale di trazione dovrebbe essere moltiplicato per un fattore riduttivo che tenga conto degli effetti vettoriali:
Ψvec = 0,8 (3) La tensione netta σcom,Ed (la quale può eccedere fo/γM1), calcolata nelle fibre compresse di estremità e dovuta agli effetti vettoriali, dovrebbe essere determinata mediante la relazione:
σcom,Ed = Msd/Wcom - ΨvecNt,Sd/A
(5.38)
dove Wcom è il modulo elastico della sezione relativamente alle fibre compresse di estremità e Nt,Ed è il valore di progetto dello sforzo assiale di trazione. (4) La verifica dovrebbe essere eseguita utilizzando un momento interno efficace di progetto Meff,Ed ottenuto dalla relazione: Meff,Ed = Wcom σcom,Ed
(5.39)
(5) Il momento resistente di progetto nei confronti dell’instabilità Mb,Rd dovrebbe essere ottenuto utilizzando le indicazioni fornite in 5.6.6 (6) Le membrature soggette a una combinazione di flessione e trazione assiale oppure a una combinazione di flessione e compressione assiale, laddove non vi sia alcun rischio di instabilità flessionale o flesso-torsionale, devono soddisfare le relazioni 5.40 e 5.41 o 5.43. Tali espressioni si applicano anche ad altre membrature, soggette a flessione e compressione assiale, a condizione che My,Ed e Mz,Ed siano calcolati con riferimento ad una teoria del secondo ordine e tenendo conto della maggiore deformabilità dovuta alla presenza delle tensioni residue e all’effettivo andamento della curva tensioni-deformazioni.
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5.9.3.2
Travi ad I (1) Dovrebbero essere soddisfatte le seguenti due relazioni: N Ed ξ0 M y, Ed ---------------- + --------------------- ≤ 1,00 ω 0 N Rd ω 0 M y, Rd
(5.40)
e N Ed η0 M y, Ed γ 0 M z, Ed ξ0 ---------------+ ---------------------- + ---------------------- ≤ 1,00 ω 0 N Rd ω 0 M y, Rd ω 0 M z, Rd
(5.41)
dove gli esponenti ηo, γo e ξo valgono: ηo = 1,0 oppure, in alternativa, può essere valutato come α z2 α y2 ma
η0 ≥ 1 e η0 ≤ 2 γo
(5.42a)
= 1,0 oppure, in alternativa, può essere valutato come
α z2
ma
γo ≥ 1 e γo ≤ 1,56 ξo
(5.42b)
= 1,0 oppure, in alternativa, può essere valutato come α y2 ma
ξo ≥ 1
(5.42c)
(2) Le notazioni adoperate in 5.9.3.2 - 5.9.3.5 sono le seguenti: NEd forza assiale di compressione o di trazione; My,Ed momento flettente intorno all’asse y; Mz,Ed NRd My,Rd Mz,Rd ωo
αy, αz
5.9.3.3
momento flettente intorno all’asse z; Af0/γM1 oppure Aeff0/γM1 per sezioni trasversali di classe 4; αyWyf0/γM1; αzWzf0/γM1; 1 per travi-colonna senza saldature localizzate o fori. Altrimenti, vedere 5.9.4(5) o (6); fattori di forma per la flessione intorno agli assi y e z, calcolati con riferimento alla sezione lorda, tenendo conto dell’instabilità locale e degli effetti dell’addolcimento (softening) presente nelle HAZ indotte dalle saldature longitudinali (vedere 5.6.2). Il valore assunto per αz non dovrebbe essere maggiore di 1,25.
Sezioni trasversali piene e cave (1) Dovrebbe essere soddisfatta la seguente relazione: N Ed ψ M y, Ed 1,7 M z, Ed 1,7 ---------------- + --------------------+ --------------------- ω 0 N Rd ω 0 M y, Rd ω 0 M z, Rd
0,6
≤ 1,00
(5.43)
dove Ψ = 2 per sezioni piene e 1,3 per sezioni cave. In alternativa, Ψ può essere calcolato come il prodotto αy αz, ma con Ψ ≤ 2.
5.9.3.4
Altri tipi di sezioni trasversali (1) L’espressione 5.41 può essere usata con ηo = α 02 (ma ηo ≤ 2,0 e ηo > 1) e γo = ξo = 1, dove αo è il maggiore tra i valori di αy1 e αy2, relativi alle fibre estreme. Vedere figura 5.10. Per sezioni trasversali in parete sottile, vedere 5.9.4.4.
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figura
5.10
Fattori di forma per sezioni non simmetriche di classe 1 o 2 W pl,y z 1 α y1 = -----------------ly W pl,y z 2 α y2 = -----------------ly
5.9.3.5
Membrature con saldature localizzate (1) In una sezione affetta dall’addolcimento (softening) presente nelle HAZ, il valore di f0 deve essere valutato come resistenza caratteristica per snervamento globale del materiale avente resistenza ridotta. Questa prescrizione si applica anche agli effetti indotti dalle HAZ dovute all’esecuzione di saldature per il collegamento temporaneo di parti accessorie. (2) Comunque, ogni volta che l’addolcimento (softening) presente nelle HAZ abbia un’ubicazione specifica lungo la membratura e non si estenda in direzione longitudinale per una distanza maggiore della minima dimensione della sezione trasversale della membratura, la resistenza di progetto fo/γM1 deve essere valutata come la resistenza ultima di progetto fo/γM2 del materiale avente resistenza ridotta.
5.9.4
Flessione e compressione assiale
5.9.4.1
Generalità (1)P Per membrature soggette a flessione e compressione assiale, le formule di interazione opportune per: a) instabilità flessionale e b) instabilità flesso-torsionale devono essere soddisfatte su ogni tratto non vincolato agli spostamenti laterali e suscettibile di instabilità. (2) Tutte le quantità che compaiono nelle formule di interazione dovrebbero essere riguardate come positive.
5.9.4.2
Instabilità flessionale Devono essere soddisfatte le seguenti relazioni: (1) flessione intorno all’asse y di una trave ad I N Ed ξyc M y, Ed ---------------------+ --------------------- ≤ 1,00 χ y ω x N Rd ω 0 M y, Rd
(5.44)
(2) flessione intorno all’asse z di una trave ad I N Ed ηc M z, Ed ξzc ---------------------- + ---------------------≤ 1,00 χ z ω x N Rd ω 0 M z, Rd
(5.45)
Nelle espressioni 5.44 e 5.45 tutti gli esponenti possono essere assunti pari a 0,8 oppure, in alternativa, a:
ηc = η0χz ma ηc ≥ 0,8 ξyc = ξ0χy ma ξyc ≥ 0,8 ξzc = ξ0χz ma ξzc ≥ 0,8 dove: ηo e ξo sono valutati secondo 5.9.3.2(1); ωx = ωo = 1 per travi-colonne prive di saldature localizzate. Altrimenti, vedere 5.9.4.5.
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(3) Sezioni trasversali piene L’espressione 5.45 può essere utilizzata assegnando il valore 0,8 agli esponenti oppure
ηc = 2χ
ma ηc ≥ 0,8
ξc = 1,56χ ma ξc ≥ 0,8 (4) Sezioni trasversali cave e tubi L’espressione 5.46 può essere adoperata assumendo ψc=0,8 o, in alternativa, pari a χyψ oppure a χzψ, a seconda del piano secondo cui si valuta l’instabilità, purché sia ψc ≥ 0,8. Il coefficiente ψ è valutato mediante l’espressione 5.43. ψc N Ed 1 M y, Ed 1,7 M z, Ed 1,7 --------------------------- + ----- --------------+ -------------- χ min ω x N Rd M z, Rd ω 0 M y, Rd
0,6
≤ 1,00
(5.46)
(5) Altre sezioni trasversali L’espressione 5.44 può essere utilizzata per sezioni trasversali simmetriche e bi-simmetriche soggette a flessione intorno all’uno o all’altro asse principale di inerzia, con l’avvertenza, per quanto riguarda la flessione intorno all’asse z, di sostituire ξyc, My,Ed, My,Rd e χy con ξzc, Mz,Ed, Mz,Rd e χz. (6) Le notazioni adoperate nelle espressioni 5.44, 5.45 e 5.46 sono le seguenti: NEd forza assiale di compressione; NRd Afo/γM1 oppure Aeffo/γM1 per sezioni trasversali di classe 4; χy fattore di riduzione per l’instabilità nel piano z-x; χz fattore di riduzione per l’instabilità nel piano y-x; My,Ed, Mz,Ed momento flettente intorno all’asse y oppure z. I momenti sono calcolati in base ad una teoria del primo ordine; My,Rd αyWyfo/γM1 momento plastico intorno all’asse y; Mz,Rd αzWzfo/γM1 momento plastico intorno all’asse z; αy, αz fattori di forma, con αz che non dovrebbe assumere un valore maggiore di 1,25; ωx, ωo fattori di addolcimento (softening) nelle HAZ valutati in accordo a 5.9.4.5. In assenza di saldature, ωx = ωo = 1.
5.9.4.3
Instabilità flesso-torsionale (1) Nel caso di travi-colonne con sezione trasversale ad I o similari, dovrebbero essere soddisfatte le seguenti relazioni. γc N Ed ηc M y, Ed M z, Ed ξzc ---------------------- + ------------------------------------ + --------------------≤ 1,00 χ z ω x N Rd χ LT ω xLT M y, Rd ω 0 M z, Rd
dove: NEd My,Ed
Mz,Ed NRd χz
My,R χLT Mz,Rd
(5.47)
è lo sforzo assiale; è il momento flettente intorno all’asse y. Nel caso di travi-colonne incernierate alle estremità e nel caso di membrature appartenenti a telai a nodi fissi, My,Ed è il momento flettente valutato mediante le teorie del primo ordine. Per membrature appartenenti a telai che non sono a nodi fissi, My,Ed è il momento flettente valutato mediante le teorie del secondo ordine; è il momento flettente intorno all’asse z. Mz,Ed è il momento flettente valutato mediante le teorie del primo ordine. = Af0/γM1 o Aeff0/γM1 per sezioni trasversali di classe 4; è il fattore di riduzione per l’instabilità da introdurre nel caso in cui una o entrambe le flange si deformino lateralmente (instabilizzandosi flessionalmente nel piano y-z oppure instabilizzandosi flessotorsionalmente); = αyWyf0/γM1 = momento plastico intorno all’asse y; è il fattore di riduzione per l’instabilità flesso-torsionale; = αzWzf0/γM1 = momento plastico intorno all’asse z;
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ηc γc ξzc ωx, ωo e ωxLT ηo, γo e ξo
= 0,8 o, in alternativa, η0χz ma ηc ≥ 0,8; = γ0; = 0,8 o, in alternativa, ξ0χz ma ξzc ≥ 0,8; sono i fattori di addolcimento (softening) presente nelle HAZ, vedere 5.9.4.5; sono definiti secondo le espressioni fornite in 5.9.3.2.
Deve risultare soddisfatta anche l’espressione relativa all’instabilità flessionale, vedere 5.9.4(2).
5.9.4.4
Sezioni trasversali in parete sottile (1) Dovrebbero essere adoperate le formule di interazione fornite in 5.40 e 5.41. L’instabilità locale è portata in conto mediante i fattori di forma αy e αz. I coefficienti η0 γ0 e ξ0 non dovrebbero essere minori di 1.
5.9.4.5
Membrature con saldature localizzate (1) I valori di ω0, ωx e ωxLT per una trave-colonna, in presenza di addolcimento (softening) nelle HAZ, dovrebbero essere basati, in generale, sul valore assunto dalla resistenza ultima del materiale che ha subito l’effetto dell’addolcimento (softening) presente nelle HAZ. A vantaggio di sicurezza, tale resistenza potrebbe essere valutata in corrispondenza della sezione più sfavorita nella campata considerata, anche nel caso in cui l’addolcimento (softening) abbia luogo solo localmente lungo la membratura. Pertanto, i valori di ω0, ωx e ωxLT, nelle espressioni 5.44, 5.45 e 5.46 sono assunti pari a:
ρ haz f a ⁄ γ M2 - ma ≤ 1,00 ω 0 = ω x = ω xLT = ---------------------------f o ⁄ γ M1
(5.48)
dove: ρhaz è il fattore di riduzione per il materiale termicamente alterato, secondo quanto indicato in 5.4.2. (2) Comunque, quando l’addolcimento (softening) presente nelle HAZ ha luogo soltanto in prossimità delle estremità della campata oppure in prossimità dei punti di flesso della deformata, i valori assegnati a ωx e ωxLT , quando si considera l’instabilità flessionale o flesso-torsionale, possono essere incrementati, purché l’addolcimento (softening) non si estenda lungo la membratura per una distanza maggiore della minima dimensione della sezione trasversale.
ω0 ω x = --------------------------------------------πχ χ + ( 1 – χ )sin --------slc
(5.49)
ω0 ω xLT = -------------------------------------------------------πχ χ LT + ( 1 – χ LT )sin --------slc
(5.50)
ρ haz f a ⁄ γ M2 - ma ≤ 1,00 ω 0 = ---------------------------f o ⁄ γ M1
(5.51)
dove: χ = χy o χz, a seconda della direzione secondo la quale si valuta l’instabilità; χLT è il fattore di riduzione per l’instabilità flesso-torsionale della trave-colonna soggetta soltanto a flessione; xs è la distanza tra la saldatura localizzata e un vincolo o un punto di flesso della deformata critica elastica relativa al solo sforzo assiale (si confronti quanto detto con la figura 5.11); lc è la lunghezza di libera inflessione. (3) Il calcolo di χ e χLT dovrebbe essere basato sulla resistenza allo snervamento del materiale base.
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(4) Qualora la lunghezza della regione soggetta ad addolcimento (softening) sia maggiore della minima dimensione della sezione trasversale, la resistenza di progetto fa/γM2 nei confronti della rottura locale deve essere sostituita, nelle espressioni di ω0, ωx e ωxLT ,dalla resistenza di progetto f0/γM1 per snervamento globale. (5) Qualora la regione localizzata soggetta ad addolcimento (softening) copra un’intera parte della sezione trasversale (per esempio una flangia), si suppone che l’intera sezione trasversale sia soggetta ad addolcimento (softening).
5.9.4.6
Membrature con riduzioni localizzate della sezione trasversale (1) Le membrature che contengono riduzioni localizzate della sezione trasversale, per esempio fori per bulloni oppure asportazione di materiale dalle flange, possono essere verificate secondo le indicazioni fornite in 5.9.4(5), sostituendo ρhaz in ω0, ωx, ωxLT con Anet/Ag, dove: Anet area della sezione netta, depurata dei fori; Ag area della sezione lorda.
5.9.4.7
Momenti di estremità disuguali e/o carichi trasversali (1) Per le membrature soggette contemporaneamente a sforzi assiali e a momenti di estremità disuguali e/o a carichi trasversali, sono verificate diverse sezioni della trave-colonna. Nelle formule di interazione, è adoperato il momento flettente effettivamente agente nella sezione considerata. ωx e ωxLT sono forniti dalle espressioni [si confrontino con 5.9.4(5)] 1 ω x = ---------------------------------------------πx χ + ( 1 – χ )sin --------slc
(5.52)
ω0 ω xLT = -------------------------------------------------------πx s χ LT + ( 1 – χ LT )sin --------lc
(5.53)
(2) xs è la distanza tra la sezione considerata e un vincolo o un punto di flesso della deformata critica elastica relativa al solo sforzo assiale, vedere figura 5.11. figura
5.11
Lunghezza libera d’inflessione lc e definizione di x.
Nella figura 5.11, A e B sono esempi di sezioni contrassegnate da linee trasversali in cui sono state effettuate le verifiche. Per il calcolo della lunghezza libera d’inflessione lc = KL, vedere prospetto 5.7.
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5.10
Resistenza delle piastre non irrigidite soggette ad azioni applicate nel piano medio
5.10.1
Generalità (1) In alcune tipologie strutturali, possono essere presenti piatti non irrigiditi come elementi singoli soggetti a stati tensionali normali, tangenziali o dati da una combinazione dei due. I piatti sono collegati alla struttura di supporto per mezzo di saldature, chiodature, bullonature o adesivi, e la configurazione del collegamento può influenzare le condizioni al contorno. I piatti sottili devono essere verificati agli stati limite ultimi di flessione sotto carichi laterali e di instabilità sotto le tensioni agenti sul bordo del piatto nel suo piano medio, nonché agli stati limite ultimi dati dalle combinazioni di quello per flessione e di quello per instabilità. Le regole di progetto fornite nella presente Sezione si riferiscono esclusivamente a piatti rettangolari.
5.10.2
Resistenza a compressione uniforme (1) Un piatto rettangolare soggetto a compressione uniforme sul bordo è mostrato nella figura 5.12. La lunghezza del piatto nella direzione della compressione è pari ad a, mentre la dimensione trasversale del piatto è pari a b. Lo spessore si assume uniforme e pari a t. Il piatto può essere vincolato su tutti e quattro i bordi e le condizioni di vincolo possono essere di appoggio, di vincolo con comportamento elastico o di incastro, oppure il piatto può essere libero lungo uno dei bordi longitudinali. figura
5.12
Piatti non irrigiditi
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(2) La suscettibilità all’instabilità di piatti non irrigiditi è definita mediante il parametro β, dove β = b/t. La classificazione della sezione trasversale è eseguita con le stesse modalità descritte in 5.4.4, assumendo che i piatti con i bordi longitudinali semplicemente appoggiati, vincolati elasticamente o incastrati corrispondano ad "elementi interni", mentre i piatti con un bordo longitudinale libero corrispondano ad "elementi sporgenti". Quindi
β ≤ β2
classe 1 o 2
β2 < β ≤ β3
classe 3
β3 < β
classe 4
dove i valori di β2 e β3 sono forniti nel prospetto 5.1. (3)P Il valore di progetto della forza di compressione NEd deve soddisfare la condizione NEd ≤ NRd
(5.54)
dove: NRd è il minore tra No,Rd = Aeffo/γM1
(snervamento globale e instabilità locale)
(5.55)
(rottura locale)
(5.56)
e Na,Rd = Anetfa/γM2
dove: Aef è l’area efficace della sezione trasversale calcolata portando in conto l’instabilità locale per sezioni trasversali di classe 4 e l’addolcimento (softening) presente nelle HAZ indotto dalle saldature longitudinali; Anet è l’area della sezione trasversale meno favorevole calcolata portando in conto i fori vuoti, e, se necessario, l’addolcimento (softening) indotto dalle HAZ per effetto di saldature longitudinali o trasversali; f0 è la resistenza caratteristica per snervamento globale (vedere Sezione 5.3.5); fa è la resistenza caratteristica per rottura locale (vedere Sezione 5.3.5). (4) Aef per le sezioni trasversali di classe 4 è calcolato considerando uno spessore ridotto, al fine di tener conto dell’instabilità e dell’addolcimento (softening) presente nelle HAZ, ma ignorando la presenza dei fori. Aef generalmente è basata sulla sezione trasversale più sfavorita, considerando uno spessore pari al minore tra ρct e ρhazt nelle HAZ, e pari a ρct altrove. In questa verifica, l’addolcimento (softening) presente nelle HAZ indotte da saldature effettuate in corrispondenza dei bordi caricati può essere ignorato. Il fattore ρc è ricavato adoperando il più vantaggioso tra i seguenti procedimenti: a) Si calcola ρc dalla 5.4.5(3) o lo si legge dalla figura 5.5, utilizzando le espressioni relative agli elementi interni per piatti semplicemente appoggiati, vincolati elasticamente, o incastrati lungo i bordi longitudinali, e le espressioni relative agli elementi sporgenti per piatti con un bordo longitudinale libero. b) Si assume ρc = χ, dove χ è il fattore di riduzione per instabilità della colonna fornito in 5.8.3. Quando si calcola χ assumere un parametro di snellezza λ pari a 3,5a/t, che corrisponde alla condizione di semplice appoggio ai bordi caricati. Per bordi caricati diversamente vincolati, si può adoperare, a discrezione del progettista, un valore di λ opportunamente ridotto.
5.10.3
Resistenza a flessione nel piano (1) Nel caso in cui un momento applicato nel piano medio agisce sui bordi di estremità (di larghezza b) di un piatto rettangolare non irrigidito (vedere la figura 5.12), la suscettibilità all’instabilità è definita mediante il parametro β, dove β = 0,40 b/t. La classificazione della sezione trasversale è eseguita in accordo a 5.10.2. (2) Il valore di progetto del momento flettente MEd dovrebbe soddisfare la relazione: MEd ≤ MRd
(5.57)
dove il momento flettente resistente di progetto MRd è pari al minore tra i due valori M0,Rd e Ma,Rd valutati in accordo a 5.10.3(3) e (4).
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(3) Il momento flettente resistente di progetto Mo,Rd per snervamento globale ed instabilità locale è calcolato nel seguente modo: Sezioni trasversali di classe 1 e 2 Mo,Rd = Wplfo/γM1
(5.58)
Sezioni trasversali di classe 3
β3 – β M o,Rd = W el + ----------------- ( W pl – W el ) f o ⁄ γ M1 β3 – β2
(5.59)
Sezioni trasversali di classe 4 Mo,Rd = Weffo/γM1
(5.60)
dove: Wpl e Wel sono rispettivamente il modulo plastico ed elastico della sezione trasversale lorda oppure di una sezione trasversale ridotta che portino in conto l’addolcimento (softening) presente nelle HAZ indotte dalle saldature longitudinali, ma non la presenza dei fori; Wef è il modulo elastico di una sezione trasversale efficace ottenuto considerando uno spessore opportunamente ridotto, al fine di tenere in conto tanto l’instabilità quanto l’addolcimento (softening) presente nelle HAZ indotte dalle saldature longitudinali, ove necessario, ma tale da ignorare la presenza dei fori; β è il fattore di snellezza per l’elemento maggiormente suscettibile di instabilizzarsi tra quelli della sezione; β2 e β3 sono i valori limite di β, relativi alle classi 2 e 3 rispettivamente, per l’elemento considerato; f0 è la resistenza caratteristica per snervamento globale. (4) Il momento flettente resistente di progetto Ma,Rd per la rottura locale in corrispondenza di sezioni in cui sono presenti fori o saldature trasversali è: Mo,Rd = Wnetfa/γM2
(5.61)
dove: Wnet è il modulo plastico che tiene conto della presenza dei fori ed è calcolato facendo riferimento ad uno spessore ridotto ρhazt in ogni regione influenzata dall’addolcimento softening presente nelle HAZ.
5.10.4
Resistenza in presenza di gradienti di tensione trasversali o longitudinali (1) Quando le azioni applicate all’estremità di una piastra rettangolare danno luogo ad un gradiente di tensione trasversale, la suscettibilità all’instabilità è definita da β = gt, dove g è calcolato in accordo a 5.4.3. Una volta calcolato β, procedere come indicato in 5.10.2. (2) Qualora lo sforzo di compressione o il momento flettente applicato nel piano varino longitudinalmente lungo il piatto (per esempio nella direzione della dimensione a), il momento resistente di progetto per sezioni trasversali di classe 1, 2 o 3 in corrispondenza di una qualunque sezione trasversale non dovrebbe essere minore del momento agente in quella sezione sotto i carichi di progetto. Per le sezioni trasversali di classe 4, la verifica allo snervamento può essere soddisfatta in ogni sezione trasversale, ma per la verifica all’instabilità è consentito confrontare la compressione o il momento resistente di progetto con l'azione che agisce ad una distanza dall’estremità del piatto maggiormente caricata pari a 0,4 volte la lunghezza della semionda della deformata critica elastica del piatto.
5.10.5
Resistenza a taglio (1) Un piatto rettangolare soggetto a forze di taglio uniformemente distribuite è mostrato nella figura 5.12. Lo spessore è assunto costante e le condizioni di vincolo lungo tutti e quattro i bordi sono di semplice appoggio, di vincolo elasticamente deformabile o di incastro. (2) La suscettibilità all’instabilità per taglio è definita mediante il parametro β, dove β = b/t e b è la più piccola tra le dimensioni dei lati. Per tutte le condizioni di bordo la classificazione della sezione trasversale è la seguente: β ≤ 49 ε classi 1, 2 e 3 UNI ENV 1999-1-1:2002
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β > 49 ε classe 4 dove: ε
=
fv
è la resistenza caratteristica a taglio in N/mm2.
150 ⁄ f v ;
(3) Il valore di progetto della forza di taglio VEd in corrispondenza di ciascuna sezione trasversale dovrebbe soddisfare la condizione VEd ≤ VRd
(5.62)
dove VRd è la resistenza a taglio di progetto della sezione trasversale calcolata, in corrispondenza della sezione trasversale più sfavorita, nella maniera seguente: a) Sezioni trasversali di classe 1, 2 o 3
(5.63)
dove: fv è la resistenza caratteristica a taglio (vedere 5.3.5), e Anet è l’area netta efficace che porta in conto la presenza dei fori ed è calcolata inoltre facendo riferimento ad uno spessore ridotto ρhazt in ogni area condizionata dall’addolcimento (softening) presente nelle HAZ. Se l’estensione delle HAZ è tale da interessare l’intero perimetro del piatto, si assume che lo spessore ridotto si estenda all’intera sezione trasversale. Quando si tiene conto dei fori, la presenza di piccoli fori può essere ignorata se l’area totale della loro sezione trasversale è minore del 20% dell’area totale della sezione trasversale bt. b) Sezioni trasversali di classe 4: i valori di VRd dovrebbero essere verificati nei confronti sia dello snervamento che dell’instabilità. Per la verifica allo snervamento si utilizzi l’espressione a) riportata precedentemente e relativa alle sezioni trasversali di classe 1, 2 o 3. Per la verifica di instabilità: VRd = v1 bt fv/γM1
(5.64)
dove: 430t 2 ε 2 v 1 = [ 5,35 + 4 ( b ⁄ a ) 2 ] -------------------b2
per 0,40 ≤ b/a < 1,0
430t 2 ε 2 v 1 = [ 5,35 ( b ⁄ a ) 2 + 4 ] -------------------b2
per 1,0 ≤ b/a
Queste espressioni non portano in conto l’effetto benefico delle bande diagonali di trazione, ma se è noto che i vincoli di bordo del piatto sono capaci di sostenere l'azione indotta dalle bande diagonali di trazione, può essere impiegato il procedimento fornito in 5.12.3.
5.10.6
Resistenza in presenza di azioni assiali e flessionali (1) Per un piatto soggetto contemporaneamente, in presenza dei carichi di progetto, a sforzo assiale e a flessione nel piano medio dovrebbe essere fornita una classificazione distinta per ciascuna azione, in accordo con quanto detto in 5.10.2. In tal modo, il valore di β dovrebbe essere basato sulla forma delle tensioni agenti sul bordo prodotte quando la forza (NEd) e il momento (MEd) agiscono separatamente. (2) Se il piatto è di classe 4, la valutazione di ciascuna singola resistenza, No,Rd e Mo,Rd, dovrebbe essere basata sullo specifico tipo di azione considerata (vedere 5.9). (3) Se la combinazione delle azioni è data dallo sforzo assiale e dalla flessione nel piano, dovrebbero essere soddisfatte le seguenti condizioni: (NEd/Nc,Rd) + (MEd/Mc,Rd) ≤ 1,0
(5.65)
(4) Se la combinazione delle azioni include l'effetto di una forza di taglio coincidente VEd , quest’ultima può essere ignorata se essa non eccede il valore di 0,5 VRd (vedere 5.9.5). Se VEd > 0,5 VRd, i valori di Nc,Rd e Mc,Rd possono essere entrambi ridotti mediante il fattore: Fattore di riduzione per taglio = 1,6 - 1,2Ved/VRd.
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5.11
Resistenza delle piastre irrigidite soggette ad azioni applicate nel piano medio
5.11.1
Generalità (1) Le seguenti prescrizioni riguardano i piatti vincolati su tutti e quattro i bordi ed irrigiditi mediante uno o due irrigidimenti longitudinali centrali o eccentrici, oppure mediante tre o più irrigidimenti longitudinali ad interasse costante oppure, infine, mediante ondulazioni (vedere figura 5.13). In questa sezione sono fornite anche le regole generali per le piastre ortotrope [figure 5.13 c), d) e 5.11.6]. Le prescrizioni relative ai profili estrusi con uno o due irrigidimenti aperti sono fornite in 5.3.5. (2) Gli irrigidimenti possono essere non vincolati per la loro intera lunghezza o anche essere continui con irrigidimenti trasversali intermedi. La dimensione L dovrebbe essere valutata come interasse tra i supporti, quando presenti. Una caratteristica essenziale del progetto è che gli irrigidimenti longitudinali, ma non quelli trasversali, siano "subcritici", cioè possano deformarsi insieme alla piastra in un modo instabile globale. (3) La resistenza di tali piastre nei confronti di tensioni normali longitudinali nella direzione dell’irrigidimento è fornita in 5.11.2, 5.11.3 e 5.11.4, mentre la resistenza a taglio è fornita in 5.11.5. L’interazione tra i diversi effetti è portata in conto analogamente a quanto indicato per i piatti non irrigiditi (vedere 5.10.6). Tali prescrizioni restano valide anche nel caso in cui la sezione trasversale contenga elementi classificati come snelli. figura
5.13
Piastre irrigidite e tipi di irrigidimenti
4) Quando la struttura è realizzata mediante elementi piani irrigiditi, la resistenza nei confronti delle tensioni normali agenti in direzione trasversale può essere assunta pari a quella delle piastre non irrigidite. Per le lamiere grecate, tale resistenza è trascurabile. Le piastre ortotrope e i pannelli compositi (sandwich) possono avere una resistenza considerevole nei confronti di forze agenti in direzione trasversale.
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5.11.2
Piastre irrigidite uniformemente compresse (1)P Generalità Prima di eseguire una qualunque verifica, la sezione trasversale deve essere classificata come compatta o snella in accordo alle indicazioni fornite in 5.4, considerando tutti gli elementi che la compongono. Il valore di progetto della forza di compressione NEd deve soddisfare la relazione: NEd ≤ NRd
(5.66)
dove: NRd è il minore tra NRd e No,Rd, valutati in accordo alle indicazioni fornite in 5.11.2(2) e (3). 2) Verifica allo snervamento L’intera sezione dovrebbe essere verificata nei confronti dello schiacciamento locale analogamente a quanto indicato per le membrature uniformemente compresse (vedere 5.8). La resistenza di progetto Na,Rd dovrebbe essere basata sull'area della sezione netta Anet, valutata in corrispondenza della sezione trasversale più sfavorevole, portando in conto l’instabilità e l’addolcimento (softening) delle HAZ, ove necessario, oltre agli eventuali fori vuoti. Na,Rd = Anetfa/γM2
(5.67)
dove: fa è la resistenza caratteristica per rottura locale. (3) Verifica di instabilità per compressione (column check) La piastra viene considerata come un assemblaggio di sotto-unità tra loro identiche, schematizzate come singola colonna, ciascuna delle quali contiene un irrigidimento o una piega, disposti in posizione centrale e con una larghezza pari al passo w degli irrigidimenti o delle pieghe. La resistenza assiale di progetto Nc,Rd viene, pertanto, assunta come: Nc,Rd = Aefχcfo/γM1
(5.68)
dove: χc è il fattore di riduzione per l'instabilità dell colonne (column buckling); Aef è l'area efficace della sezione trasversale della piastra. Nella valutazione di Aef, può ignorarsi l’addolcimento (softening) delle HAZ relative a saldature effettuate in corrispondenza dei bordi su cui sono applicati i carichi oppure in corrispondenza di irrigidimenti trasversali. È possibile ignorare anche la presenza di fori vuoti; f0 è la resistenza caratteristica per snervamento globale del materiale costituente la piastra. Il fattore riduttivo χc dovrebbe essere ottenuto adoperando la curva di instabilità opportuna, relativa all’instabilità delle colonne (column buckling) della sotto-unità considerata come una semplice membratura uniformemente compressa, suscettibile di instabilità fuori del piano della piastra. (4) Il parametro di snellezza λc per il calcolo di χc, è pari a:
λc =
A ef f o ------------N cr
(5.69)
dove: Ncr è il carico critico di instabilità in condizioni di elasticità ortotropa, valutato con riferimento alla sezione trasversale lorda, eccetto che per gli elementi sporgenti snelli, per i quali dovrebbe adoperarsi lo spessore efficace. (5) Per un piatto con irrigidimenti a sezione aperta: 2
N cr
π E l x L2 c = -------------- + -------2 2 L π
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quando L < π
4
El --------xc
(5.70)
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N cr = 2 cE l x
quando L ≥ π
4
El --------xc
(5.71)
dove c è il vincolo elastico del piatto valutato in accordo alle espressioni (5.72), (5.73) o (5.74), mentre Ix è il momento di inerzia dell’area di tutti gli irrigidimenti compresi nella larghezza b del piatto. (6) Per un elemento con un irrigidimento centrato o eccentrico [figura 5.13 f)]: 3
0,27E t b c = -----------------------b 12 b 22
(5.72)
dove t è lo spessore del piatto, b è la larghezza globale del piatto e b1 e b2 sono le larghezze degli elementi piani presenti su entrambi i lati dell’irrigidimento. (7) Per un elemento con due irrigidimenti simmetrici disposti a distanza b1 dagli irrigidimenti longitudinali [figura 5.13 g)]: 3
1,1E t c = --------------------------------b 12 ( 3b – 4b 1 )
(5.73)
(8) Per una piastra multi-irrigidita con irrigidimenti a sezione aperta [figura 5.13 h) e i)] e con piccoli irrigidimenti torsionali 3
8,9E t c = ----------------b3
(5.74)
(9) Per una piastra multi-irrigidita con irrigidimenti a sezione chiusa o parzialmente chiusa [figura 5.13 j)] Ncr è il carico critico di instabilità valutato in condizioni di elasticità ortotropa. vedere 5.11.6. (10) La semilunghezza d’onda per instabilità elastica è pari a: lw = π
4
El --------xc
(5.75)
Questa semilunghezza d’onda è utilizzata quando l’azione applicata è variabile nella direzione dell’irrigidimento o delle pieghe. Vedere 5.11.4(3).
5.11.3
Piastre irrigidite soggette a flessione nel piano (1)P Generalità Devono essere eseguite due verifiche: una verifica allo snervamento [vedere 5.11.3(3)] ed una verifica all’instabilità per compressione (column check) [vedere 5.11.3(4)]. (2) Classificazione della sezione e instabilità locale Per ogni verifica, la sezione trasversale dovrebbe essere classificata come compatta, semi-compatta o snella (vedere 5.3). Allo scopo di classificare i singoli elementi, e anche quando si calcolano gli spessori efficaci per gli elementi snelli, si può generalmente ritenere che ciascun elemento sia uniformemente compresso, assumendo g = 1 in 5.3.3. Comunque, nel caso in cui si esegua la sola verifica allo snervamento, è consentito calcolare g facendo riferimento all’effettivo stato di sforzo presente negli elementi situati nella regione più esterna della piastra ed assumere lo stesso valore anche per gli altri elementi corrispondenti. Operare in questo modo può risultare favorevole quando il numero degli irrigidimenti o delle pieghe è piccolo. (3) Verifica allo snervamento L’intera sezione trasversale della piastra dovrebbe essere trattata come una trave soggetta a flessione nel proprio piano (vedere 5.5). Il momento resistente di progetto MRd dovrebbe essere basato sulla sezione trasversale più sfavorevole, portando in conto l’instabilità locale e l’addolcimento (softening) delle HAZ, se necessario, oltre che ciascun tipo di foro.
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(4) Verifica all’instabilità per compressione (column check) La piastra viene considerata come assemblaggio di sotto-unità, schematizzate ciascuna come singola colonna, in maniera generalmente analoga a quanto fatto per la compressione assiale [vedere 5.11.2(3)], valutando il momento resistente di progetto Mc,Rd nel seguente modo:
χ c I ef f o M c,Rd = ---------------γ st γ M1
(5.76)
dove: χc è il fattore di riduzione per l’instabilità per compressione (column buckling) della singola sotto-unità; Ief è il momento di inerzia dell’area efficace della sezione trasversale della piastra per flessione nel piano; yst è la distanza tra il centro della piastra ed il centro dell’irrigidimento più esterno; f0 è la resistenza caratteristica per snervamento globale del materiale costituente la piastra. Il fattore di riduzione χc dovrebbe essere determinato analogamente a quanto fatto per la compressione uniforme [vedere 5.11.2(3)].
5.11.4
Piastre multi-irrigidite soggette a gradienti di tensione longitudinali (1) Generalità I casi in cui le azioni NEd o MEd applicate su di una piastra multi-irrigidita siano variabili nella direzione dell’irrigidimento o delle pieghe sono specificati in 5.11.4(2) e 5.11.4(3). (2) Verifica allo snervamento La resistenza di progetto di qualsiasi sezione trasversale non dovrebbe essere minore dell’effetto dell’azione di progetto applicata nella sezione considerata. (3) Verifica all’instabilità per compressione (column check) Per la verifica all’instabilità per compressione è sufficiente confrontare la resistenza di progetto con l’effetto dell’azione di progetto applicato ad una distanza x dall’estremità del pannello maggiormente caricata, essendo x pari a 0,4 volte la semilunghezza d'onda lw per instabilità critica elastica, valutata in accordo alle indicazioni fornite in 5.11.2(10).
5.11.5
Piastre multi-irrigidite soggette a taglio (1)P Generalità Devono essere eseguite una verifica allo snervamento [vedere 5.11.5(2)] ed una verifica all’instabilità [vedere 5.11.5(3)]. I metodi forniti in 5.11.5(2) e (3) sono validi purché gli irrigidimenti o le pieghe, così come la stessa piastra, soddisfino le seguenti condizioni: a) siano efficacemente collegati all’intelaiatura trasversale in corrispondenza di entrambe le estremità; b) siano continui in corrispondenza di ogni sezione di applicazione degli irrigidimenti trasversali. (2) Verifica allo snervamento La resistenza al taglio di progetto VRd è valutata in maniera analoga a quanto fatto per una piastra non irrigidita avente le stesse dimensioni globali (L × b) e lo stesso spessore t, ricavato in accordo alle indicazioni fornite in 5.10.5(2). (3) Verifica di instabilità La resistenza al taglio di progetto è valutata secondo le indicazioni fornite in 5.12.10. Per la valutazione della resistenza, dovrebbero essere utilizzati i seguenti valori: Iz t 3/10,9 per un elemento piano irrigidito, altrimenti calcolato secondo le indicazioni fornite in 5.12.7(3), ponendo tw = t ; Ix è il momento di inerzia dell’area per unità di larghezza della piastra e dell’irrigidimento, rispetto ad un asse baricentrico parallelo al piano della piastra.
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hw è la lunghezza efficace l, che può essere assunta, a vantaggio di sicurezza, pari alla lunghezza non vincolata L (vedere la figura 5.13). Quando il valore di L supera di molto il valore di b, un risultato più favorevole può essere ottenuto assumendo Vo,cr pari alla forza di taglio critica di instabilità valutata in condizioni di elasticità ortotropa. Nell'eseguire la verifica di instabilità, non è necessario portare in conto in alcun modo l’addolcimento (softening) delle HAZ.
5.11.6
Piastre ortotrope (1) La procedura riportata in 5.11.2 potrebbe essere adoperata anche per le piastre ortotrope uniformemente compresse. Il carico critico di instabilità in condizioni di elasticità ortotropa Ncr per una piastra ortotropa semplicemente appoggiata è fornito da: 2 Bx π 2 N cr = ----- ----------------- + 2H + B y ( L ⁄ b ) b ( L ⁄ b )2 2
2π N cr = --------- [ B x B y + H ] b
B L quando --- < 4 -----xb By
(5.77)
B L quando --- ≥ 4 -----xb By
(5.78)
Le espressioni di Bx, By e H sono fornite, per differenti sezioni trasversali, nel prospetto 5.10, dove le Eq.1, Eq.2, Eq.3 e Eq.4 sono quelle di seguito specificate. Eq. 1: 2Ba B y = -----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------2a 1 a 3 t 13 ( 4a 2 t 33 – a 3 t 23 ) 2a 4 + -------------------------------------------------------------------------------------------------------------a 3 t 13 ( 4a 2 t 33 – a 3 t 23 ) + a 1 t 33 ( 12a 2 t 33 – 4a 3 t 23 )
(5.79a)
dove: E t 13 B = -------------------------2 12 ( 1 – v ) Eq. 2: GI ---------T2a H = 2B + ---------------------------------------------------------------------------------------1,6GI T a 42 1 - 1 + ------------------------------------1 + -----------------------L 2 aB 10C 1 ⁄ L 4 + C 2
(5.79b)
dove: 2
C 1 = 4 ( 1 – v ) ( a 2 + a 3 )a 12 a 42 h 2 t 2 ⁄ ( 3at 13 )
(5.79c)
E t 13 B = -------------------------2 12 ( 1 – v )
(5.79d)
4 ( a 1 + a 2 )a 1 a 4 [ 1 + a 1 ⁄ a 2 + a 2 ⁄ a 1 + a 2 ⁄ ( a 1 a 3 ) ] t 2 3 ---C 2 = ---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- t 1 a 23 ( 3a 3 + 4a 2 )
(5.79e)
Eq. 3: E t 13 at 33 + at 23 t 33 ⁄ t 13 + 6ht 23 10b 2 -------------------------------------------------------------------------------------------------B y = -------------------------2 2 2 12 ( 1 – v ) 32a at 33 + 2h ( t 13 + t 23 ) + 3h t 13 t 23 ⁄ ( at 33 )
(5.80a)
Eq. 4: t 13 t 23 2E H = ---------------------------3- --------------------------+ --------------------------6t 1 6t 2 t3 3 1 – ------ 1 + ----------------- 1 + ---------------- 2a – t 3 2a – t 3 2a
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(5.80b)
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prospetto 5.10
Rigidezze flessionali e torsionali di piastre ortotrope Sezione trasversale
Bx E IL --------2a E IL -------2a
By
Et
H 3
3
Gt ---------6
----------------------------2 12 ( 1 – v ) Eq. 1
Eq. 2
3
E IL -------d
Et d --- ------------------------s 12 ( 1 – v 2)
E IL -------2a
E t 1t 2h -----------------t1 + t2
2
3
d Gt --- -------s 6
GI T --------2a
E IL -------2a
Eq. 3
Eq. 4
E IL -------d
0
GI T -------d
IL è il momento di inerzia di un irrigidimento e della porzione di piastra adiacente (compresa in una distanza pari a 2a o d ) in direzione longitudinale IT è la rigidezza torsionale della stessa sezione trasversale. figura
5.14
Notazioni degli irrigidimenti sulle sezioni trasversali
(2) La resistenza al taglio di una piastra ortotropa nei confronti dell’instabilità globale può essere valutata secondo le indicazioni fornite in 5.12.7
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dove: 2
k τπ V o,cr = ----------- 4 B x B y3 b
(5.81) 2
2
k τ = 3,25 – 0,567 φ + 1,92 φ + ( 1,95 + 0,1 φ + 2,75 φ ) η
(5.82)
L B φ = --- 4 -----yb Bx
(valida per 0 < φ < 1,2)
(5.83)
H η = -----------------B xB y
(valida per 0 < η < 1,5)
(5.84)
By, Bx e H sono riportati nel prospetto 5.10. (3) Per una piastra ortotropa con un bordo libero facente parte di una struttura a C (come rappresentato in figura 5.15), la valutazione della resistenza all’instabilità globale dovrebbe essere basata sulle proprietà della sezione trasversale specificate nel prospetto 5.10. figura
5.15
Piastra ortotropa con un bordo libero
5.12
Resistenza delle travi a parete piena
5.12.1
Generalità (1) Una trave a parete piena è una trave alta prefabbricata, consistente in una flangia tesa, una flangia compressa ed un piatto d’anima. L’anima è solitamente snella e può essere irrigidita con supporti ed irrigidimenti intermedi trasversali. Può anche essere ulteriormente irrigidita mediante irrigidimenti longitudinali, come indicato nella figura 5.16.
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figura
5.16
a) - n) e q): forme instabili dell’anima e o) - p) forme instabili della flangia
(2) Le anime si instabilizzano per taglio in corrispondenza di valori relativamente bassi dei carichi applicati, ma è possibile sviluppare una considerevole resistenza in campo post-critico grazie all'effetto delle bande diagonali di trazione. Le travi a parete piena, talvolta, presentano rinforzi trasversali d’anima sotto forma di pieghe o di irrigidimenti trasversali ravvicinati. (3) Le travi a parete piena possono essere soggette a combinazioni di momento, taglio e sforzo assiale, oltre ai carichi applicati localmente sulle flange. A causa della loro snellezza, possono essere soggette ad instabilità flesso-torsionale [figura 5.16 p)], a meno che non siano adeguatamente vincolate per tutta la loro lunghezza. (4) Il metodo di calcolo qui fornito è generalmente applicabile anche agli elementi laterali di travi a sezione scatolare. (5) La resistenza delle anime delle travi a parete piena dipende dal rapporto altezza-spessore bw/tw e dai dispositivi di irrigidimento dell’anima. Nel prospetto 5.11, sono forniti i meccanismi di collasso ed i riferimenti alle prescrizioni per la scelta delle relazioni da adoperare per la valutazione delle resistenze. prospetto 5.11
Meccanismi di instabilità (figura 5.16) e corrispondenti punti per le espressioni di valutazione della resistenza Meccanismi di instabilità Instabilità dell’anima per tensioni di compressione Instabilità per taglio Interazione tra taglio e momento flettente Instabilità dell’anima per carichi localizzati sulle flange Curvatura indotta dall’instabilità dell’anima Instabilità torsionale della flangia Instabilità flesso-torsionale
5.12.2
Figura 5.16 q b, d, e, h, k, l f, j d, g, m c, n, o p
paragrafi 5.12.2 e 5.12.3 5.12.4, 5.12.5 e 5.12.10 5.12.7 5.12.8 5.12.9 5.4.5 5.6.6
Resistenza delle travi soggette a flessione nel piano dell'anima (1) Dovrebbero essere eseguite una verifica allo snervamento ed una verifica di instabilità, e nel caso di anime con saldature longitudinali continue, dovrebbero essere analizzati gli effetti indotti dalle HAZ. Possono essere ignorati gli effetti delle HAZ dovute alle saldature eseguite per il collegamento degli irrigidimenti trasversali alla trave, così come i piccoli fori eventualmente presenti nell’anima, a condizione che essi corrispondano a non più del 20% dell’area trasversale dell’anima. L’altezza dell’anima tra le flange è indicata con bw. (2)P Per la verifica allo snervamento, il valore di progetto del momento MEd in ciascuna sezione trasversale deve soddisfare la relazione: MEd ≤ Mo,Rd
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(5.85)
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dove: M0,Rd è il valore del momento resistente di progetto della sezione trasversale che si utilizzerebbe se la sezione trasversale fosse di classe 3. Pertanto: Mo,Rd = Welfo/γM1
(5.86)
dove: Wel è il modulo elastico che porta in conto la presenza dei fori ed è calcolato assumendo uno spessore ridotto ρhazt nelle regioni adiacenti alle flange che potrebbero essere affette dall’addolcimento (softening) delle HAZ (vedere 5.5.2). (3) Quando si esegue la verifica di instabilità, si assume che gli irrigidimenti trasversali soddisfino i requisiti forniti in 5.12.6, relativi alla sezione efficace dell’irrigidimento. Si assume anche che la distanza tra due irrigidimenti trasversali consecutivi sia maggiore della metà dell’altezza netta dell’anima, misurata tra i piatti delle flange. Se non si ricade in tali condizioni, fare riferimento a 5.12.10, per anime corrugate o con irrigidimenti ravvicinati. (4) Per ciascun campo di trave di lunghezza a compreso tra due irrigidimenti trasversali consecutivi, il momento agente, in presenza dei carichi di progetto, ad una distanza pari a 0,4 a dall'estremità del tratto maggiormente caricato, non dovrebbe eccedere il momento resistente di progetto M0,Rd relativo a quel tratto, dove: Mo,Rd = Weffo/γM1 Wef è il modulo elastico efficace calcolato assumendo uno spessore ridotto per tenere conto degli effetti sia dell’instabilità locale sia dell’addolcimento (softening) delle HAZ, ma ignorando la presenza dei fori. Lo spessore ridotto è assunto pari al minore tra ρhazt e ρct nelle regioni termicamente alterate, e pari a ρct nella rimanente parte. (5) Lo spessore è ridotto soltanto nella parte compressa bc del pannello d'anima. Il rapporto ψ tra le tensioni utilizzato in 5.4.3 e la corrispondente altezza bc possono essere ottenuti utilizzando l'area efficace della flangia compressa e l'area lorda del pannello d'anima, come indicato nella figura 5.17. (6) Se il bordo compresso del pannello d'anima è più vicino all'asse neutro della trave che alla flangia tesa, vedere la figura 5.17 c), la snellezza λp di un elemento piano può essere sostituita con
λ p,red = λ p σ com,Ed ⁄ f yd
(5.87)
dove: σcom,Ed è la massima tensione di compressione di progetto agente sull’elemento, ottenuta utilizzando le aree efficaci di tutti gli elementi compressi. Questa procedura, generalmente, richiede un calcolo di tipo iterativo, nel quale ψ è determinato nuovamente ad ogni passo del calcolo, sulla base delle tensioni determinate per la sezione trasversale efficace definita al termine del passo precedente.
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figura
5.12.3
5.17
a) Notazioni relative alla sezione trasversale. b) Sezione trasversale efficace per una trave a parete piena con flange di classe 1, 2 o 3. c) Sezione trasversale efficace per una trave a parete piena con una flangia tesa più piccola e una flangia compressa di classe 4
Resistenza delle travi con irrigidimenti longitudinali del pannello d'anima (1) L'instabilità di un elemento piano per effetto delle tensioni longitudinali di compressione può essere portata in conto utilizzando una sezione trasversale efficace, riferibile ad una sezione trasversale di classe 4. (2) Le proprietà della sezione trasversale efficace dovrebbero essere valutate basandosi sulle aree efficaci degli elementi compressi e sulla loro ubicazione nella sezione trasversale efficace. (3) Al primo passo del procedimento di calcolo, le aree efficaci dei sub-pannelli piani compressi disposti tra due irrigidimenti consecutivi dovrebbero essere ottenute utilizzando gli spessori efficaci, secondo le indicazioni fornite in 5.4.5. Vedere figura 5.18. (4) L'instabilità globale della piastra, comprendendo l'instabilità degli irrigidimenti, è valutata come l'instabilità per compressione di una colonna fittizia formata dagli irrigidimenti e dalla metà della parte adiacente dell'anima. Se le tensioni cambiano di segno, passando da valori di compressione a valori di trazione all’interno dello stesso sub-pannello, come facente parte della colonna fittizia, si assume solo un terzo della parte compressa. Vedere figura 5.18 c). (5) Al secondo passo del procedimento di calcolo, gli spessori efficaci delle diverse parti della sezione della colonna fittizia sono ulteriormente ridotti mediante un fattore di riduzione χc, ottenuto dalla appropriata curva di instabilità delle colonne, relativamente all’instabilità della colonna fittizia, intesa alla stregua di una asta semplice, fuori dal piano dell'anima. (6) Nel calcolo del fattore di riduzione χc, il parametro di snellezza normalizzato λc è pari a:
λc = dove: Ast,ef
A st,ef f o ----------------N cr
(5.88)
è l'area efficace della colonna fittizia individuata al primo passo. Ncr è il carico critico elastico fornito dalla seguente espressione: I st t w3 b w N cr = 1,05E ----------------------b1b2
se
a > ac
(5.89)
se
a ≤ ac
(5.90)
2
π 2 EI st Et w3 b w a N cr = --------------+ -----------------------------------------2 2 2 a 4 π ( 1 – v )b 12 b 22
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a c = 4,33 dove: Ist
b1 e b2
2 2 4 I st b 1 b 2 -----------------3 t w bw
(5.91)
è il momento di inerzia della sezione trasversale lorda della colonna fittizia [vedere 5.12.3(7)] intorno all'asse passante per il suo baricentro e parallelo al piano dell’anima. sono le distanze tra i bordi longitudinali e gli irrigidimenti (b1 + b2 = bw).
(7) Nel calcolo di Ist, si consideri la colonna costituita dall’effettivo irrigidimento e da una parte del pannello d’anima di larghezza efficace pari a 15tw da entrambi i lati dell’irrigidimento. Vedere figure 5.18 d1) e d2). (8) Nel caso di due irrigidimenti longitudinali, entrambi compressi, i due irrigidimenti sono considerati congiuntamente, con un'area efficace e un momento di inerzia pari alla somma dei valori che competono al singolo irrigidimento. L'ubicazione dell’irrigidimento risultante è fornita dalla posizione della risultante delle forze assiali agenti in ciascun irrigidimento. Se uno degli irrigidimenti è teso, il procedimento fornisce risultati a vantaggio di sicurezza. figura
5.18
a) Pannello d’anima irrigidito b) sezione trasversale c) area efficace della colonna fittizia d) sezione trasversale della colonna fittizia per il calcolo di Ist d1) irrigidimento a sezione aperta d2) irrigidimento a sezione chiusa Legenda 1 Irrigidimento longitudinale 2 Irrigidimento trasversale
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5.12.4
Resistenza al taglio di travi a parete piena dotate di irrigidimenti solo in corrispondenza degli appoggi (1) Per i pannelli d’anima con irrigidimenti trasversali disposti solo in corrispondenza degli appoggi, la resistenza critica di progetto all’instabilità per taglio VRd dovrebbe essere calcolata mediante la seguente relazione: VRd = ρvtwbwfow/γM1
(5.92)
dove ρv è un fattore di riduzione per l’instabilità al taglio valutato secondo il prospetto 5.12 e la figura 5.20. prospetto 5.12
Fattore di riduzione ρv per l’instabilità per taglio λw
Irrigidimento terminale rigido
Irrigidimento terminale non rigido
λw ≤ 0,48/η 0,48/η < λw < 0,949 0,949 ≤ λw
η 0,48/λw 1,32/(1,66 + λw)
η 0,48/λw 0,48/λw
η = 0,4 + 0,2 fuw/fow, ma non maggiore di 0,7. dove: fow è la resistenza per snervamento globale e fuw è la resistenza ultima delle fibre dell’anima. figura
5.19
Irrigidimento terminale rigido a) e non rigido b)
2) Si dovrebbe distinguere tra: a) gli irrigidimenti terminali rigidi, in conformità a 5.12.5(6). Questo è anche il caso dei pannelli situati lontano dalle estremità della trave oppure situati in corrispondenza di un appoggio intermedio di una trave continua. b) Gli irrigidimenti terminali non rigidi, in conformità a 5.12.5(7).
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figura
5.20
Fattore di riduzione ρv per instabilità per taglio Legenda Irrigidimento terminale rigido 1 Irrigidimento terminale non rigido 2
(3) Il parametro di snellezza λw del prospetto 5.12 e della figura 5.20 è fornito da: b f λ w = 0,35 -----w- ----otw E
5.12.5
(5.93)
Resistenza a taglio di anime con irrigidimenti intermedi (1) Per travi con irrigidimenti trasversali e longitudinali, la resistenza critica di progetto all’instabilità per taglio VRd è data dalla somma dei contributi Vw,Rd dell’anima e Vf,Rd delle flange. VRd = Vw,Rd + Vf,Rd
(5.94)
(2) Vw,Rd include una parte degli effetti indotti dalle bande diagonali di trazione nell’anima è valutato secondo 5.12.5(3). Vf,Rd è un incremento alla resistenza fornita dalle bande diagonali di trazione dovuto alla resistenza flessionale locale delle flange. Vedere 5.12.5(8). (3) La resistenza di progetto a taglio dell’anima è pari a Vw,Rd = ρvtwbwfow/γM1
(5.95)
dove: ρv è il fattore di spessore efficace nei confronti dell’instabilità per taglio, valutato secondo il prospetto 5.12 e la figura 5.20. (4) Il parametro di snellezza λw è pari a 0,81 b f λ w = ----------- -----w- ----okτ tw E
(5.96)
(5) Il coefficiente di instabilità per taglio kτ in (4) vale: kτ = 5,34 + 4,00(bw/a)2 kτst quando a/bw ≥ 1
(5.97)
kτ = 4,00 + 5,34(bw/a)2 kτst quando a/bw < 1
(5.98)
dove: 3 ---
k τst a
b w 2 I st 4 = 9 ------ ----------- a t w3 b w
1 ---
2,1 I st 3 ma non minore di -------- ------ t w b w
(5.99)
è la distanza tra gli irrigidimenti trasversali. Vedere figura 5.21.
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Ist
è il momento di inerzia dell’irrigidimento longitudinale rispetto all’asse z. Vedere figura 5.21 b). Per anime con due o più irrigidimenti uguali, non necessariamente ad interasse costante, Ist è pari alla somma dei momenti di inerzia dei singoli irrigidimenti.
(6) Per le anime con irrigidimenti trasversali, il parametro di snellezza λw dovrebbe essere assunto non minore di: 0,81 b w1 f o - ----λ w = ------------ -------k τ1 t w E
(5.100)
dove il coefficiente kτ1 di instabilità per taglio fa riferimento al più grande sub-pannello, di larghezza bw1 e lunghezza a, vedere figura 5.21. L’espressione in 5.12.5(5) può essere utilizzata con kτst = 0. (7) Se la resistenza delle flange non è completamente assorbita dal momento flettente (MEd < Mf,Rd) esiste un contributo alla resistenza al taglio Vf,Rd fornito dalle flange e valutabile mediante la relazione: b f t f2 f of M Ed 2 V f,Rd = ----------------- 1 – ------------- c λ M1 M f,Rd
(5.101)
dove: 4,4b f t f2 f of c = 0,08 + ------------------------a t w b w2 f ow bf, tf figura
5.21
sono quelli relativi alla flangia più piccola.
Anime con irrigidimenti trasversali e longitudinali Legenda 1 Irrigidimento longitudinale 2 Irrigidimento trasversale
(8) Quando è applicata anche una forza assiale NSd, il valore di Mf,Rd dovrebbe essere ridotto attraverso il fattore: N Sd 1 – ----------------------------------------------- ( A f1 + A f2 )f of ⁄ λ M1
(5.102)
fof è la resistenza caratteristica di snervamento globale del materiale costituente la flangia e Af1 e Af2 sono le aree delle flange. (9) Quando MSd ≥ Mf,Rd, Vf,Rd = 0. UNI ENV 1999-1-1:2002
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5.12.6
Irrigidimenti d’anima
5.12.6.1
Irrigidimento terminale rigido (1) L’irrigidimento terminale rigido dovrebbe comportarsi come un irrigidimento che resiste alla reazione del vincolo sulla trave, ed alla stregua di trave corta che resiste alle tensioni membranali longitudinali nel piano dell’anima. (2) Un irrigidimento terminale rigido può essere realizzato mediante due irrigidimenti trasversali disposti su entrambi i lati dell’anima, formanti le flange di una trave corta di lunghezza hf [vedere figura 5.19 a)]. La striscia del pannello d’anima disposto tra gli irrigidimenti costituisce l’anima della trave corta. Alternativamente, un irrigidimento di estremità può essere realizzato come una sezione, collegato alle estremità del pannello d’anima. (3) Ciascun irrigidimento dovrebbe avere un’area della sezione trasversale pari ad almeno 4 hftw2/e, dove e è la distanza tra gli irrigidimenti, con e > 0,1hf, vedere figura 5.19 a). (4) Se un irrigidimento terminale rigido è l’unico elemento strutturale in grado di opporsi alla rotazione torsionale all’estremità della trave, il momento di inerzia della sezione di estremità intorno alla linea d’asse dell’anima (Iep) dovrebbe soddisfare la seguente relazione: I ep ≥ b w3 t f R Ed ⁄ 250W Ed
(5.103)
dove: tf è il massimo valore dello spessore della flangia lungo la trave; REd è la reazione all’estremità della trave in presenza dei carichi di progetto; WEd è il carico totale di progetto sulla luce adiacente.
5.12.6.2
Irrigidimento terminale non rigido (1) Un irrigidimento terminale non rigido può essere realizzato mediante un singolo irrigidimento, come mostrato nella figura 5.19 b). Si può assumere che esso si comporti come un irrigidimento portante in grado di resistere alla reazione esplicata sulla trave in corrispondenza del vincolo.
5.12.6.3
Irrigidimenti trasversali intermedi (1) Per gli irrigidimenti trasversali intermedi che si comportino come vincoli rigidi nei confronti dei pannelli interni d’anima, si dovrebbero effettuare verifiche di resistenza e di rigidezza. (2) Gli altri irrigidimenti trasversali intermedi possono essere considerati flessibili, portando la loro rigidezza in conto nel calcolo di kτ in 5.12.5(4). (3) Gli irrigidimenti trasversali e intermedi che si comportano come vincoli rigidi per il pannello d’anima dovrebbero essere caratterizzati da un momento di inerzia che soddisfi le seguenti limitazioni: I st ≥ 1,5h w3 t w3 ⁄ a
2
I st ≥ 0,75h w t w3
se a ⁄ h w < 2 :
(5.104)
se a ⁄ h w ≥ 2 :
(5.105)
La resistenza di un irrigidimento intermedio rigido dovrebbe essere verificata in corrispondenza di una forza assiale pari a VEd meno ρVbWtWfo dell’anima, supponendo di aver estratto l’irrigidimento considerato.
5.12.6.4
Irrigidimenti longitudinali (1) Gli irrigidimenti longitudinali possono essere sia rigidi che flessibili. In entrambi i casi, la loro rigidezza dovrebbe essere portata in conto nella valutazione della snellezza λw in 5.12.5 (2) Se il valore di λw è governato dal sub-pannello, l’irrigidimento può considerarsi rigido.
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(3) Qualora gli irrigidimenti vengano considerati quali elementi resistenti alle tensioni normali, dovrebbe essere verificata la loro resistenza nei confronti delle tensioni normali.
5.12.7
Interazione tra taglio, momento flettente e sforzo assiale (1) Ammesso che le flange siano in grado di resistere all'intero valore di progetto del momento flettente e dello sforzo assiale agenti nella membratura, non è necessario ridurre la resistenza di progetto a taglio dell’anima per tener conto del momento flettente e dello sforzo assiale agenti nella membratura stessa, ad eccezione di quanto indicato in 5.12.5(8). (2) Quando MEd > Mf,Rd, dovrebbero essere soddisfatte le seguenti due relazioni: V Ed M Ed M f,Rd -------------- + 2 -------------- 1 – --------------V w,Rd M pl,Rd M pl,Rd ------------------------------------------------------------------------ ≤ 1,00 M f,Rd 2 – --------------M pl,Rd
(5.106)
MEd ≤ Mef,Rd dove: Mef,Rd è il momento flettente resistente di progetto valutato secondo le indicazioni fornite in 5.12.3. Mf,Rd è il momento flettente resistente di progetto relativo alle sole flange, vedere 5.12.5(7). Per le flange compresse di classe 4, è utilizzato lo spessore efficace. (3) Se è applicato anche uno sforzo assiale NEd, Mpl,Rd dovrebbe essere sostituito dal momento resistente plastico ridotto MN,Rd fornito dalla seguente espressione: 2 N Ed M N,Rd = M pl,Rd 1 – ---------------------------------------------- ( A f1 + A f2 )f o ⁄ λ M1
(5.107)
dove Af1, Af2 sono le aree delle flange. figura
5.12.8
5.22
Interazione tra resistenza a flessione e resistenza a taglio
Resistenza dell'anima alle forze trasversali (1) La resistenza di un’anima non irrigidita alle forze trasversali applicate attraverso una flangia, è governata da uno dei seguenti meccanismi di collasso: - schiacciamento dell’anima in vicinanza della flangia, accompagnato dalla deformazione plastica della flangia; - imbozzamento dell’anima sotto forma di instabilità localizzata e schiacciamento dell’anima in prossimità della flangia, accompagnato dalla deformazione plastica della flangia; - instabilità dell’anima estesa a gran parte dell'altezza della membratura;
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instabilità globale dell’anima su una gran parte della lunghezza della membratura. Questa modalità di collasso ha luogo con maggiore probabilità in presenza di un certo numero di forze trasversali distribuite lungo la membratura.
(2) Si fa distinzione tra le tre seguenti modalità di applicazione del carico: a) Forze applicate attraverso una flangia e contrastate dalle azioni taglianti resistenti nell’anima. Vedere figura 5.23 a). b) Forze applicate ad una flangia e trasferite attraverso l’anima direttamente all’altra flangia. Vedere figura 5.23 b). c) Forze applicate attraverso una flangia in prossimità di una estremità non irrigidita, vedere figura 5.23 c). (3) Nel caso di travi a sezione scatolare con anime inclinate, si dovrebbe eseguire una verifica di resistenza per l’anima e per la flangia. Gli effetti del carico sono costituiti dalle componenti del carico esterno rispettivamente nel piano dell’anima e nel piano della flangia. (4) Inoltre, dovrebbe essere portato in conto l’effetto della forza trasversale sul momento resistente della membratura. (5) La resistenza di un’anima irrigidita longitudinalmente è incrementata dalla presenza dell’irrigidimento, ma, a tal proposito, in questa sede, non viene fornita alcuna regola progettuale. (6) La resistenza di progetto FRd in presenza di azioni trasversali (figura 5.23 a), b) e c) è ottenuta dalla relazione: k F I y f ow E 1 --------F Rd = 0,57t w2 -----------------------γ M1 bw
f ow ma non maggiore di t w l y --------γ M1
(5.108)
dove: fow è la resistenza caratteristica del materiale dell’anima, e kF è specificato nella figura 5.23. La lunghezza effettiva di carico ly dipende dalla lunghezza del tratto di contatto rigido ss e dalle dimensioni della sezione trasversale. figura
5.23
Modalità di applicazione del carico e coefficienti di instabilità
Applicazione a)
Applicazione b)
Applicazione c)
bw 2 k F = 6 + 2 ------ a
bw 2 k F = 3,5 + 2 ------ a
Ss + c k F = 2 + 6 ---------------- ≤ 6 bw
(7) La lunghezza ss del tratto di contatto rigido sulla flangia è la distanza sulla quale la forza applicata è effettivamente distribuita e può essere determinata supponendo la diffusione del carico attraverso le parti solide con una pendenza di 1:1 (vedere figura 5.24). La lunghezza ss non dovrebbe essere assunta maggiore di bw. (8) Qualora diverse forze concentrate siano disposte a distanza ravvicinata, la resistenza dovrebbe essere verificata sia per ciascuna singola forza che per la forza totale. In quest'ultimo caso, ss dovrebbe essere assunto pari alla distanza tra le forze esterne.
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(9) La lunghezza effettiva di carico ly è calcolata utilizzando i seguenti parametri adimensionali f of b f m 1 = ------------f ow t w
(5.109)
bw 2 ( s s + 4t f )b w f ow > 0,2 altrimenti m2 = 0 m 2 = 0,02 ------ se -------------------------------------- tf k F Et w2
(5.110)
Per le travi a sezione scatolare, la bf nell’espressione (5.109) è limitata a 25tf su ciascun lato dell’anima. figura
5.24
Lunghezza del tratto di contatto rigido
(10) Per le modalità di applicazione del carico a) e b) nella figura 5.23, ly è fornita da: l y = s s + 2t f ( 1 + m 1 + m 2 )
(5.111)
(11) Per la modalità di applicazione del carico c) nella figura 5.23, ly è pari al minore tra i valori risultanti dalle espressioni (5.111), (5.113) e (5.114). Si noti che ss = 0, nel caso in cui il dispositivo di carico non segue il cambio di pendenza dell’estremità della trave.
5.12.9
k F Et w2 l ef = ------------------- ≤ s s + c 2f ow b w
(5.112)
l ef 2 m l y = l ef + t f ------1- + ----- + m 2 2 tf
(5.113)
l y = l ef + t f m 1 + m 2
(5.114)
Instabilità indotta dalla flangia (1) Per prevenire la possibilità che la flangia compressa possa instabilizzarsi nel piano dell’anima, il rapporto bw/tw dell’anima deve soddisfare la seguente espressione: b w kE A w ------ ≤ ------- ------t w f of A fc
(5.115)
dove: Aw è l'area dell’anima; Afc è l'area della flangia compressa. Il valore del fattore k dovrebbe essere assunto nel seguente modo: utilizzo della rotazione plastica: utilizzo della resistenza del momento plastico: utilizzo della resistenza sull’attingimento del momento resistente elastico:
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0,3 0,4 0,55
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(2) Qualora la trave sia curva lungo il suo profilo longitudinale, con la flangia compressa disposta sulla superficie concava, in aggiunta alla (5.115), si dovrebbe verificare la seguente espressione: b kE A w 1 -----w- ≤ ------- -------------------------------t w f of A fc bwE 1 + ----------3rf of
(5.116)
dove: r è il raggio di curvatura della flangia compressa. Qualora la trave sia provvista di irrigidimenti trasversali d’anima, il valore limite di bw/tw può essere incrementato mediante il fattore 1 + (bw/a)2.
5.12.10
Anime corrugate o munite di irrigidimenti d’anima ravvicinati (1) Nelle travi a parete piena con irrigidimenti trasversali sotto forma di pieghe o di irrigidimenti trasversali disposti a distanza ravvicinata (a/bw < 0,3), gli elementi piani compresi tra due irrigidimenti consecutivi si possono instabilizzare localmente, vedere figura 5.16 k) e gli irrigidimenti trasversali si possono deformare assieme all’anima in un modo instabile globale, vedere figura 5.16 l). a) Se l’anima è una piastra piana multi-irrigidita, il momento resistente e la resistenza a taglio dovrebbero essere ricavati in accordo alle indicazioni fornite in 5.11. b) Se l’anima è costituita da una piastra grecata, si può assumere che il momento resistente della trave sia fornito dalle sole flange, mentre il contributo dell’anima è nullo. figura
5.25
Anime corrugate
(2) La resistenza tagliante di elementi piani all’instabilità locale per taglio, è pari a Vw,Rd = 0,7 ρvtwhwfow/γM1
(5.117)
dove:
ρv bm
bm f è fornito dal prospetto 5.12, per λ w = 0,35 ------- ----o- ; tw E è pari alla massima larghezza bo, bu o sw delle parti piane che costituiscono le pieghe dell’anima.
(3) La resistenza a taglio, con riferimento all’instabilità globale per taglio, è determinata mediante l’espressione fo V o,Rd = χ o h w t w --------γ M1 UNI ENV 1999-1-1:2002
(5.118)
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dove: 0,60 χ o = ----------------------2 0,8 + λ ow
λ ow =
ma non maggiore di 1,0
(5.119)
hwt wf o ----------------V 0,cr
(5.120)
60E V 0,cr = ----------- 4 I z ⋅ I 3x hw
(5.121)
t w3 bd I z = ----------------------------------- ----------b u + b o + 2s w 10,9
(5.122)
Ix è il momento di inerzia dell’anima grecata per unità di larghezza (vedere figura 5.25).
5.12.11
Piastre a linguetta (1) Una piastra a linguetta è costituita da parti che si estendono internamente, a partire da una flangia, per formare una sezione esterna più spessa dell’anima della trave. Affinché essa sia efficace, quando la linguetta è considerata come un elemento piano sporgente soggetto a compressione assiale (vedere sezione 5.4.4), le dimensioni della sua sezione trasversale dovrebbero essere tali da farla risultare di Classe 1 o di Classe 2. (2) Quando una linguetta è formata da due o tre elementi piani, comprendendo nel conto il piatto d’anima collegato ad elementi solidali con la flangia, lo spessore t richiesto per verificare la sua classificazione può essere assunto pari allo spessore totale. Comunque, nelle costruzioni chiodate o bullonate è necessario verificare che ciascun elemento sporgente situato oltre l’ultima fila dei dispositivi di giunzione sia di Classe 1 o di Classe 2.
6
COLLEGAMENTI SOGGETTI A CARICHI STATICI
6.1
Basi per i collegamenti bullonati, chiodati e saldati
6.1.1
Introduzione (1)P Tutti i collegamenti devono possedere una resistenza di progetto tale che la struttura rimanga efficace e risulti in grado di soddisfare tutti i requisiti progettuali di base forniti nella Sezione 2. (2)P Il coefficiente di sicurezza parziale γM deve essere assunto nel modo di seguito specificato: - resistenza dei collegamenti bullonati: γMb = 1,25 - resistenza dei collegamenti chiodati: γMr = 1,25 - resistenza dei collegamenti con perni: γMp = 1,25 γMw = 1,25 - resistenza dei collegamenti saldati: - collegamenti ad attrito: γMs = vedere 6.5.9.3 - collegamenti con adesivi: γMa ≥ 3,0 - resistenza di membrature e sezioni trasversali: γM1 e γM2 vedere 5.1.1 (3)P I collegamenti soggetti a fatica devono soddisfare anche i requisiti specificati nella ENV 1999-2.
6.1.2
Forze e momenti applicati (1)P Le forze e i momenti applicati ai collegamenti allo stato limite ultimo devono essere determinati attraverso un’analisi globale sviluppata conformemente a 5. (2)P Queste forze e momenti applicati devono includere: - gli effetti del secondo ordine; - gli effetti delle imperfezioni (vedere appendice C.4); - gli effetti della flessibilità dei collegamenti (vedere 6.4). UNI ENV 1999-1-1:2002
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6.1.3
Resistenza di collegamenti (1)P La resistenza di un collegamento deve essere determinata in base alle resistenze dei singoli dispositivi meccanici di collegamento e delle saldature. (2)P Nel progetto di un collegamento deve essere generalmente usata l’analisi elastica lineare. Alternativamente, può essere utilizzata un’analisi non lineare, a condizione che si tenga conto delle caratteristiche carico - deformazione di tutte le componenti costituenti il collegamento. (3)P Se il modello di progetto é basato sulle linee di snervamento, come, per esempio, nel caso della rottura a taglio in prossimità di un gruppo di fori (block shear), l’adeguatezza del modello deve essere dimostrata attraverso prove fisiche.
6.1.4
Ipotesi per il progetto (1) I collegamenti possono essere progettati distribuendo le forze e i momenti interni nella maniera che si ritiene più razionale, ammesso che: a) le forze e i momenti interni assunti siano in equilibrio con le forze e i momenti applicati; b) ciascun elemento nel collegamento sia in grado di resistere alle forze o alle tensioni assunte nell’analisi; c) le deformazioni associate a questa distribuzione siano compatibili con la capacità di deformazione dei dispositivi meccanici di collegamento o delle saldature e delle parti collegate, e d) le deformazioni assunte in qualsiasi modello progettuale basato su linee di snervamento siano determinate mediante rotazioni rigide (e deformazioni nel piano) fisicamente compatibili. (2)P In aggiunta, la distribuzione di forze interne assunta deve risultare realistica con riferimento alla distribuzione delle rigidezze nel nodo. Le forze interne cercheranno di seguire il percorso a maggiore rigidezza. Questo percorso deve essere chiaramente identificato ed il progetto del collegamento deve essere sviluppato in maniera consistente con tale percorso. (3) Normalmente, non è necessario considerare le tensioni residue e le sollecitazioni dovute al serraggio dei dispositivi di giunzione ed all’ordinaria tolleranza di assemblaggio.
6.1.5
Fabbricazione ed esecuzione (1)P Nel progetto dei nodi e delle giunzioni deve sempre essere presa debitamente in considerazione la semplicità di fabbricazione e di esecuzione (2) Si dovrebbe porre attenzione a: - i margini necessari per un’esecuzione in condizioni di sicurezza; - i margini necessari per serrare i dispositivi di giunzione; - l’accessibilità necessaria per eseguire le saldature; - i requisiti dei processi di saldatura; - gli effetti delle tolleranze lineari ed angolari sull’assemblaggio. (3) Si dovrebbe, inoltre, prestare attenzione ai requisiti per: - le ispezioni successive; - i trattamenti delle superfici; - la manutenzione. Per le regole dettagliate sulla fabbricazione e sull’esecuzione, vedere la Sezione 7.
6.2
Intersezioni per collegamenti bullonati, chiodati e saldati (1)P Le membrature che convergono in un nodo devono essere normalmente posizionate in modo che i loro assi baricentrici si intersechino in un punto. (2)P Quando nelle intersezioni ci siano delle eccentricità, esse devono essere debitamente considerate, eccezion fatta per quei casi particolari dove sia stato dimostrato che ciò non risulta necessario. UNI ENV 1999-1-1:2002
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6.3
Nodi caricati a taglio soggetti a vibrazioni e/o inversioni di carico (1)P Quando un nodo soggetto a taglio è sottoposto ad urti o vibrazioni significative, si devono utilizzare saldature oppure bulloni con dispositivi anti-allentamento, bulloni pretesi, bulloni in fori calibrati, o altri tipi di bulloni che prevengano efficacemente lo scorrimento. (2)P Quando in un nodo lo scorrimento non risulta accettabile, in quanto soggetto ad inversioni della forza di taglio (o per qualsiasi altra ragione), si deve ricorrere all'impiego di bulloni pretesi in un collegamento resistente ad attrito (categoria B o C, come appropriato, vedere 6.5.3), a bulloni calibrati oppure alle saldature. (3) Per le travature reticolari stabilizzanti e/o di controvento, possono, generalmente, essere utilizzati bulloni in collegamenti resistenti (categoria A in 6.5.3).
6.4
Classificazione dei collegamenti
6.4.1
Generalità (1) Un collegamento è definito come il sistema che unisce meccanicamente una data membratura alla rimanente parte della struttura. Esso dovrebbe essere distinto dal nodo, che di solito indica il sistema composto dal collegamento stesso più la corrispondente zona di interazione tra le membrature collegate (vedere figura 6.1). figura
6.1
Definizione tra "collegamento" e "nodo" Legenda 1 Colonna 2 Trave 3 Nodo 4 Collegamento
Nodo saldato Componenti: - Saldature
Nodo bullonato Componenti: - Saldature - Piatto di estremità - Bulloni - Flangia della colonna
(2)P Le proprietà strutturali di tutti i collegamenti devono essere tali da corrispondere alle ipotesi di progetto assunte nell’analisi della struttura e nel progetto delle membrature. (3) Nel seguito i simboli "F" e "D" si riferiscono rispettivamente ad una forza generalizzata (sforzo normale, taglio, momento flettente) ed alla corrispondente deformazione generalizzata (allungamento, distorsione o rotazione). I pedici "e" ed "u" si riferiscono rispettivamente allo stato limite elastico ed ultimo.
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(4) I collegamenti possono essere classificati in accordo alla loro capacità di ripristinare le proprietà di comportamento (rigidezza, resistenza e duttilità) della membratura collegata. Con riferimento al comportamento globale delle membrature collegate, vengono definite due classi principali (figura 6.2): - collegamenti a completo ripristino; - collegamenti a parziale ripristino. (5) Con riferimento alla singola proprietà di comportamento della membratura collegata, i collegamenti possono essere classificati in base a [figure 6.2 b)-d)]: - rigidezza; - resistenza; - duttilità. (6) I tipi di collegamento dovrebbero risultare compatibili con le assunzioni di progetto della membratura ed con il metodo di analisi globale.
6.4.2
Collegamenti a completo ripristino (1) Essi sono progettati in maniera che le loro proprietà di comportamento risultino sempre uguali o maggiori di quelle della membratura collegata, in termini di rigidezza elastica, resistenza ultima e duttilità. La curva forza generalizzata - spostamento del collegamento risulta sempre superiore rispetto a quella della membratura collegata. (2) Nell’analisi strutturale, l’esistenza del collegamento può essere ignorata.
6.4.3
Collegamenti a parziale ripristino (1) Le proprietà di comportamento del collegamento non eguagliano quelle della membratura collegata, a causa della impossibilità di ripristinare la rigidezza elastica, la resistenza ultima o la duttilità della membratura collegata. La curva forza generalizzata spostamento può, in parte, giacere al di sotto di quella relativa alla membratura collegata. (2)P L’esistenza di tali collegamenti deve essere considerata nell’analisi strutturale.
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figura
6.2
a) - d): Classificazione dei collegamenti Legenda ------ Membratura collegata ____ Limite di comportamento del collegamento Regione a completo ripristino 1 Regione a parziale ripristino 2 3 Ripristino di rigidezza (rigido) Non-ripristino di rigidezza (semi-rigido) 4 Completo ripristino di resistenza 5 6 Parziale ripristino di resistenza 7 Non-ripristino di duttilità (fragili) 8 Non-ripristino di duttilità (semi-duttili) Ripristino di duttilità (duttili) 9 a) Classificazione in base al ripristino delle proprietà di comportamento della membratura b) Classificazione in base alla rigidezza c) Classificazione in base alla resistenza d) Classificazione in base alla duttilità
6.4.4
Classificazione in base alla rigidezza (1) Con riferimento alla rigidezza, i collegamenti possono essere classificati come [figura 6.2 b)]: - collegamenti che ripristinano la rigidezza (rigidi) (R1), - collegamenti che non ripristinano la rigidezza (semirigidi) (R2); a seconda che venga ripristinata o meno la rigidezza elastica della membratura collegata, indipendentemente dalla resistenza e dalla duttilità.
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6.4.5
Classificazione in base alla resistenza (1) Con riferimento alla resistenza, i collegamenti possono essere classificati come [figura 6.2 c)]: - collegamenti che ripristinano la resistenza (a completo ripristino di resistenza), - collegamenti che non ripristinano la resistenza (a parziale ripristino di resistenza); a seconda che venga ripristinata o meno la resistenza ultima della membratura collegata, indipendentemente dalla rigidezza e dalla duttilità.
6.4.6
Classificazione in base alla duttilità (1) Con riferimento alla duttilità, i collegamenti possono essere classificati come [figura 6.2 d)]: - collegamenti che ripristinano la duttilità (duttili), - collegamenti che non ripristinano la duttilità (semi-duttili o fragili); a seconda che la duttilità del collegamento sia rispettivamente maggiore o minore della duttilità della membratura collegata, indipendentemente dalla rigidezza e dalla resistenza. (2) I collegamenti duttili hanno una duttilità maggiore o uguale di quella della membratura collegata; i limiti di deformazione del collegamento possono essere ignorati nella analisi globale. (3)P I collegamenti semi-duttili hanno una duttilità minore di quella della membratura collegata, ma comunque maggiore di quella corrispondente alla sua deformazione al limite elastico; i limiti di capacità di deformazione del collegamento devono essere tenuti debitamente in considerazione in una analisi inelastica. (4)P I collegamenti fragili hanno una duttilità minore di quella corrispondente alla deformazione a limite elastico della membratura collegata; i limiti di capacità di deformazione del collegamento devono essere tenuti debitamente in considerazione sia in una analisi elastica che inelastica.
6.4.7
Requisiti generali di progetto per i collegamenti (1) Le combinazioni delle principali proprietà di comportamento (rigidezza, resistenza e duttilità) dei collegamenti danno luogo a numerose possibilità (figura 6.3). Nel prospetto 6.1, esse sono mostrate con riferimento ai corrispondenti requisiti per i metodi di analisi globale (vedere 5.2.1).
6.4.8
Requisiti per i collegamenti nelle strutture intelaiate
6.4.8.1
Generalità (1) Con riferimento alla relazione momento-curvatura, i tipi di collegamenti adottati nelle strutture intelaiate possono dividersi in: - collegamenti nominalmente con perni; - collegamenti incastro.
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figura
6.3
Principali tipi di collegamento
Legenda ------- Membratura collegata ____ Collegamento 1 A completo ripristino di resistenza, rigido, duttile con ripristino della resistenza elastica della membratura 2 A completo ripristino di resistenza, semi-rigido, duttile con ripristino della resistenza elastica della membratura 3 A completo ripristino di resistenza, rigido, duttile con ripristino della resistenza elastica della membratura 4 A completo ripristino di resistenza, semi-rigido, duttile senza ripristino della resistenza elastica della membratura
1 2
3
4 5
Lo stesso di sopra, ma semi-duttile
Lo stesso di sopra, ma fragile
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A parziale ripristino di resistenza, rigido, duttile con ripristino della resistenza elastica della membratura A parziale ripristino di resistenza, semi-rigido, duttile con ripristino della resistenza elastica della membratura A parziale ripristino di resistenza, semi-rigido, duttile con ripristino della resistenza elastica della membratura A parziale ripristino di resistenza, rigido, duttile senza ripristino della resistenza elastica della membratura A parziale ripristino di resistenza, semi-rigido, duttile senza ripristino della resistenza elastica della membratura
Lo stesso di sopra, ma semi-duttile
Lo stesso di sopra, ma fragile
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(2) I tipi di collegamento dovrebbero risultare conformi al prospetto 6.1, in accordo con il metodo di analisi globale (vedere 5.2.1) e con le ipotesi di progetto delle membrature (appendice C).
6.4.8.2
Collegamenti nominalmente con perni (1)P Un collegamento nominalmente con perni deve essere dimensionato in modo da trasmettere le forze assiali e di taglio senza sviluppare momenti significativi, i quali potrebbero risultare negativi per le membrature della struttura. (2) I collegamenti nominalmente con perni dovrebbero essere in grado di trasmettere le forze di progetto e di sviluppare le corrispondenti rotazioni. (3) La capacità di rotazione di un collegamento nominalmente con perni dovrebbe essere sufficiente a garantire la formazione di tutte le necessarie cerniere plastiche in corrispondenza dei carichi di progetto. prospetto
6.1
Requisiti generali di progetto Metodi di analisi globale (vedere 5.2.1) ELASTICA
Tipo di collegamento da considerarsi per Collegamenti semi-rigidi (a completo o parziale ripristino di resistenza, duttile o non duttile, con o senza ripristino della resistenza elastica della membratura)
Tipo di collegamento che può essere ignorato Collegamenti a completo ripristino di resistenza Collegamenti rigidi (a completo o parziale ripristino di resistenza, duttile o non duttile) con ripristino della resistenza elastica della membratura
Collegamenti a parziale ripristino di resistenza (rigido o semi-rigido, duttile o non-duttile) senza ripristino della resistenza Collegamenti a parziale ripristino di elastica della membratura resistenza (rigidi, duttili o non-duttili) con ripristino della resistenza elastica della membratura PLASTICA (rigido-plastica elasto-plastica plastica-nonlineare)
Collegamenti a completo ripristino Collegamenti a parziale ripristino di resistenza (rigido o semi-rigido, duttile o non-duttile) senza ripristino della resistenza Collegamenti a parziale ripristino di resistenza, duttili (rigidi o semi-rigidi) con elastica della membratura ripristino della resistenza elastica della membratura Collegamenti a totale ripristino di resistenza
INCRUDENTE (rigido-incrudente elasto-incrudente genericamente inelastica)
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Collegamenti a parziale ripristino
Collegamenti a completo ripristino
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6.4.8.3
Collegamenti incastro (1) I collegamenti incastro consentono la trasmissione di momento flettente tra le membrature collegate, insieme alle forze assiali e di taglio. Essi possono essere classificati secondo la rigidezza e la resistenza, nel modo seguente (vedere 6.4.4 e 6.4.5): - collegamenti rigidi; - collegamenti semi-rigidi; - collegamenti a completo ripristino di resistenza; - collegamenti a parziale ripristino di resistenza. (2)P Un collegamento rigido deve essere dimensionato in modo che la sua deformazione abbia un’influenza trascurabile sulla distribuzione delle forze e dei momenti interni nella struttura e sulla sua deformazione complessiva della struttura. (3) Le deformazioni dei collegamenti rigidi dovrebbero essere tali da non ridurre la resistenza della struttura di più del 5%. (4) I collegamenti semirigidi dovrebbero comportare un grado di interazione tra le membrature collegate prevedibile in base alle caratteristiche momento-rotazione di progetto dei nodi. (5) I collegamenti rigidi e semirigidi dovrebbero essere in grado di trasmettere le forze e i momenti calcolati in progetto. (6) La rigidezza dei collegamenti a completo e a parziale ripristino di resistenza dovrebbe essere tale che, sotto i carichi di progetto, le rotazioni nelle cerniere plastiche necessarie non eccedano le loro capacità di rotazione. (7)P La capacità di rotazione di un collegamento a parziale ripristino di resistenza, in corrispondenza di una cerniera plastica, deve risultare non minore di quella necessaria a garantire la formazione di tutte le cerniere plastiche occorrenti sotto i carichi di progetto. (8) La capacità di rotazione di un collegamento può essere dimostrata sulla base dell’evidenza sperimentale. La prova sperimentale non è richiesta quando si utilizzano dettagli costruttivi che l’esperienza ha dimostrato essere adeguati in relazione allo schema strutturale.
6.5
Collegamenti con bulloni, chiodi o perni
6.5.1
Posizionamento dei fori per bulloni e chiodi
6.5.1.1
Basi (1)P La posizione dei fori per bulloni e chiodi deve essere tale da prevenire fenomeni di corrosione e l’instabilità locale, nonché da facilitare l’installazione dei bulloni o dei chiodi. (2)P La posizione dei fori deve risultare, inoltre, conforme ai limiti di validità delle regole utilizzate per determinare le resistenze di progetto dei bulloni e dei chiodi.
6.5.1.2
Distanza dall’estremità (1) La distanza e1 dal centro del foro di un dispositivo di giunzione al lembo estremo di ciascuna parte, misurata nella direzione di applicazione del carico (vedere figura 6.4), dovrebbe essere, generalmente, 2,0 d0. In situazioni estreme, essa non dovrebbe essere minore di 1,2 d0, ammesso che la tensione di rifollamento venga ridotta conseguentemente, vedere 6.5.5 e 6.5.6, essendo d0 il diametro del foro, vedere 7.3.6. (2) La distanza dall’estremità dovrebbe essere incrementata, se necessario, per assicurare un’adeguata resistenza al rifollamento, vedere 6.5.5 e 6.5.6; una distanza dall’estremità maggiore di 3,0 d0 non ha alcun effetto aggiuntivo sulla resistenza al rifollamento.
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6.5.1.3
Distanza minima dal bordo (1) La distanza dal bordo e2, dal centro del foro di un dispositivo di giunzione al bordo adiacente di ciascuna parte, misurata perpendicolarmente alla direzione di applicazione del carico (vedere figura 6.4), dovrebbe essere, generalmente, non minore di 1,5 d0. (2) In situazioni estreme, la distanza dal bordo può essere ridotta a non meno di 1,2 d0, ammesso che la resistenza di progetto a rifollamento venga ridotta conseguentemente, vedere 6.5.5 e 6.5.6.
6.5.1.4
Distanze massime dall’estremità e dal bordo (1) Qualora le membrature siano esposte alle intemperie o ad altre azioni corrosive, la distanza massima dei fori dall’estremità e dal bordo non dovrebbe essere maggiore di 40 mm + 4 t, essendo t lo spessore del più sottile elemento esterno collegato. (2) Negli altri casi, la distanza dall’estremità o dal bordo non dovrebbe eccedere il maggiore tra il valore corrispondente a 12 t e 150 mm. (3) La distanza dal bordo non dovrebbe inoltre eccedere il valore massimo per soddisfare i requisiti relativi all’instabilità locale di un elemento sporgente. Tale requisito non si applica ai dispositivi di giunzione che interconnettono elementi di membrature tesi. Tale requisito non interessa la distanza dall’estremità. figura
6.5.1.5
6.4
Simboli per la spaziatura dei dispositivi di giunzione
Interasse minimo (1) L’interasse p1 tra i centri dei fori dei dispositivi di giunzione, nella direzione di applicazione del carico (vedere figura 6.4), dovrebbe essere, generalmente, pari a 2,5 d0, in situazioni estreme non minore di 2,2 d0, sempre che venga conseguentemente ridotta la tensione di rifollamento, vedere 6.5.5 e 6.5.6. Tale interasse dovrebbe essere incrementato, se necessario, per assicurare un’adeguata resistenza al rifollamento, vedere 6.5.5 e 6.5.6. (2) L’interasse p2 tra le file dei dispositivi di giunzione, misurato perpendicolarmente alla direzione di applicazione del carico (vedere figura 6.4), dovrebbe essere, generalmente, pari a 3,0 d0. Tale interasse può essere ridotto a 2,4 d0, sempre che venga conseguentemente ridotta la tensione di rifollamento di progetto, vedere 6.5.5 e 6.5.6.
6.5.1.6
Interasse massimo per elementi compressi (1) L’interasse p1 dei dispositivi di giunzione in ciascuna fila e la spaziatura p2 tra le file dei dispositivi di giunzione non dovrebbero essere maggiori del minore tra il valore corrispondente a 14 t e 200 mm. Le file adiacenti dei dispositivi di giunzione possono essere sfalsate simmetricamente, vedere figura 6.5. (2) La distanza tra i centri dei dispositivi di giunzione non dovrebbe inoltre eccedere il valore massimo per soddisfare i requisiti relativi all’instabilità locale per un elemento interno, vedere 5.4.5.
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figura
6.5
6.5.1.7
Spaziatura sfalsata - compressione
Interasse massimo per elementi tesi (1) Per gli elementi tesi, l’interasse p1 tra i centri dei dispositivi di giunzione nelle file interne può avere valore doppio rispetto a quello indicato in 6.5.1.6(1) per gli elementi compressi, ammesso che l’interasse p1,0 nella fila più esterna lungo ciascun bordo non ecceda il valore indicato in 6.5.1.6(1), vedere figura 6.6. (2) Nel caso di elementi non esposti agli agenti corrosivi, entrambi tali valori possono essere moltiplicati per 1,5. figura
6.5.1.8
6.6
Spaziatura in elementi tesi
Fori asolati (1) Non è raccomandabile l'uso di fori asolati.
6.5.2
Detrazioni per l’area dei fori dei dispositivi di giunzione
6.5.2.1
Generalità Per le regole dettagliate relative al progetto delle membrature con fori, vedere 5.6.2.2.
6.5.2.2
Resistenza di progetto a rottura per taglio (1)P Il meccanismo di collasso della rottura a taglio in prossimità di un gruppo di fori (block shear) in corrispondenza di una serie di fori per dispositivi di giunzione in prossimità dell’estremità dell’anima di una trave o di una squadretta oppure di collegamenti con comportamento similare, vedere figura 6.7, deve essere prevenuto mediante
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un’opportuna spaziatura dei fori. Questo tipo di collasso consiste generalmente in una rottura per trazione lungo la linea orizzontale dei fori, sulla superficie soggetta a trazione del gruppo di fori dei dispositivi di giunzione, accompagnata dallo snervamento per taglio della sezione trasversale lorda in corrispondenza della fila verticale di fori dei dispositivi di giunzione, lungo la superficie sollecitata a taglio dello stesso gruppo di fori, vedere figura 6.7. figura
6.7
Rottura a taglio in prossimità di un gruppo di fori (block-shear) - area efficace a taglio
(2) Il valore di progetto della resistenza efficace a rottura per il meccanismo tipo della rottura a taglio in prossimità di un gruppo di fori (block shear) Veff,Rd o Neff,Rd dovrebbe essere determinata con la seguente relazione: V eff,Rd = ( f o ⁄ 3 )A v,eff ⁄ γ M1
(6.1)
dove: Av,eff è l’area efficace a taglio.
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(3) L’area efficace a taglio Av,eff dovrebbe essere determinata come segue: Av,eff = t Lv,eff
(6.2)
dove: Lv,eff = Lv + L1 + L2 ma Lv,eff ≤ L3
(6.3)
in cui L1 = a1 ma L1 ≤ 5d
(6.4)
L2 = (a2 - k d0,t) (fu/fO)
(6.5)
e L3 = Lv + a1 + a3 ma L3 ≤ (Lv + a1 + a3 - nd0,v) (fu/fO) dove: a1, a2, a3 e Lv d d0,t d0,v n t k
6.5.2.3
(6.6)
sono indicati nella figura 6.7; è il diametro nominale dei dispositivi di giunzione; è la larghezza della superficie del foro soggetta a trazione, in genere il suo diametro; è la larghezza della superficie del foro soggetta a taglio, in genere il suo diametro; è il numero dei fori dei dispositivi di giunzione nella superficie soggetta a taglio; è lo spessore dell’anima o della squadretta; è un coefficiente i cui valori sono i seguenti: - per una fila di bulloni: k = 0,5; - per due file di bulloni: k = 2,5.
Angolari ed angolari con bulbi (1)P Nel caso di elementi non simmetrici o non collegati simmetricamente, quali per esempio gli angolari o angolari con bulbi, per la determinazione della resistenza di progetto si devono considerare l’eccentricità dei dispositivi di giunzione nei collegamenti di estremità e gli effetti della spaziatura e delle distanze dei bulloni dal bordo. (2) Gli angolari e gli angolari con bulbi collegati mediante una singola fila di bulloni, vedere figura 6.8, possono essere trattati come caricati concentricamente e la resistenza ultima di progetto della sezione netta può essere determinata come segue: figura
6.8
Collegamenti di angolari con bulbi (comprende anche gli angolari senza bulbi)
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con 1 bullone:
2A 1 f u N u,Rd = -------------γ M2
(6.7)
con 2 bulloni:
β 2 A Net f u N u,Rd = ---------------------γ M2
(6.8)
con 3 bulloni:
β 3 A Net f u N u,Rd = ---------------------γ M2
(6.9)
dove: β2 e β3 sono fattori riduttivi dipendenti dal passo p1 secondo quanto indicato nel prospetto 6.2. Per valori intermedi di p1, il valore di β può essere determinato mediante interpolazione lineare. Anet è l’area netta dell’angolare. Per un angolare a lati diseguali collegato attraverso l’ala più piccola, Anet dovrebbe essere assunta uguale all’area netta di un angolare a lati uguali equivalente avente dimensione dell’ala pari a quella dell’ala minore. (3) La resistenza di progetto alla instabilità di un elemento compresso, vedere 5.8, dovrebbe essere basata sull’area della sezione trasversale lorda, ma non dovrebbe essere assunta maggiore della resistenza di progetto della sezione trasversale indicata in (2). prospetto
6.2
Fattori di riduzione β2 e β3 ≤ 2,5 d0
≥ 5,0 d0
β2 per due bulloni
0,4
0,7
β3 per tre o più bulloni
0,5
0,7
Passo p1
6.5.3
Categorie di collegamenti bullonati
6.5.3.1
Collegamenti sollecitati a taglio (1)P Il progetto di un collegamento bullonato sollecitato a taglio deve risultare conforme ad una delle seguenti categorie (vedere prospetto 6.3). prospetto
6.3
Categorie di collegamenti bullonati Collegamenti sollecitati a taglio Categoria
Criterio
Note
A Resistenti a taglio
Fv,Ed ≤ Fv,Rd Fv,Ed ≤ Fb,Rd
Non è richiesta pretensione. Tutte le classi da 4.6 a 10.9.
Fv,Ed,ser ≤ Fs,Rd,ser B Resistenti ad attrito allo stato limite di Fv,Ed ≤ Fs,Rd esercizio Fv,Ed ≤ Fb,Rd
Bulloni ad alta resistenza pretesi. Assenza di scorrimento allo stato limite di esercizio.
C Fv,Ed ≤ Fs,Rd Resistenti ad attrito allo stato limite Fv,Ed ≤ Fb,Rd ultimo
Bulloni ad alta resistenza pretesi. Assenza di scorrimento allo stato limite ultimo.
Collegamenti sollecitati a trazione Categoria
Criterio
Note
D Non pretesi
Ft,Ed ≤ Ft,Rd
Non è richiesta pretensione. Tutte le classi da 4.6 a 10.9.
E Pretesi
Ft,Ed ≤ Ft,Rd
Bulloni ad alta resistenza pretesi.
Simbologia Fv,Ed Fv,Rd Fs,Rd Fv,Ed,ser Fs,Rd,ser Fb,Rd Ft,Ed Ft,Rd
Forza di progetto a taglio di un bullone allo stato limite ultimo; Resistenza di progetto a taglio di un bullone; Resistenza di progetto allo scorrimento di un bullone allo stato limite ultimo; Forza di progetto a taglio di un bullone allo stato limite di esercizio; Resistenza di progetto allo scorrimento di un bullone allo stato limite di esercizio; Resistenza di progetto a rifollamento di un bullone; Forza di progetto a trazione di un bullone allo stato limite ultimo; Resistenza di progetto a trazione di un bullone.
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(2) P Categoria A: collegamenti a taglio In questa categoria si devono impiegare bulloni di acciaio protetti (di tipo ordinario o ad alta resistenza) o bulloni di acciaio inossidabile oppure bulloni di alluminio o chiodi di alluminio. Non sono richieste pretensione né prescrizioni particolari per le superfici di contatto. Il valore della forza di progetto a taglio allo stato limite ultimo non deve risultare maggiore della resistenza di progetto a taglio o della resistenza di progetto a rifollamento indicata in 6.5.5. (3)P Categoria B: collegamenti resistenti ad attrito allo stato limite di esercizio In questa categoria si devono impiegare bulloni ad alta resistenza pretesi mediante coppia di serraggio controllata in conformità alla norma di riferimento 8 della ENV 1993-1-1:1992. Non si deve verificare scorrimento allo stato limite di esercizio. La combinazione delle azioni da considerare deve essere selezionata fra quelle indicate in 2.3.4, in relazione alle condizioni di carico per le quali è richiesta la resistenza allo scorrimento. La forza di progetto a taglio allo stato limite di esercizio non dovrebbe risultare maggiore della resistenza di progetto allo scorrimento, indicata in 6.5.9. La forza di progetto a taglio allo stato limite ultimo non deve risultare maggiore della resistenza di progetto a taglio, né della resistenza di progetto a rifollamento, indicata in 6.5.5. (4)P Categoria C: collegamenti resistenti ad attrito allo stato limite ultimo In questa categoria si devono impiegare bulloni ad alta resistenza pretesi mediante coppia di serraggio controllata in conformità alla norma di riferimento" 8 della ENV 1993-1-1:1992. Non si deve verificare scorrimento in corrispondenza dello stato limite ultimo. La forza di progetto a taglio allo stato limite ultimo non deve risultare maggiore della resistenza di progetto allo scorrimento, indicata in 6.5.9, né della resistenza di progetto a rifollamento indicata in 6.5.5. Inoltre, allo stato limite ultimo, la resistenza plastica di progetto della sezione netta in corrispondenza dei fori per i bulloni Nnet,Rd (vedere 5.7.3) si deve assumere pari a: Nnet,Rd = AnetfO/γM1
6.5.3.2
(6.10)
Collegamenti sollecitati a trazione (1)P Il progetto di un collegamento bullonato sollecitato a trazione deve risultare conforme ad una delle seguenti categorie, vedere prospetto 6.3. (2)P Categoria D: collegamenti con bulloni non pretesi In questa categoria si devono impiegare bulloni ordinari di classe 4.6 e 5.6 (realizzati con acciai a basso contenuto di carbonio) o bulloni ad alta resistenza di classe 8.8 e 10.9 o bulloni di alluminio oppure bulloni di acciaio inossidabile. Non è richiesta pretensione. Questa categoria non deve essere adottata qualora i collegamenti siano frequentemente soggetti a variazioni della forza di trazione. Tuttavia, essa può essere impiegata per collegamenti calcolati per resistere agli ordinari carichi da vento. (3)P Categoria E: collegamenti con bulloni ad alta resistenza pretesi In questa categoria si devono impiegare bulloni ad alta resistenza pretesi con coppia di serraggio controllata in conformità alla norma di riferimento 8 della ENV 1993-1-1:1992. Tale pretensione migliora la resistenza a fatica. Comunque, l’entità del miglioramento dipende dal dettaglio costruttivo e dalle tolleranze. (4) Per i collegamenti sollecitati a trazione di ambedue le categorie D ed E non è richiesto alcun trattamento particolare delle superfici di contatto, ad eccezione dei collegamenti di categoria E soggetti contemporaneamente a trazione e a taglio (combinazioni E-B o E-C).
6.5.4
Distribuzione delle forze tra i dispositivi di giunzione (1)P La distribuzione delle forze interne tra i dispositivi di giunzione dovuta al momento flettente allo stato limite ultimo deve essere proporzionale alla distanza dal centro di rotazione, mentre la distribuzione della forza di taglio deve essere di tipo uniforme, vedere figura 6.9 (a), nei seguenti casi: - collegamenti resistenti ad attrito di categoria C - altri collegamenti a taglio in cui la resistenza di progetto a taglio Fv,Rd di un dispositivo di giunzione risulta minore della resistenza di progetto a rifollamento Fb,Rd.
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(2) Negli altri casi, la distribuzione delle forze interne tra i dispositivi di giunzione dovuta al momento flettente allo stato limite ultimo si può assumere corrispondente a quella plastica, mentre quella dovuta alla forza di taglio si può assumere di tipo uniforme, vedere figura 6.9 (b). (3) In un nodo a sovrapposizione, si dovrebbe assumere per ciascun dispositivo di giunzione la stessa resistenza a rifollamento in ogni direzione per ciascun dispositivo di giunzione, fino ad una lunghezza massima L = 15 d, dove d é il diametro nominale del bullone o del chiodo. Per L > 15 d, vedere 6.5.10. figura
6.9
Distribuzione delle forze tra i dispositivi di giunzione a) distribuzione delle forze di tipo elastico, b) distribuzione delle forze di tipo plastico
(a) Distribuzione proporzionale alla distanza dal centro di rotazione
F v,Ed =
6.5.5
V Ed Ed M ---------- + -------- 5p 5
(6.11)
(b) Possibile distribuzione plastica con un dispositivo di giunzione resistente a taglio VEd e quattro resistenti a momento ME M Ed F v,Ed = ---------6p
(6.12)
Resistenze di progetto dei bulloni (1)P Le resistenze di progetto fornite nel presente punto si applicano ai bulloni di comune fabbricazione, con classi di resistenza 4.6, 5.6, 8.8 e 10.9, oppure ai bulloni di alluminio o ai bulloni di acciaio inossidabile, che siano conformi ai prEN o EN pertinenti, vedere appendice B della ENV 1993-1-1:1992. Anche dadi e rondelle devono essere conformi ai prEN o EN pertinenti e devono possedere le corrispondenti resistenze ivi specificate. (2)P Allo stato limite ultimo la forza di progetto a taglio Fv,Ed su un bullone non deve eccedere il minore valore tra: - la resistenza di progetto a taglio Fv,Rd; - la resistenza di progetto a rifollamento Fb,Rd. entrambe valutate così come indicato nel prospetto 6.4. (3)P Allo stato limite ultimo la forza di progetto a trazione Ft,Ed ,comprendente una qualsiasi altra azione dovuta all’effetto leva, non deve eccedere la resistenza di progetto a trazione Bt,Rd dell’assemblaggio bullone-piatto.
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(4)P La resistenza di progetto a trazione Bt,Rd dell’assemblaggio bullone-piatto si deve assumere pari al minore valore tra quelli corrispondenti alla resistenza di progetto a trazione del bullone Ft,Rd, indicata nel prospetto 6.4, e la resistenza di progetto a punzonamento della testa del bullone e del dado, Bp,Rd ottenuta dall’equazione: Bp,Rd = 0,6 π dmtpf0/γMb
(6.19)
dove: p è la distanza tra i centri dei fori dei bulloni; tp è lo spessore del piatto sotto la testa del bullone o del dado; dm è il minore tra il valore medio della distanza misurata fra i punti di spigolo e fra le parti piane della testa del bullone oppure del dado; f0 è la resistenza caratteristica del materiale costituente la membratura. prospetto
6.4
Resistenza di progetto dei bulloni Resistenza a taglio per ciascun piano di taglio: - per classi di resistenza minori della 10.9 0,6f ub A F v,Rd = -------------------γ Mb -
(6.13)
per la classe di resistenza 10.9, bulloni di acciaio inossidabile e di alluminio
0,5f ub A F v,Rd = -------------------γ Mb
(6.14)
A = AS, se il piano di taglio passa attraverso la porzione filettata del bullone A = A, se il piano di taglio passa attraverso la porzione non filettata del bullone fub = resistenza caratteristica ultima a trazione del materiale costituente il bullone Resistenza a rifollamento: 2,5 α f u dt F b,Rd = ----------------------γ Mb
(6.15)
dove α è il minore tra: e 1 p 1 1 f ub --------- ; ---------- – --- ; -------- oppure 1,0 3d 0 3d 0 4 f u
(6.16)
fu è la resistenza caratteristica ultima a trazione del materiale costituente le parti collegate Resistenza a trazione: 0,9f ub A S F t,Rd = ----------------------γ Mb
per bulloni di acciaio
(6.17)
0,6f ub A S F t,Rd = ----------------------γ Mb
per bulloni di alluminio
(6.18)
A AS d d0 e1, p1
è l’area della sezione lorda del gambo del bullone; è l’area sollecitata a trazione del bullone; è il diametro del bullone; è il diametro del foro; vedere figura 6.4.
(5)P I bulloni soggetti alla combinazione di taglio e trazione devono, inoltre, soddisfare il seguente requisito: F t,Ed F v,Ed ------------ + --------------------- ≤ 1,0 F v,Rd 1,4F t,Rd
(6.20)
(6)P Le resistenze di progetto a trazione ed a taglio attraverso la porzione filettata, specificate nel prospetto 6.4, sono limitate ai bulloni realizzati in conformità ai prEN o EN pertinenti, vedere appendice B (normativa) della ENV 1993-1-1:1992. Per altri tipi aventi filettature ottenute per asportazione di truciolo, quali bulloni di ancoraggio o tiranti fabbricati da barre tonde di acciaio dove le filettature siano ottenute per asportazione di truciolo dal costruttore e non da un produttore di bulloneria specializzato, i relativi valori riportati nel prospetto 6.4, come quello dell’area soggetta a trazione AS, devono essere ridotti attraverso un fattore pari a 0,85. UNI ENV 1999-1-1:2002
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(7) I valori della resistenza di progetto a taglio Fv,Rd forniti nel prospetto 6.4 si applicano solo quando i bulloni siano impiegati in fori con tolleranze nominali non maggiori di quelle specificate in 7.5.2(1) per i fori normalizzati. (8) I bulloni M12 e M14 possono anche essere usati in fori con tolleranze di 2 mm, ammesso che: - per i bulloni di classe 10.9, la resistenza di progetto a taglio Fv,Rd sia assunta pari a 0,85 volte il valore indicato nel prospetto 6.4; - la resistenza di progetto a taglio Fv,Rd (ridotta eventualmente come sopra indicato) risulti non minore della resistenza di progetto a rifollamento Fb,Rd. (9)P I valori della resistenza di progetto a rifollamento forniti nel prospetto 6.4 si devono applicare solo quando la distanza dal bordo e2 sia non minore di 1,5 d0 e l’interasse p2, misurato in direzione perpendicolare a quella di applicazione del carico, sia almeno pari a 3,0 d0. (10)P Se e2 viene ridotto a 1,2 d0 e/o p2 viene ridotto a 2,4 d0, la resistenza a rifollamento Fb,Rd deve essere ridotta a 2/3 del valore fornito nel prospetto 6.4. Per valori intermedi 1,2 d0 ≤ e2 ≤ 1,5 d0 e/o 2,4 d0 ≤ p2 ≤ 3,0 d0, il valore di Fb,Rd può essere determinato mediante interpolazione lineare. (11) Per i bulloni impiegati in fori con tolleranze normalizzate (vedere 7.3.6), valori conservativi della resistenza di progetto a rifollamento Fb,Rd, basati sul diametro del bullone d, possono essere ottenuti dal prospetto 6.4.
6.5.6
Resistenze di progetto dei chiodi (1)P Allo stato limite ultimo la forza di progetto a taglio Fv,Ed su di un chiodo non deve eccedere il minore valore tra: - la resistenza di progetto a taglio Fv,Rd, - la resistenza di progetto a rifollamento Fb,Rd; entrambe valutate così come indicato nel prospetto 6.5. (2)P I collegamenti chiodati devono essere progettati per trasferire forze di taglio e di rifollamento. È sconsigliata la tensione nei chiodi di alluminio. (3)P I chiodi soggetti alla combinazione di taglio e trazione devono, inoltre, soddisfare la seguente relazione: F t,Ed F v,Ed ------------ + --------------------- ≤ 1,0 F v,Rd 1,4F t,Rd
(6.21)
(4)P I valori della resistenza di progetto a rifollamento Fb,Rd forniti nel prospetto 6.5 devono essere applicati solo quando la distanza dal bordo e2 sia non minore di 1,5 d0 e l’interasse p2, misurato nella direzione perpendicolare a quella di applicazione del carico, sia almeno pari a 3,0 d0. (5)P Per valori minori di e2 e/o di p2 deve essere applicata a Fb,Rd la stessa riduzione indicata in 6.5.5(10) per i bulloni. (6) Come regola generale, la lunghezza di presa di un chiodo non dovrebbe eccedere 4,5 d per chiodature realizzate a martello e 6,5 d per chiodature realizzate alla pressa.
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prospetto
6.5
Resistenze di progetto dei chiodi di alluminio Resistenza a taglio per ciascun piano di taglio: 0,6f ur A F v,Rd = ------------------γ Mr
(6.22)
Resistenza a rifollamento: 2,5 α f u d 0 t F b,Rd = --------------------------γ Mr
(6.23)
dove α è il minore tra: e 1 p 1 1 f ur --------- ; ---------- – --- ; ------- oppure 1,0 3d 0 3d 0 4 f u
(6.24)
fu è la resistenza caratteristica ultima a trazione del materiale costituente le parti collegate Resistenza a trazione. Non raccomandabile. A d0 fur e1, p1
6.5.7
è l’area del foro del chiodo; è il diametro del foro del chiodo; è la resistenza specificata allo stato limite ultimo del chiodo; vedere figura 6.4.
Bulloni e chiodi a testa svasata (1)P La resistenza di progetto a trazione Ft,Rd di un bullone a testa svasata deve essere assunta pari a 0,7 volte la resistenza di progetto a trazione indicata rispettivamente nel prospetto 6.4. o 6.5. (2)P L’angolo e la profondità della svasatura devono essere conformi alla testa del bullone a testa svasata, altrimenti la resistenza a trazione deve essere conseguentemente modificata. (3)P La resistenza di progetto a rifollamento Fb,Rd di un bullone o chiodo a testa svasata deve essere calcolata come specificato rispettivamente in 6.5.5 o 6.5.6, deducendo la metà della profondità della svasatura dallo spessore t delle parti collegate.
6.5.8
Chiodi cavi e chiodi con mandrini (1)P La resistenza di progetto dei chiodi cavi e dei chiodi con mandrini deve essere determinata attraverso prove.
6.5.9
Bulloni ad alta resistenza in collegamenti resistenti ad attrito
6.5.9.1
Generalità (1) Il progetto può essere basato su calcoli nel caso di nodi per i quali la resistenza del materiale delle parti collegate risulti maggiore di 200 N/mm2. Negli altri casi, la resistenza dei nodi nei quali si utilizzino bulloni ad alta resistenza di qualsiasi classe dovrebbe essere comprovata su base sperimentale. Nelle strutture di alluminio non si può ignorare la riduzione della pretensione dei bulloni per effetto degli sforzi di trazione negli elementi collegati. (2) Non si può ignorare l’effetto delle forti variazioni di temperatura e/o delle elevate lunghezze di presa che possono causare la riduzione o l’incremento della resistenza ad attrito a causa dell’espansione termica differenziale tra l’alluminio e il bullone di acciaio.
6.5.9.2
Stato limite ultimo (1)P È possibile assumere la resistenza ad attrito quale stato limite sia di esercizio che ultimo, vedere 6.5.3.1, ma, allo stato limite ultimo la sollecitazione di progetto a taglio Fv,Ed su di un bullone ad alta resistenza non deve risultare maggiore del più piccolo valore tra: - la resistenza di progetto a taglio Fv,Rd; - la resistenza di progetto a rifollamento Fb,Rd; - la resistenza a trazione, compressione o flessione della membratura nella sezione trasversale netta ed in quella lorda. UNI ENV 1999-1-1:2002
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6.5.9.3
Resistenza allo scorrimento/Resistenza a taglio (1)P La resistenza di progetto allo scorrimento di un bullone ad alta resistenza preteso deve essere assunta pari a: nµ F s,Rd = --------- F p,Cd γ Ms
(6.25)
dove: Fp,Cd è la forza di pretensione di progetto, definita in 6.5.9.4; µ è il coefficiente di attrito, vedere 6.5.9.5; n è il numero delle superfici di scorrimento. (2)P Per bulloni disposti in fori aventi tolleranze ordinarie, il coefficiente parziale di sicurezza per la resistenza allo scorrimento γMs deve essere assunto pari a:
γMs,ult = 1,25 per lo stato limite ultimo, γMs,ser = 1,10 per lo stato limite di esercizio. Se il coefficiente di attrito µ è determinato sulla base di prove condotte conformemente all’appendice A, il coefficiente parziale di sicurezza allo stato limite ultimo può essere ridotto di 0,1. (3) Nelle strutture di alluminio, i fori asolati ed i fori maggiorati non sono ricorrenti e non vengono contemplati nei presenti punti.
6.5.9.4
Pretensione (1)P Per bulloni ad alta resistenza conformi ai prEN o EN pertinenti, aventi coppia di serraggio controllata in conformità alla sezione 7, la forza di progetto di pretensione Fp,Cd da usarsi nei calcoli di progetto deve essere la seguente: Fp,Cd = 0,65 fub AS
per i bulloni di classe 8.8
(6.26a)
Fp,Cd = 0,7 fub AS
per i bulloni di classe 10.9
(6.26b)
(2)P Qualora siano impiegati altri tipi di bulloni pretesi o altri tipi di dispositivi di giunzione pretesi la forza di progetto di pretensione Fp,Cd deve essere concordata fra il cliente, il progettista e le competenti autorità.
6.5.9.5
Coefficiente di attrito (1) Il valore di progetto del coefficiente di attrito µ dipende dalla classe specificata del trattamento superficiale. Il valore del coefficiente µ nel caso di trattamenti ordinari di pallinatura dolce, N10a vedere ISO 468/1302, in assenza di trattamenti di protezione superficiale, dovrebbe essere ricavato dal prospetto 6.6. prospetto
6.6
Coefficiente di attrito per superfici trattate Spessore totale del giunto mm
Coefficiente di attrito µ
12 ≤ ∑t < 18 18 ≤ ∑t < 24 24 ≤ ∑t < 30 30 ≤ ∑t
0,27 0,33 0,37 0,40
L’esperienza mostra che i trattamenti di protezione superficiale applicati prima della pallinatura danno luogo a coefficiente di attrito più bassi. (2) I calcoli per ogni altro tipo di trattamento superficiale o l’adozione di coefficienti di attrito maggiori si devono basare su provini rappresentativi delle superfici impiegate nella struttura, secondo la procedura definita nell’appendice A.
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6.5.9.6
Combinazione di trazione e taglio (1)P Qualora un collegamento resistente ad attrito sia sottoposto ad una forza di trazione Ft, applicata contemporaneamente ad una forza di taglio Fv, che tende a produrre scorrimento, la resistenza allo scorrimento di un bullone deve essere assunta nel seguente modo: Categoria B: collegamento resistente ad attrito allo stato limite di esercizio n µ ( F p,Cd – 0,8F t,Ed,ser ) F s,Rd,ser = ---------------------------------------------------------γ Ms,ser
(6.27)
Categoria C: collegamento resistente ad attrito allo stato limite ultimo n µ ( F p,Cd – 0,8F t,Ed ) F s,Rd = --------------------------------------------------γ Ms,ult
6.5.10
(6.28)
Forze dovute all’effetto leva (1)P Qualora i dispositivi di giunzione debbano sopportare una forza applicata di trazione, essi devono essere dimensionati in modo da resistere anche alla forza addizionale indotta dall’effetto leva, nei casi in cui tale forza si sviluppi, vedere figura 6.10. figura
6.10
Forze indotte dall’effetto leva
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(2) Le forze indotte dall’effetto leva sono funzione della rigidezza relativa e delle proporzioni geometriche delle parti costituenti il collegamento, vedere figura 6.11. figura
6.11
Effetto dei dettagli costruttivi sulle forze indotte dall’effetto leva Legenda 1 Forza per effetto leva ridotta Piastra di estremità di elevato spessore 2 3 Forza per effetto leva elevata 4 Piastra di estremità di ridotto spessore
(3) Qualora nel progetto delle parti si tenga conto dell’effetto vantaggioso derivante dalla forza indotta dall’effetto leva, tale forza dovrebbe essere determinata con un’analisi idonea.
6.5.11
Giunti a sviluppo longitudinale (1)P Nei casi in cui la distanza Lj tra i centri dei dispositivi di giunzione terminali di un giunto, misurata nella direzione di applicazione del carico (vedere figura 6.12), sia maggiore di 15 d, dove d è il diametro nominale dei bulloni o dei chiodi, la resistenza di progetto a taglio Fv,Rd di tutti i dispositivi di giunzione calcolata come specificato in 6.5.5 o 6.5.6, a seconda del caso pertinente, deve essere ridotta attraverso un fattore riduttivo βLf, dato da: L j – 15d β Lf = 1 – -------------------200d
(6.29)
ma con 0,75 ≤ βLf ≤ 1,0.
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figura
6.12
Giunti a sviluppo longitudinale
(2) Questa regola non si applica nei casi in cui si abbia una distribuzione uniforme della forza trasmessa su tutta la lunghezza del giunto, per esempio nel caso di trasferimento della forza di taglio dall’anima di una sezione alla flangia.
6.5.12
Giunti a singola sovrapposizione con un unico dispositivo di giunzione (1)P Nei giunti formati dalla singola sovrapposizione di piatti e con un unico dispositivo di giunzione, vedere figura 6.13, il bullone deve essere provvisto di rondella sia sotto la testa che sotto il dado, per evitare il meccanismo collasso per estrazione del bullone. Nei giunti a singola sovrapposizione, si dovrebbe evitare l’utilizzo di chiodi singoli. (2)P La resistenza a rifollamento Fb,Rd determinata secondo quanto indicato in 6.5.5 deve essere limitata a: Fb,Rd ≤ 1,5 fu d t/γMb figura
6.13
(6.30)
Giunto a singola sovrapposizione con un unico bullone
(3) Nel caso di bulloni ad alta resistenza, di classe 8.8 o 10.9, per i giunti a singola sovrapposizione di piatti aventi un unico bullone, si dovrebbe ricorrere all’impiego di adeguate rondelle, anche in assenza di pretensione dei bulloni.
6.5.13
Dispositivi di giunzione attraverso imbottiture (1)P Qualora bulloni o chiodi trasmettano forze di taglio e le pressioni di contatto riguardino imbottiture di spessore totale tp maggiore di un terzo del diametro nominale d, la resistenza di progetto a taglio Fv,Rd calcolata come specificato in 6.5.5 o 6.5.6, a seconda del caso pertinente, deve essere ridotta attraverso un fattore riduttivo βp dato da: 9d β p = ---------------------- ma βp ≤ 1,0 8d + 3t p
(6.31)
(2) Per i collegamenti a taglio doppi con piatti di imbottitura disposti su entrambi i lati del giunto, tp dovrebbe essere assunto pari al maggiore degli spessori delle imbottiture. (3) I dispositivi di giunzione addizionali richiesti in conseguenza dell’introduzione del coefficiente riduttivo βp, si possono disporre estendendo l’imbottitura.
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6.5.14
Collegamenti con perni
6.5.14.1
Scopo e campo di applicazione (1) Il presente punto si applica ai collegamenti con perni in cui sia richiesta la libera rotazione. Collegamenti con perni per i quali non é richiesta rotazione possono essere calcolati come collegamenti dotati di un singolo bullone, vedere 6.5.5 e 6.5.9. I perni non possono essere caricati da solo taglio, quindi uno degli elementi da collegarsi dovrebbe avere un’estremità con forma a pettine o a cavallotto. Il sistema di bloccaggio del perno, per esempio con molle a scatto, dovrebbe essere progettato per sopportare un carico laterale pari al 10% della forza totale di taglio del perno.
6.5.14.2
Piastre e fori per i perni (1)P La geometria delle piastre dei collegamenti con perni deve essere conforme ai requisiti dimensionali. (2)P Allo stato limite ultimo la forza di progetto NRd nella piastra non deve eccedere la resistenza di progetto a rifollamento indicata nel prospetto 6.7. (3)P Le piastre dei perni predisposte per incrementare l’area netta di una membratura o per aumentare la resistenza a rifollamento di un perno devono essere in grado di trasmettere la forza di progetto dal perno alla membratura e devono essere disposte in modo da evitare ogni eccentricità.
6.5.14.3
Calcolo dei perni (1) I momenti flettenti in un perno dovrebbero essere calcolati nel modo indicato nella figura 6.14. (2)P Allo stato limite ultimo le forze ed i momenti di progetto in un perno non devono eccedere le relative resistenze di progetto fornite nel prospetto 6.7. prospetto
6.7
Resistenze di progetto per collegamenti con perni
Criterio
Resistenza
Taglio nel perno
Fv,Rd = 0,6 A fup/γMp
Flessione nel perno
MRd = 0,8 Wel fup/γMp
Combinazione di taglio e flessione nel perno
[MEd /MRd ]2 + [Fv,Ed /Fv,Rd ]2 ≤ 1,0
Rifollamento della piastra e del perno
Fb,Rd = 1,5 t d f0/γMp
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figura
6.14
Momento flettente in un perno
(6.32)
6.6
Collegamenti saldati
6.6.1
Generalità (1) Nel progetto dei nodi saldati dovrebbero essere considerate sia la resistenza delle saldature che la resistenza delle zone termicamente alterate (HAZ). (2)P Le istruzioni di progetto specificate nel seguito si devono applicare nei casi di: - procedura di saldatura MIG, per tutti gli spessori, procedura di saldatura TIG, solo per spessori di materiale fino a t = 6 mm, e per le riparazioni; - saldatore e procedura di saldatura approvati in accordo con i requisiti di qualificazione specificati, per esempio livello di qualità normale, vedere 7.5; - combinazioni di metallo di base e di apporto specificate in 3.3.4; - strutture soggette a carichi prevalentemente statici. (3)P Nel caso di elementi strutturali, qualora le condizioni suddette non siano soddisfatte, devono essere preparati mediante saldatura e sottoposti a prova appositi provini, vedere 7.5. (4)P Se per elementi parzialmente resistenti o non strutturali, è stato specificato dal progettista un livello di qualità inferiore, quali resistenze di progetto si devono utilizzare valori più bassi, correlati ad un γM = 1,65 , invece che ad un γM = 1,25 , vedere anche 6.1.1. (5)P Al fine di assicurare la qualità della saldatura, i provini di qualificazione devono essere preparati in conformità a procedure di saldatura regolamentate da specifiche scritte. Ciò consente di approvare il saldatore ed il metodo di saldatura, nonché di determinare i parametri della saldatura ed altri importanti dati che possono essere aggiunti alle
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specifiche del procedimento di saldatura. Inoltre, se necessario, tali provini possono essere sottoposti ad una prova meccanica per verificare il progetto e la procedura di saldatura.
6.6.2
Zona termicamente alterata (HAZ) (1)P Per le seguenti classi di leghe, devono essere prese in considerazione le zone termicamente alterate (vedere anche 5.3.4): - leghe trattabili termicamente, in qualsiasi condizione di trattamento termico superiore al T4 (serie 6xxx e 7xxx); - leghe non trattabili termicamente, in qualsiasi condizione di incrudimento (serie 3xxx e 5xxx). (2)P L’intensità e l’estensione (dimensione) dell’addolcimento (softening) relativamente alla zona termicamente alterata devono essere considerate in funzione di quanto specificato in 5.5. Sia l’intensità che l’estensione risultano differenti per la procedura TIG e MIG. Per la procedura di saldatura TIG si deve considerare una maggiore estensione (maggiore dimensione della HAZ) ed una maggiore intensità dell’addolcimento (softening) per effetto del maggiore trasferimento di calore che esso comporta. (3)P Le resistenze caratteristiche fa,haz e fv,haz per il materiale della HAZ sono specificate in 5.5.2. I fattori di addolcimento (softening) della HAZ si devono ricavare dal prospetto 5.2.
6.6.3
Progetto di collegamenti saldati (1)P Per il progetto dei collegamenti saldati si deve verificare quanto segue: - il progetto delle saldature, vedere 6.6.3.2 e 6.6.3.3; - la resistenza di progetto della HAZ adiacente ad una saldatura, vedere 6.6.3.4; - il progetto di collegamenti con combinazione di diversi tipi di saldature, vedere 6.6.3.5. (2) La capacità di deformazione di un giunto saldato può risultare migliore quando la resistenza di progetto delle saldature è maggiore di quella del materiale della HAZ.
6.6.3.1
Resistenza caratteristica del metallo di saldatura (1) Per la resistenza caratteristica del metallo di saldatura (fw) si possono adottare i valori riportati nel prospetto 6.8, ammesso che siano adottate le combinazioni di metallo base e di metallo di apporto specificate in 3.3.4. (2) Nel progetto dei collegamenti saldati delle strutture in lega di alluminio si dovrebbe osservare che, fatta eccezione per la riduzione di resistenza delle HAZ, la resistenza del metallo di apporto è generalmente minore di quella del metallo di base. prospetto
6.8
Resistenza caratteristica fw del metallo di saldatura Resistenza Caratteristica 2
fw [N/mm ]
Metallo di apporto
Lega 3103
5052
5083
5454
6060
6005A
6061
6082
7020
5356
-
170
240
220
160
180
190
210
260
4043A
95
-
-
-
150
160
170
190
2101)
Nota 1 Per profili estrusi e spessori del materiale 5 < t ≤ 25 mm, nelle leghe 6060-T5 i precedenti valori si devono ridurre a 140 N/mm2 (prospetto 3.2b). Nota 2 Per la lega 5754, si possono utilizzare i valori della lega 5454 e per la lega 6063 quelli della lega 6060. Nota 3 Se si utilizzano metalli di apporto 5056A, 5556A o 5183, si devono adottare le resistenze relative alla lega 5356. Nota 4 Se si utilizzano metalli di apporto 4047A o 3103, si devono adottare le resistenze relative alla lega 4043A. Nota 5 Per diverse combinazioni di leghe, si deve adottare la minore resistenza caratteristica del metallo di saldatura. 1) Solo in casi particolari a causa della ridotta resistenza ed allungamento dei giunti.
(3)P La resistenza caratteristica del metallo di saldatura deve essere differenziata in funzione del metallo di apporto adoperato. La scelta del metallo di apporto ha un’influenza significativa sulla resistenza del metallo di saldatura.
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6.6.3.2
Progetto delle saldature di testa
6.6.3.2.1
Saldature di testa a completa penetrazione (1)P Le saldature di testa a completa penetrazione devono essere adoperate nel caso di elementi strutturali. (2) Lo spessore efficace di una saldatura di testa a completa penetrazione si deve assumere pari allo spessore dell’elemento collegato, sempre che la saldatura sia correttamente realizzata. Nel caso di elementi di diverso spessore, quale spessore della saldatura si deve assumere il minore degli spessori degli elementi collegati. (3) I rinforzi o le rientranze della saldatura nei limiti specificati dovrebbero essere trascurate in progetto. (4)P La lunghezza efficace deve essere assunta pari alla lunghezza totale della saldatura nel caso in cui vengano utilizzati piatti di contenimento. Altrimenti, la lunghezza totale deve essere ridotta di due volte lo spessore t.
6.6.3.2.2
Saldature di testa a parziale penetrazione (1)P Le saldature di testa a parziale penetrazione si devono utilizzare per gli elementi strutturali solo quando si dimostri che non esistano seri difetti nella saldatura. In altri casi, le saldature di testa a parziale penetrazione devono essere utilizzate solo adottando un γMw maggiore, per effetto dell’alta sensibilità ai difetti di saldatura. Per saldature di testa a parziale penetrazione si deve considerare una sezione di gola efficace (vedere figura 6.22).
6.6.3.2.3
Formule di progetto per le saldature di testa (1)P Per le tensioni di progetto si deve assumere quanto segue: - tensione normale, trazione o compressione, perpendicolare all’asse della saldatura, vedere figura 6.15: fw σ ⊥ ≤ ---------γ Mw -
(6.33)
tensioni tangenziali, vedere figura 6.16: fw τ ≤ 0,6 ---------γ Mw
-
(6.34)
tensioni normali e tangenziali combinate: fw 2 σ ⊥2 + 3 τ ≤ --------γ Mw
(6.35)
dove: fw
σ⊥ τ γMw Nota
è la resistenza caratteristica del metallo di saldatura secondo quanto indicato nel prospetto 6.8; è la tensione normale, perpendicolare all’asse della saldatura; è la tensione tangenziale, parallela all’asse della saldatura; è il coefficiente di sicurezza parziale per i nodi saldati, vedere 6.1.1.
Le tensioni normali parallele all’asse della saldatura non devono essere considerate, vedere figura 6.15.
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figura
6.15
Saldature di testa, tensioni normali
figura
6.16
Saldature di testa, tensioni tangenziali
6.6.3.3
Progetto delle saldature a cordone d’angolo (1)P Nel progetto delle saldature a cordone d’angolo, la sezione di gola deve essere assunta quale sezione rappresentativa, in quanto la resistenza della saldatura a cordone d’angolo è ben determinata in funzione della sezione di gola e delle forze agenti su tale sezione. (2)P La sezione di gola deve essere determinata in funzione della lunghezza efficace e dell’altezza di gola efficace di un cordone di saldatura. (3)P La lunghezza efficace si deve assumere pari alla lunghezza totale del cordone di saldatura quando: - la lunghezza del cordone di saldatura è almeno 8 volte l’altezza di gola, e - la lunghezza del cordone di saldatura è non maggiore di 100 volte l’altezza di gola, nel caso di tensioni non uniformi, - la distribuzione delle tensioni lungo la lunghezza della saldatura è costante (per esempio nel caso di giunto a sovrapposizione, come mostrato nella figura 6.17). Nota 1
Con distribuzione uniforme di sollecitazioni non è necessaria alcuna restrizione della lunghezza della saldatura a cordone d’angolo, vedere figura 6.17. (4)P Se i requisiti sopra riportati non sono soddisfatti, la lunghezza efficace della saldatura, per le saldature con cordoni d’angolo longitudinali, si deve assumere nel modo di seguito indicato. (5)P Se la rigidezza degli elementi collegati differisce considerevolmente, si deve considerare una riduzione della lunghezza della saldatura. UNI ENV 1999-1-1:2002
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(6)P Nei casi in cui la lunghezza dei cordoni di saldatura longitudinali deve essere ridotta, si deve applicare la seguente relazione: Lw,eff = (1,2 - 0,2 Lw/100 a) Lw con Lw ≤ 100 a
(6.36)
dove: Lw,eff è la lunghezza efficace dei cordoni di saldatura longitudinali; Lw è la lunghezza totale dei cordoni di saldatura longitudinali; a è l’altezza di gola efficace, vedere figura 6.18. (7) In caso di distribuzioni di tensioni non uniformi e di saldature lunghe e di piccolo spessore, la capacità di deformazione agli estremi della saldatura può essere considerata esaurita prima che la parte centrale si plasticizzi; perciò il collegamento giunge a collasso mediante una specie di "effetto lampo". figura
6.17
Distribuzione delle tensioni in un giunto a sovrapposizione con saldature a cordone d’angolo Legenda a) Esempio di distribuzione delle tensioni uniforme b) Esempio di distribuzione delle tensioni non uniforme
a)
b)
(8)P L’altezza di gola efficace a deve essere determinata nel modo indicato nella figura 6.18 (a è l’altezza del maggiore triangolo inscrivibile nella saldatura). (9) Quando i provini di qualificazione mostrano una considerevole e favorevole penetrazione alla base di segno positivo, ai fini del progetto si può assumere quanto segue: - L’altezza di gola può essere incrementata del più piccolo tra il suo 20% e 2 mm, ammesso che sia stato definito una procedura di qualificazione. Così: a = 1,2 a oppure a = a + 2 mm. - Nelle saldature a cordone d’angolo con forte penetrazione, si può prendere in considerazione un’altezza di gola addizionale, ammesso che l’esistenza della considerevole penetrazione sia stata dimostrata attraverso prove. Perciò: a = a + apen, vedere figura 6.18. figura
6.18
Altezza di gola efficace a; penetrazione alla base favorevole apen
(10) Le forze agenti su una saldatura a cordone d’angolo possono essere ridotte in componenti di tensione rispetto alla sezione di gola, vedere figura 6.19. Queste componenti sono: - una tensione normale σ⊥, perpendicolare alla sezione di gola; UNI ENV 1999-1-1:2002
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figura
-
una tensione tangenziale τ⊥,
-
una tensione tangenziale τll,
agente sulla sezione di gola perpendicolarmente all’asse della saldatura; agente sulla sezione di gola parallelamente all’asse della saldatura.
Nota
La tensione normale σll, agente lungo l’asse della saldatura, non deve essere considerata, vedere figura 6.19.
6.19
Tensioni σ⊥, τ⊥, τII, agenti sulla sezione di gola di una saldatura a cordone d’angolo Legenda 1 Sezione di gola
(11)P Queste componenti di tensione si devono combinare per ottenere una tensione di riferimento σc, nel modo di seguito indicato:
σc =
σ ⊥2 + 3 ( τ ⊥2 + τ II2 )
(6.37)
dove: per le tensioni di progetto si deve applicare quanto segue: fw σ c ≤ --------γ Mw
(6.38)
fw σ ⊥ ≤ --------γ Mw
(6.39)
dove: fw è la resistenza caratteristica del metallo di saldatura in accordo con il prospetto 6.8; γMw è il coefficiente parziale di sicurezza per giunti saldati, vedere 6.1.1. (12)P Per i due seguenti casi ricorrenti si devono applicare le seguenti formule di progetto, ricavate sulla base dell’approccio β: - giunto a doppio cordone d’angolo, caricato perpendicolarmente all’asse della saldatura (vedere figura 6.20). Per l’altezza di gola a si ottiene: σt a > 0,7 ------------------f w ⁄ γ Mw
(6.40)
dove: F σ = ----- tensione normale nell’elemento collegato; (6.41) tb F carico di progetto nell’elemento collegato; fw resistenza caratteristica del metallo di saldatura in accordo con il prospetto 6.8; t spessore dell’elemento collegato, vedere figura 6.20; b larghezza dell’elemento collegato.
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figura
6.20
Giunto a doppio cordone d’angolo, caricato perpendicolarmente all’asse della saldatura
-
giunto a doppio cordone d’angolo caricato parallelamente all’asse della saldatura (vedere figura 6.21). Per l’altezza di gola a si deve assumere:
τt a > 0,85 ------------------f w ⁄ γ Mw
(6.42)
dove: F τ = -------t h F fw t h figura
6.6.3.4
6.21
tensione tangenziale nell’elemento collegato;
(6.43)
carico nell’elemento collegato; resistenza caratteristica del metallo di saldatura in accordo con il prospetto 6.8; spessore dell’elemento collegato, vedere figura 6.21; altezza dell’elemento collegato, vedere figura 6.21.
Giunto a doppio cordone d’angolo caricato parallelamente all’asse della saldatura
Resistenza di progetto della zona termicamente alterata (HAZ) (1)P La resistenza di progetto di una HAZ adiacente una saldatura si deve assumere come segue: a) forza di trazione perpendicolare al piano di collasso (vedere figura 6.22): HAZ per saldature di testa: f a,haz - all’estremità della saldatura (sezione trasversale piena); σ haz ≤ -----------γ Mw
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(6.44)
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HAZ per saldature di testa a parziale penetrazione: t e f a,haz - al confine della zona di fusione (penetrazione parziale te < t ); (6.45) σ haz ≤ ------------------t γ Mw HAZ per saldature a cordoni d’angolo: f a,haz - all’estremità della saldatura (sezione trasversale piena);(6.46) σ haz ≤ -----------γ Mw g 1 f a,haz - al confine della zona di fusione, vedere figure 6.18 e 6.22.(6.47) σ haz ≤ -------------------t γ Mw dove: σhaz è la tensione normale di progetto perpendicolare all’asse della saldatura; t è lo spessore dell’elemento collegato; te è l’altezza di gola efficace per le saldature di testa a parziale penetrazione; è la lunghezza laterale del cordone per le saldature a cordoni d’angolo, vedere g1 figura 6.18; fa,haz è la resistenza caratteristica della HAZ, vedere 6.6.2; γMw è il coefficiente del materiale per i giunti saldati, vedere 6.1.1. b) Forza di taglio nel piano di collasso: HAZ per saldature di testa: f v,haz - all’estremità della saldatura; τ haz ≤ ----------γ Mw
(6.48)
t f v,haz - al confine della zona di fusione. τ haz ≤ ---e- ----------t γ Mw
(6.49)
HAZ per saldature a cordoni d’angolo: f v,haz - all’estremità della saldatura; τ haz ≤ ----------γ Mw
(6.50)
g f v,haz - al confine della zona di fusione. τ haz ≤ -----1- ----------t γ Mw dove: τhaz è la tensione tangenziale parallela all’asse della saldatura; fv,haz è la resistenza tangenziale caratteristica della HAZ, vedere 6.6.2; γMw è il coefficiente del materiale per i giunti saldati, vedere 6.1.1. Altri simboli: vedere 6.6.3.4 a). c) Combinazione di taglio e trazione:
(6.51)
HAZ per saldature di testa: f v,haz - all’estremità della saldatura; σ 2 + 3 τ 2 ≤ ----------γ Mw
(6.52)
t f v,haz - al confine della zona di fusione; σ 2 + 3 τ 2 ≤ ---e- ----------t γ Mw
(6.53)
HAZ per saldature a cordone d’angolo: f a,haz - all’estremità della saldatura; σ 2 + 3 τ 2 ≤ -----------γ Mw
(6.54)
g f a,haz - al confine della zona di fusione. σ 2 + 3 τ 2 ≤ -----1- -----------t γ Mw
(6.55)
Per il significato dei simboli vedere 6.6.3.4 a) e b).
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figura
6.22
Piani di collasso della HAZ adiacente alla saldatura; F = HAZ, confine della zona di fusione; T = HAZ, estremità della saldatura, sezione trasversale piena Legenda Altezza di gola efficace 1 2 Saldatura di chiusura
(2) Le precedenti linee guida per il progetto delle HAZ si riferiscono ai collegamenti saldati. In 5.3 e 5.5 sono specificate le linee guida di progetto relativamente all’effetto delle HAZ sul comportamento strutturale delle membrature.
6.6.3.5
Progetto di collegamenti con combinazione di diversi tipi di saldature (1)P Per il progetto di collegamenti con combinazione di vari tipi di saldature si deve applicare uno dei due seguenti metodi: Metodo 1: Le forze agenti sul giunto sono distribuite tra le saldature che sono più adatte a sostenerle. Metodo 2: Le saldature sono progettate per le tensioni che si sviluppano nel metallo di base delle diverse parti del giunto. (2) Applicando uno dei due precedenti metodi, il progetto dei collegamenti con combinazione di differenti tipi di saldature è ricondotto al progetto delle singole saldature componenti. Nota 1
Con il metodo 1 si deve controllare che la saldatura possegga sufficiente capacità di deformazione per consentire una tale distribuzione semplificata delle forze. Inoltre, le forze assunte nelle saldature non dovrebbero dare luogo a sovraccarichi nelle membrature.
Nota 2
Con il metodo 2 i problemi di cui sopra non esistono, ma, talvolta, può risultare complicato determinare le tensioni nel metallo base delle diverse parti del giunto.
Nota 3
L’assunzione di una distribuzione di forze semplificata, come descritta con riferimento al metodo 1, corrisponde al procedimento più comunemente utilizzato. Poiché la distribuzione reale delle forze tra le saldature è fortemente indeterminata, tale assunzione si è dimostrata soddisfacente ed accettabile nella pratica progettuale. Tuttavia, le relative ipotesi fanno affidamento sulla provata capacità delle saldature di ridistribuire le forze in campo plastico. (3) Le tensioni residue e le altre tensioni che non contribuiscono al trasferimento del carico non devono essere considerate nel progetto. Per esempio, non devono essere considerate le tensioni indotte dalle eccentricità secondarie presenti nel giunto.
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6.7
Collegamenti ibridi (1)P Quando sono impiegate differenti tipologie di dispositivi di giunzione per la trasmissione di un’azione di taglio o quando le saldature ed i dispositivi di giunzione sono usati in combinazione, il progettista deve verificare che essi siano in grado di agire contemporaneamente. (2) In generale, il grado di collaborazione può essere valutato prendendo in considerazione le curve carico-spostamento del particolare collegamento realizzato con le singole tipologie di unione, oppure mediante l’esecuzione di adeguate prove sperimentali dell’intero collegamento ibrido. (3)P In particolare, i bulloni ordinari aventi tolleranze di foro non devono collaborare con le saldature. (4) Si può assumere che, in collegamenti progettati per resistere ad attrito allo stato limite ultimo (Categoria C in 6.5.3.1), l’azione di taglio si ripartisca tra i bulloni ad alta resistenza pretesi e le saldature, purché il serraggio finale dei bulloni sia effettuato successivamente al completamento della saldatura. Il carico di progetto totale dovrebbe essere assunto come somma del carico di progetto di ciascuna unione, determinato con riferimento al corrispondente valore γM.
6.8
Collegamenti con adesivi
6.8.1
Generalità (1) I giunti strutturali di alluminio possono essere realizzati mediante incollaggio con adesivo. Questo tipo di collegamento richiede una tecnica consolidata e dovrebbe essere utilizzato con estrema cautela. (2)P Le linee guida di progetto di seguito specificate si devono applicare solo a condizione che: - il progetto del giunto sia tale che debbano trasmettersi solo forze di taglio (vedere 6.8.2.1); - si applichino adesivi appropriati (vedere 6.8.2.2); - le procedure per la preparazione della superficie prima dell’incollaggio rispettino le specifiche richieste dall’applicazione [vedere 6.8.2.2(3)]. (3)P Non si deve contemplare l’uso di adesivo per i giunti strutturali principali, a meno che la sua validità non sia stata verificata mediante una consistente sperimentazione, includendo prove climatiche e prove a fatica, qualora esse risultino pertinenti. (4) L’unione mediante adesivi può per esempio essere soddisfacentemente impiegata per la combinazione di piatti ed irrigidimenti ed in altre condizioni di sollecitazione secondaria. (5) I carichi dovrebbero essere distribuiti su un’area quanto più larga possibile. Solitamente, all’aumento della larghezza dei giunti corrisponde un proporzionale incremento della resistenza. L’aumento della lunghezza risulta vantaggioso soltanto per sovrapposizioni molto brevi. Lunghezze di sovrapposizione maggiori inducono concentrazioni di tensione più severe, in particolare in corrispondenza delle estremità della sovrapposizione.
6.8.2
Progetto di collegamenti con adesivi
6.8.2.1
Progetto del giunto (1) Nel progetto dei giunti con adesivo, le forze di taglio dovrebbero essere valutate con cautela; le forze di trazione - in particolare la resistenza al distacco degli strati (peeling) o le altre azioni tendenti ad aprire il giunto - dovrebbero essere evitate oppure dovrebbero essere trasferite attraverso mezzi strutturali complementari. Inoltre, per assicurare un meccanismo di rottura di tipo duttile, si dovrebbe garantire una distribuzione uniforme delle tensioni e una sufficiente capacità di deformazione.
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Per esempio, le azioni di trazione agenti sul giunto si possono trasferire attraverso le parti estruse del giunto, mentre le azioni di taglio sono assorbite dall’adesivo, vedere figura 6.23. Una sufficiente capacità di deformazione si può ottenere nel caso in cui la resistenza di progetto del giunto risulta maggiore della resistenza allo snervamento dell’elemento collegato. figura
6.23
6.8.2.2
Elementi estrusi; le forze di trazione nel piano vengono trasferite mediante le parti ad incastro; le forze di taglio sono trasferite attraverso l’adesivo.
Resistenza caratteristica degli adesivi (1) Con riferimento alle proprietà meccaniche, nelle applicazioni strutturali si dovrebbero utilizzare gli adesivi ad alta resistenza (vedere prospetto 6.9). Tuttavia, anche la tenacia dovrebbe essere sufficiente ad evitare concentrazioni di tensioni e di deformazioni ed a garantire un meccanismo di rottura di tipo duttile. L’influenza del modulo E dell’adesivo sulla resistenza e sulla rigidezza del giunto non risulta significativa. Però, gli adesivi con basso valore del modulo E risultano maggiormente sensibili ai fenomeni di scorrimento viscoso (creep). Per quanto riguarda le altre proprietà degli adesivi, si osserva che nell’intervallo di temperatura tra -20 °C e +60 °C le proprietà dell’adesivo non variano di molto, fintantoché non si superi la temperatura di rottura fragile. (2)P I pre-trattamenti delle superfici da incollare devono essere selezionati in modo che il giunto soddisfi i requisiti di progetto durante la vita di esercizio della struttura. Talvolta, risulta sufficiente la semplice sgrassatura, ma spesso, per i giunti con componenti fortemente sollecitate, si dovrebbe operarare dei pre-trattamenti addizionali di tipo meccanico (per esempio la spazzolatura) oppure di tipo chimico (per esempio l’incisione, l’ossidazione anodica, la cromazione della superficie). (3) Per la determinazione della resistenza caratteristica a taglio degli adesivi fv,adh adoperati nelle applicazioni di tipo strutturale, si può fare riferimento ai valori del prospetto 6.9. prospetto
6.9
Valori della resistenza caratteristica a taglio degli adesivi fv,adh N/mm2
Tipo di adesivo 1-componente, vulcanizzato a caldo, resina epossidica modificata 2-componenti, vulcanizzato a freddo, resina epossidica modificata 2-componenti, vulcanizzato a freddo, acrilico modificato
35 25 20
(4) I tipi di adesivi menzionati nel prospetto 6.9 possono essere usati nelle applicazioni strutturali nelle condizioni precedentemente specificate in 6.8.2.1 e 6.8.2.2. I valori indicati nel prospetto 6.9 sono basati sui risultati di una estesa ricerca. Tuttavia, è concesso l’uso di valori di resistenza a taglio più elevati di quelli specificati nel prospetto 6.9, sempre che vengano condotte adeguate prove sperimentali, vedere 6.8.3.
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6.8.2.3
Tensioni tangenziali di progetto (1)P La tensione tangenziale di progetto deve essere presa pari a f v,adh τ ≤ -----------γ Ma
(6.56)
dove: τ fv,adh
è la tensione tangenziale nel piano dell’adesivo; è il valore della resistenza tangenziale caratteristica dell’adesivo, vedere 6.8.2.2; γMa = 3,0 è il coefficiente del materiale per i giunti con adesivo, vedere 6.1.1. Si deve utilizzare un così alto valore di γMa perché: - il progetto del giunto è basato sulla resistenza a taglio ultima dell’adesivo; - lo scarto nei valori della resistenza dell’adesivo può risultare considerevole; - il livello di esperienza riguardo ai giunti con adesivo è limitato.
6.8.3
Prove (1) Si possono utilizzare valori della resistenza tangenziale caratteristica degli adesivi più elevati rispetto a quelli specificati nel prospetto 6.9 qualora si effettuino prove a taglio sullo spessore aderente, vedere figura 6.24. Per ottenere un valore affidabile della resistenza tangenziale dell’adesivo applicato, i risultati di queste prove si devono valutare in accordo a quanto indicato nel paragrafo 8.4. figura
6.24
Provino per le prove a taglio sullo spessore aderente Dimensioni in mm
(2) La resistenza dei giunti o elementi realizzati con adesivo può anche essere determinata mediante prove sperimentali condotte in accordo alla Sezione 8. I campioni dovrebbero essere realizzati in scala reale, utilizzando la stessa procedura di realizzazione adottata per la fabbricazione dei giunti. Questi giunti campione dovrebbero essere sottoposti a prova in condizioni costruttive e di carico del giunto similari a quelle che si verificano nella struttura reale.
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7
FABBRICAZIONE ED ESECUZIONE
7.1
Generalità
7.1.1
Scopo e campo di applicazione (1)P La presente Sezione identifica i requisiti delle lavorazioni richiesti per la fabbricazione e l’esecuzione al fine di garantire che le ipotesi di progetto del presente Eurocodice siano soddisfatte e, dunque, che possa essere raggiunto il livello atteso di sicurezza. (2)P Qualsiasi requisito addizionale specifico per strutture particolari deve essere dichiarato nelle specifiche di progetto.
7.1.2
Requisiti (1)P Tutte le leghe di alluminio strutturale, i dispositivi di giunzione e gli elettrodi per la saldatura devono soddisfare i requisiti specificati nella Sezione 3. (2)P Nel caso di utilizzo di qualche materiale alternativo o addizionale, i requisiti specificati in (1) devono essere integrati per quanto necessario in modo da assicurare un uguale livello di sicurezza e di esercizio (durabilità).
7.2
Specifica di progetto (1)P Il progettista o il responsabile della specifica deve fornire, o adottare, una specifica di progetto contenente i dettagli di tutti i requisiti per i materiali, la fabbricazione, la protezione e l’esecuzione necessari ad assicurare la conformità alle ipotesi di progetto in relazione alla particolare struttura. (2)P Le specifiche di progetto devono far riferimento ai requisiti indicati in 7.1.2, ma possono essere integrate da un qualsiasi requisito speciale riguardante: - la fabbricazione; - l’esecuzione; - la protezione; - l’ispezione; - l’accettazione. (3)P La specifica di progetto può integrare i requisiti delle norme di riferimento, ma non deve ridurre i loro requisiti tecnologici e non deve trascurare quelli minimi specificati nella presente Sezione. (4)P La specifica di progetto deve specificare quali opzioni elencate nella documentazione in 7.1.2 devono applicarsi al progetto. (5) La specifica di progetto può includere disegni in aggiunta al testo. (6)P Dopo l’approvazione, la specifica di progetto non deve essere modificata senza il benestare del responsabile della specifica/progettista. (7) Per quanto possibile, i requisiti nella specifica di progetto non dovrebbero essere modificati rispetto a 7.1.2.
7.3
Preparazione del materiale
7.3.1
Generalità (1)P Le operazioni di fabbricazione ed assemblaggio per l'alluminio devono tenere conto della leggerezza delle strutture e degli assemblaggi, della grande deformabilità delle membrature, delle variazioni delle dimensioni dovute alla temperatura e della facilità con cui l'alluminio può essere lavorato. (2)P Durante l’esecuzione, la struttura deve essere resa sicura mediante opportuni dispositivi di giunzione. Se necessario, si devono utilizzare controventi temporanei per assicurare la stabilità della struttura sotto tutte le forze e le condizioni di esecuzione, incluse quelle derivanti dai macchinari per il montaggio e dalle loro operazioni.
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7.3.2
Conservazione e trasporto (1)P L'alluminio si deve conservare in luoghi asciutti, non a contatto con il suolo. Deve essere evitato il contatto con altri metalli e con materiali come il cemento ed il legno umido. Nota
Ciò serve ad evitare la possibilità di corrosione superficiale che può causare coloritura o marcatura antiestetica. Le lamiere ed i piatti risultano particolarmente sensibili. (2)P Si deve avere cura del materiale destinato ad uso architettonico, in particolare se il materiale è anodizzato; se esiste possibilità di pericolo o danneggiamento, le superfici devono essere protette con pellicole adesive o lacche a spirito. (3)P Al fine di evitare possibili distorsioni, le lamiere ed i patti devono essere accatastati, se possibile con le estremità posizionate in una rastrelliera. (4)P Le parti costituenti la costruzione di alluminio devono essere impacchettate per evitare il danneggiamento meccanico, l'abrasione e il contatto con agenti che possono indurre corrosione superficiale e la coloratura durante il trasporto.
7.3.3
Tolleranze di fabbricazione, esecuzione ed assemblaggio (1)P Le tolleranze di fabbricazione, di costruzione in sito e di assemblaggio delle strutture e delle componenti devono essere specificate dal progettista.
7.3.4
Marcatura (1)P Nelle zone di materiale sottile soggette a stati tensionali critici, non si deve eseguire la tracciatura di linee sottili e, laddove si dovranno effettuare delle saldature, non deve essere utilizzata pittura, gessetto, grafite o altro materiali di marcatura che possa contaminare le superfici. (2)P Durante le operazioni di misurazione, marcatura ed assemblaggio, soprattutto nei casi in cui si verifichino forti escursioni di temperatura, deve essere prestata la dovuta cautela agli effetti del coefficiente di dilatazione termica dell’alluminio, che risulta relativamente elevato.
7.3.5
Taglio (1) Il taglio deve essere effettuato con mezzi meccanici, cesoia o all’arco. Le seghe a nastro e le seghe circolari devono avere una forma ed un passo della dentatura adeguati allo spessore del materiale da tagliare. Le superfici di taglio devono essere lisce, prive di bavatura, distorsioni o altre irregolarità. Si deve prestare attenzione ad evitare l’uso di utensili contaminati da altri metalli, in particolare rame ed ottone. Generalmente, il taglio deve essere limitato ad elementi aventi spessore non maggiore di 6 mm. Il taglio all’arco si deve applicare mediante un procedimento per il quale si sia dimostrato, mediante prove la cui valutazione è affidata alla sensibilità del progettista, che non si inducano effetti deleteri sul materiale. Non deve essere praticato il taglio alla fiamma, ma è possibile eseguire il taglio con acqua. (2) Le estremità tagliate con cesoia o all’arco devono successivamente essere lavorate all’utensile o levigate se sono utilizzate come estremità da saldare in elementi strutturali. Per le leghe della serie 7xxx , le estremità tagliate devono essere lavorate a rovescio per eliminare le aree con tensioni residue.
7.3.6
Foratura a trapano, punzonamento ed alesatura (1) I fori possono essere realizzati mediante la foratura con trapano oppure la foratura con trapano seguita dall’alesatura. Il punzonamento può essere praticato per spessori maggiori di circa 20 mm, eccezione fatta per le leghe della serie 7xxx. Nel caso delle leghe della serie 7xxx, si potrebbe operare la punzonatua con dimensione minore di quella richiesta, avendo successivamente cura di rimuovere tutte le bavature, i difetti, le distorsioni locali e le aree di tensione residua mediante l’alesatura.
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(2)P I fori per i bulloni e chiodi, a meno che stabilito diversamente dal progettista, devono avere le dimensioni specificate nel prospetto 7.1. Qualora il progettista richieda per qualche elemento la realizzazione dei fori per bulloni e chiodi mediante trapanatura in corrispondenza di parti assemblate e fermamente serrate le une alle altre, tali parti devono essere successivamente separate per rimuovere le bavature. prospetto
7.1
Tolleranza dei fori per bulloni, rivetti e dispositivi di giunzione speciali Tipo
Materiale
Bulloni ad alta precisione
-
Bulloni non ad alta precisione
-
Diametro mm
Tolleranza sul diametro mm ≤ 0,151)
qualsiasi
----------- : 2 500
N q = ------- ( 1 + σ ) 60 L
dove: ρq σ
è lo spostamento nel piano del sistema di controvento indotto da q più gli eventuali carichi esterni. = 500 ρqr ma σ ≥ 0,2.
Per membrature aventi vincoli multipli:
L per ρ q ≤ --------------- : 2 500
L
per ρ q > ----------- : 2 500
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ΣN q = ------- ( k r + 0,21 ) ; 60 L ΣN q = ------- ( k r + σ ) . 60 L
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C.4.5
Imperfezioni delle membrature (1) Generalmente, gli effetti delle imperfezioni sul calcolo delle membrature dovrebbero essere incorporati utilizzando le curve di instabilità pertinenti così come definite nel presente Eurocodice. figura
C.8
Forze sul controvento in corrispondenza di discontinuità degli elementi compressi
φ / krφo φo = 1/200 2φN = krNEd/100
Sistema di controvento
C.5
Stabilità agli spostamenti laterali
C.5.1
Rigidezza agli spostamenti laterali (1) Tutte le strutture dovrebbero possedere una sufficiente rigidezza per limitare gli spostamenti laterali. Ciò può essere assicurato mediante: a) la rigidezza agli spostamenti laterali dei sistemi di controvento, che possono essere costituiti da: - telai a maglie triangolari; - telai a nodi rigidi; - pareti a taglio, nuclei e simili. b) la rigidezza agli spostamenti laterali dei telai, che può essere assicurata attraverso uno o più dei seguenti metodi: - triangolazione; - rigidezza dei collegamenti; - colonne con schema a mensola. (2) Si possono utilizzare collegamenti semirigidi, purché si sia in grado di dimostrare che essi forniscono, con sufficiente affidabilità, una rigidezza rotazionale che consenta di soddisfare i requisiti di stabilità dei telai a nodi spostabili (vedere 6.4). (3) I metodi di calcolo per i telai a nodi spostabili sono specificati nell’appendice F.
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C.5.2
Classificazione dei telai come a nodi spostabili e a nodi fissi (1) Un telaio può essere classificato a nodi fissi se risulta sufficientemente rigido nei confronti delle forze orizzontali nel piano, così da poter trascurare, con accettabile approssimazione, le sollecitazioni interne addizionali indotte dagli spostamenti orizzontali dei nodi. (2) Ogni altro telaio dovrebbe essere considerato a nodi spostabili, portando in conto, nel suo progetto, gli effetti degli spostamenti orizzontali dei nodi. (3) Per una determinata condizione di carico, un telaio può essere considerato a nodi fissi, se il rapporto rispetto al carico critico elastico VEd/Vcr di quella data condizione di carico soddisfa il seguente criterio: V Ed ---------- ≤ 0,1 V cr
(C.5)
dove: VEd è il valore di progetto del carico verticale totale; Vcr è il suo valore critico elastico di instabilità. (4) I telai piani costituiti da travi e colonne nelle strutture di edifici con travi che collegano tutte le colonne a ciascun livello di impalcato (vedere figura C.9) possono essere considerati come telai a nodi fissi per una data condizione di carico se risulta soddisfatto il criterio indicato di seguito. Quando si utilizza la teoria del primo ordine, gli spostamenti orizzontali di ciascun piano, calcolati con riferimento ai carichi di progetto orizzontali e verticali ed all’imperfezione laterale iniziale (vedere C.4.3) applicata nella forma di forze orizzontali equivalenti, dovrebbero soddisfare la condizione:
δ V --- ---- ≤ 0,1 h H
(C.6)
dove: δ è lo spostamento orizzontale alla sommità del piano rispetto alla parte inferiore del piano; h è l’altezza di interpiano; H è il taglio totale di piano, valutato in corrispondenza della parte inferiore del piano; V è la forza verticale totale, valutata in corrispondenza della parte inferiore del piano. figura
C.5.3
C.9
Telaio di edificio con travi che collegano tutte le colonne a ciascun livello di impalcato
Classificazione dei telai come controventati e non controventati (1) Un telaio può essere classificato come controventato, se la sua resistenza agli spostamenti laterali è assicurata da un sistema di controvento che risulti sufficientemente rigido nei confronti dei carichi orizzontali nel piano, così da assumere, con accettabile precisione, che tutti i carichi orizzontali siano assorbiti dallo stesso sistema di controvento. (2) Un telaio può essere classificato come controventato, se il sistema di controvento riduce i suoi spostamenti orizzontali di almeno l’80%. (3) Un telaio controventato può essere trattato come telaio a nodi fissi.
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(4) Nel calcolo del sistema di controvento, dovrebbero essere presi in considerazione gli effetti delle imperfezioni laterali iniziali relative al telaio controventato (vedere C.4.3). (5) Le imperfezioni laterali iniziali (o le forze orizzontali equivalenti, vedere C.4.3) più le eventuali forze orizzontali applicate al telaio controventato, possono essere considerate agenti sul solo sistema di controvento. (6) Il sistema di controvento dovrebbe essere progettato in modo da resistere: - a qualunque carico orizzontale applicato ai telai che esso controventa; - a qualunque carico orizzontale o verticale applicato direttamente al sistema di controvento; - agli effetti delle imperfezioni laterali iniziali (o alle forze orizzontali equivalenti) derivanti dallo stesso sistema di controvento e da tutti i telai che esso controventa. (7) Quando il sistema di controvento è un telaio o una sotto-struttura a telaio, esso stesso può essere un telaio a nodi spostabili o a nodi fissi, vedere C.5.2. (8) Nell’applicazione del criterio indicato in C.5.2(3) ad un telaio o sotto-struttura a telaio avente le funzioni di sistema di controvento, si dovrebbe considerare anche il carico verticale totale agente su tutti i telai che esso controventa. (9) Nell’applicazione del criterio indicato in C.5.2(4) ad un telaio o sotto-struttura a telaio avente le funzioni di sistema di controvento, si dovrebbe considerare anche il carico orizzontale e verticale totale agente su tutti i telai che esso controventa, oltre all’imperfezione laterale iniziale, applicata sotto forma di forze orizzontali equivalenti, relativa allo stesso sistema di controvento ed a tutti i telai che esso controventa.
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APPENDICE (informativa) D.1
D METODI DI ANALISI GLOBALE
Generalità (1) Per la classificazione generale dei metodi di calcolo delle strutture, fare riferimento alla Sezione 5.2.1. (2) A seconda che il comportamento strutturale della membratura sia noto o meno, i metodi di analisi si suddividono in: a) metodi che operano sulla struttura considerata come un assemblaggio di membrature strutturali semplici (travi, colonne, piastre, ecc.), il cui comportamento strutturale individuale sia completamente noto; b) metodi che richiedono che la struttura sia discretizzata in elementi finiti, il cui comportamento strutturale individuale sia definito attraverso adeguate modellazioni numeriche. (3) I metodi di analisi globale inquadrabili nell’ambito individuato al precedente punto a) sono (vedere 5.2.1): - Analisi elastica lineare; - Analisi rigido-perfettamente plastica; - Analisi elastico-perfettamente plastica; - Analisi rigido-incrudente; - Analisi elastico-incrudente. (4) Tutti i metodi di analisi precedentemente elencati sono basati sull’assemblaggio di elementi semplici per i quali è possibile esprimere la rigidezza o deformabilità nodale mediante relazioni in forma chiusa. (5) Si assume che le possibili deformazioni plastiche siano concentrate in corrispondenza di singole sezioni (sezioni di estremità, sezioni caricate da forze concentrate, sezioni in cui hanno luogo cambiamenti di sezione trasversale, ecc.) sotto forma di cerniere plastiche. Nel tratto compreso tra due di queste sezioni, il comportamento rimane perfettamente elastico. Per questo motivo, tutti i metodi di analisi elencati precedentemente, tranne l’analisi elastica lineare, vengono indicati nel seguito come "metodi delle cerniere plastiche". Per maggiori dettagli sull’applicazione di tali metodi, vedere sezione D.3. (6) I metodi di analisi globale inquadrabili nell’ambito individuato al precedente punto b) sono (vedere 5.2.1): - Analisi elastica non lineare; - Analisi inelastico-perfettamente plastica; - Genericamente inelastica. (7) Questi metodi permettono di considerare l’effettivo comportamento inelastico della struttura, con un grado di accuratezza crescente con il livello di discretizzazione. In particolare, si può assumere che l’analisi genericamente inelastica fornisca un’attendibile rappresentazione del comportamento strutturale, sia con riferimento alla capacità portante che alla richiesta di duttilità (vedere la Sezione D.2). (8) Qualunque sia il metodo di analisi adoperato, le ipotesi che si formulano sulla relazione generalizzata forza-spostamento per la sezione trasversale devono essere coerenti con il legame tensione-deformazione assunto per il materiale. Le possibili combinazioni sono indicate nel prospetto D.1, relativamente alle sezioni soggette a carico assiale e flessione.
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prospetto D.1
Relazioni tra i modelli comportamentali del materiale e della sezione Legame costitutivo del materiale (vedere Sezione 5.2.1)
Relazione generalizzata forza-spostamento Sezioni compresse (N - ε)
D.2
Sezioni inflesse (M - χ)
Elastico lineare
Elastico lineare
Elastico lineare
Elastico non lineare
Elastico non lineare
Elastico non lineare
Rigido-plastico
Rigido-plastico
Rigido-plastico
Rigido-incrudente
Rigido-incrudente
Rigido-incrudente
Elasto-plastico
Elasto-plastico
Inelasto-plastico Elasto-plastico (per α0 < 1,2)
Elasto-incrudente
Elasto-incrudente
Genericamente inelastico Elasto-incrudente (per α0 < 1,2)
Inelasto-plastico
Inelasto-plastico
Inelasto-plastico
Genericamente inelastico
Genericamente inelastico
Genericamente inelastico
Valutazione delle richieste di duttilità (1) Le prescrizioni fornite nella presente Sezione si applicano soltanto alle strutture le cui membrature abbiano sezioni trasversali di Classe 1 (vedere appendice H), cioè alle strutture in cui il collasso ha luogo per il raggiungimento della deformazione ultima in un certo numero di sezioni trasversali. Le seguenti regole non si applicano alle strutture le cui membrature abbiano sezioni trasversali di Classe 2, 3 o 4, a meno che non si tenga specificamente conto degli effetti dei fenomeni di instabilità locale, ai fini della valutazione tanto della capacità portante quanto della duttilità disponibile. (2) La valutazione della duttilità richiesta in uno schema strutturale sotto le azioni di progetto può essere alternativamente: a) Rigorosa, b) Convenzionale; a seconda che venga applicato alla struttura un sistema di spostamenti o un sistema di forze. (3) Se alla struttura viene imposto un sistema di spostamenti, la duttilità richiesta può essere valutata in maniera rigorosa, indipendentemente dalle capacità di resistenza della struttura, come il valore massimo di un parametro di deformazione che la struttura deve essere in grado di raggiungere sotto un assegnato processo di carico, nel quale un generico parametro di spostamento viene assunto come variabile indipendente. (4) Se la struttura viene caricata mediante l’applicazione di un sistema di forze crescenti fino al collasso, la duttilità richiesta risulterebbe teoricamente infinita. Pertanto, deve essere stabilita una definizione convenzionale; per una generica struttura formata da elementi trave o aste, ciò può essere fatto mediante i seguenti criteri (vedere figura D.1): a) La duttilità richiesta viene assunta pari alla rotazione richiesta dalla cerniera plastica che sviluppa le maggiori rotazioni plastiche, valutata in corrispondenza del raggiungimento del meccanismo di collasso. Si suppone che la struttura presenti zone plastiche concentrate, utilizzando quale metodo di calcolo uno dei metodi delle cerniere plastiche elencati nella precedente Sezione. Nel momento in cui si assume che la cerniera plastica abbia una certa lunghezza, ritenuta opportuna, è possibile valutare anche la massima deformazione richiesta. b) La duttilità richiesta è definita come la rotazione richiesta dalla cerniera plastica che sviluppa le maggiori rotazioni plastiche, valutata in corrispondenza del passo del processo di carico per il quale la schematizzazione a cerniere plastiche concentrate fornisce la stessa capacità portante prevista da un più raffinato metodo di analisi, analisi genericamente inelastica, operante su un modello discretizzato. Si suppone che la struttura esibisca zone plastiche concentrate utilizzando quale metodo di calcolo uno dei metodi delle cerniere plastiche elencati nella precedente sezione. UNI ENV 1999-1-1:2002
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c) La duttilità richiesta è definita a priori in funzione della massima deformazione elastica della lega. La corrispondente capacità portante può essere ancora valutata adoperando uno dei "metodi delle cerniere plastiche", ma utilizzando un valore della tensione convenzionale di snervamento opportunamente modificato, al fine di portare in conto l’effettivo comportamento della lega in termini di duttilità e di incrudimento (vedere sezione D.3). (5) I requisiti di duttilità menzionati in (4) devono risultare conformi con le caratteristiche di deformazione delle leghe illustrate nell’appendice A. figura
D.1
Valutazione convenzionale della duttilità richiesta Legenda Metodo di discretizzazione Metodo delle cerniere plastiche
D.3
Applicazione dei metodi delle cerniere plastiche (1) Si possono applicare i metodi delle cerniere plastiche a condizione che la duttilità strutturale sia sufficiente a garantire lo sviluppo completo dei meccanismi plastici. (2) Come regola generale, quando uno dei metodi delle cerniere plastiche viene applicato considerando il comportamento del materiale del tipo elasto-perfettamente plastico, la richiesta di duttilità dello schema strutturale deve essere valutata in accordo con uno tra i criteri indicati in D.2(4) a) e b), scegliendo quello che fornisce il massimo valore di duttilità richiesta. (3) Quando l’applicazione dei criteri di cui sopra conduce a valori di duttilità incompatibili con le capacità di deformazione della lega, così come quando si deve portare in conto il comportamento incrudente della lega, i metodi delle cerniere plastiche possono essere applicati assumendo la definizione di richiesta di duttilità fornita in (4) c) della sezione D.2. In tal caso, si deve correggere il valore della tensione convenzionale di snervamento fy da usare nell’analisi. In generale, fy viene posta nella forma: fy = ηf0,2 se ηf0,2 ≤ ft /γM fy ≤ ft /γM se ηf0,2 > ft /γM dove: η è un parametro numerico dipendente dal fattore di forma geometrico α0 e dalla duttilità convenzionale disponibile del materiale; γM è il coefficiente di sicurezza parziale del materiale. UNI ENV 1999-1-1:2002
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(4) Se si assume per il materiale un comportamento elastico-perfettamente plastico oppure rigido-perfettamente plastico, il metodo delle cerniere plastiche deve essere applicato assumendo per la generica sezione un momento ultimo fornito da: Mu = α0fy W = α0ηf0,2 W Essendo η il fattore correttivo precedentemente definito. (5) Se si assume per il materiale un comportamento elasto-incrudente oppure rigido-incrudente, il metodo delle cerniere plastiche deve essere applicato assumendo per la generica sezione un momento convenzionale di snervamento, corrispondente all’incrudimento incipiente, fornito dalla relazione: My = α0fy W = α0ηf0,2 W essendo η il fattore correttivo precedentemente definito. Il momento ultimo deve essere calcolato mediante la relazione: Mu = αξfy W = αξηf0,2 W essendo ξ pari a 5 o 10 in relazione alle caratteristiche di duttilità della lega (per la definizione di α5 ed α10 fare riferimento all’appendice H). figura
D.2
Valore del coefficiente correttivo η
(6) Il coefficiente correttivo η viene calibrato in maniera tale che il metodo delle cerniere plastiche fornisca l’effettiva capacità portante della struttura in funzione della duttilità disponibile della lega. In generale, η è espresso dalla relazione: 1 2 - ( f 0,2 in N/mm ) η = --------------------c a + bf 0,2 Per le strutture realizzate mediante travi soggette a flessione, i coefficienti a, b e c dell’equazione precedente sono forniti nel prospetto D.2. (7) La richiesta di duttilità convenzionale [vedere D.2(4) c) della Sezione D.2], può essere definita mediante una curvatura ultima convenzionale χu = 5 o 10 χel (vedere appendice H). La curvatura ultima convenzionale deve essere scelta in accordo con le proprietà di duttilità della lega. Ciò può essere fatto operando in accordo con il prospetto D.3 (vedere anche figura D.3).
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prospetto D.2
Valori dei coefficienti a, b e c (α0 = 1,4 - 1,5)
(α0 = 1,1 - 1,2)
Coefficienti dell’espressione c h = 1/[a + b f 0,2 ]
χu = 5 χe
χu = 10 χe
χu = 5 χe
χu = 10 χe
a
1,2
1,18
1,15
1,13
b
-5
-8,4
-4,4
-11
c
-0,7
-0,75
-0,66
-0,81
(8) Dal punto di vista della duttilità, si possono definire due gruppi di leghe, a seconda che vengano raggiunti o meno i limiti di curvatura convenzionale sopra indicati: - Leghe fragili, se la deformazione ultima a trazione è sufficiente a sviluppare un curvatura flessionale ultima pari a χu = 5 χe. - Leghe duttili, se la deformazione ultima a trazione è sufficiente a sviluppare una curvatura flessionale ultima pari o maggiore a χu = 10 χe. I valori di deformazione corrispondenti a χu pari a 5 χe e a 10 χe sono indicati nel prospetto D.3, in funzione della tensione convenzionale di snervamento f0,2. Se si assumono valori intermedi della curvatura ultima, si applica l’interpolazione lineare. (9) Il coefficiente di sicurezza globale, valutato mediante il metodo delle cerniere plastiche applicato con η < 1, non deve risultare maggiore di quello valutato mediante l’analisi elastica lineare. Se si verifica tale circostanza, è necessario prendere in considerazione i risultati dell’analisi elastica. figura
D.3
Valori della deformazione ultima εu
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prospetto D.2
Valori del coefficiente correttivo η f0,2 (N/mm2)
χu = 5χe α0 = 1,4 - 1,5
χu = 10χe α0 = 1,4 - 1,5
χu = 5χe α0 = 1,1 - 1,2
χu = 10χe α0 = 1,1 - 1,2
50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250 260 270 280 290 300 310 320 330 340 350 360 370 380 390 400 410 420 430 440 450
1,141 72 1,093 25 1,059 45 1,034 40 1,015 02 0,999 53 0,986 82 0,976 20 0,967 17 0,959 38 0,952 58 0,946 60 0,941 28 0,936 53 0,932 24 0,928 35 0,924 81 0,921 57 0,918 59 0,915 84 0,913 29 0,910 93 0,908 72 0,906 66 0,904 73 0,902 91 0,901 21 0,899 59 0,898 07 0,896 63 0,895 27 0,893 97 0,892 74 0,891 56 0,890 44 0,889 37 0,888 34 0,887 36 0,886 43 0,885 53 0,884 66
1,367 25 1,267 86 1,202 72 1,156 52 1,121 93 1,094 98 1,073 35 1,055 58 1,040 69 1,028 01 1,017 09 1,007 56 0,999 17 0,991 72 0,985 05 0,979 05 0,973 62 0,968 68 0,964 15 0,960 00 0,956 17 0,952 63 0,949 34 0,946 28 0,943 42 0,940 75 0,938 24 0,935 88 0,933 66 0,931 56 0,929 58 0,927 70 0,925 91 0,924 22 0,922 61 0,921 07 0,919 61 0,918 21 0,916 87 0,915 58 0,914 36
1,217 14 1,164 37 1,127 40 1,099 89 1,078 52 1,061 39 1,047 30 1,035 49 1,025 42 1,016 72 1,009 12 1,002 41 0,996 44 0,991 09 0,986 26 0,981 87 0,977 87 0,974 20 0,970 82 0,967 70 0,964 81 0,962 11 0,959 60 0,957 25 0,955 05 0,952 97 0,951 02 0,949 18 0,947 43 0,945 78 0,944 21 0,942 72 0,941 30 0,939 95 0,938 66 0,937 42 0,936 24 0,935 11 0,934 03 0,932 98 0,931 98
1,496 15 1,366 57 1,284 51 1,227 69 1,185 90 1,153 80 1,128 33 1,107 60 1,090 38 1,075 83 1,063 37 1,052 56 1,043 09 1,034 73 1,027 28 1,020 60 1,014 57 1,009 11 1,004 12 0,999 56 0,995 37 0,991 50 0,987 92 0,984 59 0,981 50 0,978 61 0,975 90 0,973 36 0,970 97 0,968 72 0,966 60 0,964 59 0,962 69 0,960 89 0,959 17 0,957 54 0,955 99 0,954 51 0,953 09 0,951 74 0,950 45
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prospetto D.3
Valori della deformazione ultima εu f0,2 (N/mm2)
χu = 5χe α0 = 1,4 - 1,5
χu = 10χe α0 = 1,4 - 1,5
50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250 260 270 280 290 300 310 320 330 340 350 360 370 380 390 400 410 420 430 440 450
0,013 57 0,014 29 0,015 00 0,015 71 0,016 43 0,017 14 0,017 86 0,018 57 0,019 29 0,020 00 0,020 71 0,021 43 0,022 14 0,022 86 0,023 57 0,024 29 0,025 00 0,025 71 0,026 43 0,027 14 0,027 86 0,028 57 0,029 29 0,030 00 0,030 71 0,031 43 0,032 14 0,032 86 0,033 57 0,034 29 0,035 00 0,035 71 0,036 43 0,037 14 0,037 86 0,038 57 0,039 29 0,040 00 0,040 71 0,041 43 0,042 14
0,027 14 0,028 57 0,030 00 0,031 43 0,032 86 0,034 29 0,035 71 0,037 14 0,038 57 0,040 00 0,041 43 0,042 86 0,044 29 0,045 71 0,047 14 0,048 57 0,050 00 0,051 43 0,052 86 0,054 29 0,055 71 0,057 14 0,058 57 0,060 00 0,061 43 0,062 86 0,064 29 0,065 71 0,067 14 0,068 57 0,070 00 0,071 43 0,072 86 0,074 29 0,075 71 0,077 14 0,078 57 0,080 00 0,081 43 0,082 86 0,084 29
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APPENDICE (informativa) E.1
E MODELLI ANALITICI PER I LEGAMI TENSIONE-DEFORMAZIONE
Scopo e campo di applicazione (1) La presente appendice fornisce i modelli teorici per la schematizzazione dei legami tensione-deformazione delle leghe di alluminio. Questi modelli sono concepiti in modo da tener conto dell’effettivo comportamento elasto-incrudente di tali materiali. (2) I modelli proposti hanno livelli di complessità, in relazione all’accuratezza richiesta nei calcoli.
E.2
Modelli analitici (1) La caratterizzazione analitica del legame tensione (σ)-deformazione (ε) di una lega di alluminio può essere perseguita tramite uno dei seguenti modelli: - modelli a tratti; - modelli continui. (2) I parametri numerici che definiscono ciascun modello devono essere calibrati sulla base delle effettive proprietà meccaniche del materiale. Tali proprietà dovrebbero essere ottenute tramite opportune prove di trazione oppure, in alternativa, sulla base dei valori nominali forniti, per ciascuna lega, nella Sezione 3.
E.2.1
Modelli a tratti (1) Questi modelli sono basati sull’ipotesi che la legge σ - ε del materiale possa essere descritta tramite una curva multi-lineare, ciascun ramo della quale rappresenta rispettivamente la regione elastica, inelastica e plastica, con o senza incrudimento. (2) In accordo con tale ipotesi, la caratterizzazione della relazione tensione-deformazione può essere eseguita, generalmente, utilizzando alternativamente: - un modello bi-lineare con o senza incrudimento (figura E.1); - un modello tri-lineare con o senza incrudimento (figura E.2).
E.2.1.1
Modello bi-lineare (1) Quando si utilizza un modello bi-lineare con incrudimento [figura E.1 a)], si possono assumere le seguenti relazioni:
σ = Eε
per 0 < ε ≤ εp
σ = fp + E1 (ε - εp)
per εp < ε ≤ εmax
dove: fp εp εmax E E1
è il limite convenzionale elastico di proporzionalità; è la deformazione corrispondente alla tensione fp; è la deformazione corrispondente alla tensione fmax; è il modulo elastico; è il modulo incrudente.
(2) Nel caso che si assuma il modello "elastico-perfettamente plastico" [figura E.1 b)], il materiale rimane perfettamente elastico fino alla tensione limite elastica fp. Fino al valore di deformazione εmax, si dovrebbero considerare deformazioni plastiche senza incrudimento (E1 = 0). (3) In assenza di più accurate determinazioni dei parametri di cui sopra, si possono assumere, per entrambi i modelli delle figure E.1 a) e b), i seguenti valori: fp è il valore nominale di f0,2 (vedere Sezione 3); fmax è il valore nominale di fu (vedere Sezione 3); εmax = 0,5 εu; εu è il valore nominale della deformazione ultima (vedere Sezione 3);
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E.2.1.2
εp
= f0,2/E;
E1
= (fu - f0,2)/(0,5 εu - εp).
Modello tri-lineare (1) Quando si utilizza un modello tri-lineare con incrudimento [figura E.2 a)], si possono ritenere valide le seguenti relazioni:
σ = Eε
per 0 < ε ≤ εp
σ = fp + E1 (ε - εp)
per εp < ε ≤ εe
σ = fe + E2 (ε - εe)
per εe < ε ≤ εmax
dove: fp fe εp εe εmax E E1 E2
è il limite di proporzionalità; è il limite di elasticità; è la deformazione corrispondente alla tensione fp; è la deformazione corrispondente alla tensione fe; è la deformazione corrispondente alla tensione fmax; è il modulo elastico; è il modulo di primo incrudimento; è il modulo di secondo incrudimento.
(2) Nel caso si assuma il modello "Perfettamente plastico" [figura E.2 b)], nel campo di deformazioni comprese tra εe ed εmax si dovrebbero considerare deformazioni plastiche senza incrudimento (E2 = 0). (3) In assenza di più accurate determinazioni dei parametri di cui sopra, si possono assumere, per entrambi i modelli delle figure E.2 a) e b), i seguenti valori: fe è il limite di elasticità ridotto (prospetto E.1); fp = µfe; fmax è il valore nominale di fu (vedere Sezione 3); εmax = 0,5 εu; εu è il valore nominale della deformazione ultima (vedere Sezione 3); E è il modulo elastico ridotto Er (prospetto E.1); E1 = Er /m; E2 = (fmax - fe)/(εmax - εe); εp = fp/Er; εe = εp + (fe - fp)/E1; con fe, Er, µ, ed m forniti nel prospetto E.1. prospetto E.1
Valori di fe, Er , µ, ed m per i modelli tri-lineari fe N/mm2
Er N/mm2
µ
m
AlZnMg 1 F36
290
68 000
0,85
4,0
AlMgSi 1 F32
270
68 000
0,85
4,0
AlMgSi 1 F28
210
65 000
0,80
4,0
AlMgSi 0,5 F22
170
65 000
0,85
4,5
EN AW 5083
230
65 000
0,80
5,0
AlMg4,5 Mn w/F28 tubi + profilati
150
65 000
0,85
5,0
AlMgMnF23 EN AW 5454
170
65 000
0,85
4,5
AlMgMnF20
110
60 000
0,80
5,0
AlMgMn w/F18 EN AW 5754
80
55 000
0,75
5,0
Leghe di alluminio
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E.2.2
figura
E.1
Modelli bi-lineari
figura
E.2
Modelli tri-lineari
Modelli continui (1) Questi modelli sono basati sull’ipotesi che la legge σ - ε del materiale possa essere descritta mediante un legame continuo, che rappresenta rispettivamente la regione elastica, inelastica e plastica, con o senza incrudimento. (2) In accordo con tale ipotesi, la caratterizzazione del legame tensione-deformazione può essere generalmente eseguita utilizzando in alternativa: - Modelli continui del tipo σ = σ(ε); - Modelli continui del tipo ε = ε(σ).
E.2.2.1
Modelli continui del tipo σ = σ(ε) (1) Quando si assume una legge del tipo σ = σ(ε), è conveniente identificare tre distinte regioni, che possono essere definite nel seguente modo [vedere figura E.3 a)]: - Regione 1 comportamento elastico; - Regione 2 comportamento inelastico; - Regione 3 comportamento incrudente. (2) In ciascuna regione, il comportamento del materiale viene rappresentato mediante diverse relazioni tensione-deformazione, assicurandone la continuità nei punti di raccordo. In accordo con tale ipotesi, la caratterizzazione del legame tensione-deformazione può essere espressa nella maniera seguente [figura E.3 b)]: Regione 1 per
0 < ε ≤ εp con εp = 0,5 εl e εl = fl/E σ=Eε
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Regione 2 per
εp < ε ≤ εl con εl = 1,5 εl e εl = fe/E
ε 3 ε ε 2 σ = f e -0,2 + 1,85 --- – --- + 0,2 ----e- εl εl ε Regione 3 per
εl < ε ≤ εmax
f max εe f max - – 1,5 ---------σ = f e ---------- – 1 ---- fe ε fe dove: fe fmax εe εmax E
è il limite elastico convenzionale; è la resistenza a trazione in corrispondenza del punto di picco della curva σ - ε; è la deformazione corrispondente alla tensione fe; è la deformazione corrispondente alla tensione fmax; è il modulo elastico.
(3) In assenza di più accurate determinazioni dei parametri di cui sopra, è possibile assumere i seguenti valori: fe è il valore nominale di f0,2 (vedere Sezione 3); fmax è il valore nominale di fu (vedere Sezione 3); εmax = 0,5 εu; εu è il valore nominale della deformazione ultima (vedere Sezione 3); E è il valore nominale del modulo elastico (vedere Sezione 3). figura
E.2.2.2
E.3
Modelli continui del tipo σ = σ(ε)
Modelli continui del tipo ε = ε(σ) (1) Per materiali a comportamento continuamente non lineare, come le leghe di alluminio, per descrivere il legame tensione-deformazione nella forma ε = ε(σ), è possibile ricorrere al modello di Ramberg-Osgood. Tale modello può essere fornito adoperando una formulazione di tipo generale, come quella di seguito riportata [vedere figura E.4 a)]:
σ n σ ε = ---- + ε o,e ----- fe E dove: fe è il limite elastico convenzionale; εo,e è la deformazione residua corrispondente alla tensione fe; n è l’esponente che definisce il grado di incrudimento della curva. (2) Per valutare l’esponente n, in aggiunta al limite convenzionale elastico fe, è richiesta la scelta di una seconda tensione di riferimento fx. Definendo [figura E.4 b)]: fx è la seconda tensione di riferimento; ε0,x è la deformazione residua corrispondente alla tensione fx.
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l’esponente n è espresso da: log ( ε o,e ⁄ ε o,χ ) n = ---------------------------------log ( f e ⁄ f χ ) (3) Come limite elastico convenzionale, si può assumere la tensione corrispondente ad una deformazione residua pari allo 0,2%, cioè: fe = f0,2
εo,e = 0,002 e l’espressione del modello diviene:
σ n σ ε = ---- + 0,002 -------- f 0,2 E figura
E.4
e
log ( 0,002 ⁄ ε o,x ) n = ---------------------------------------log ( f 0,2 ⁄ f x )
Modelli continui del tipo ε = ε(σ)
(4) La scelta del secondo punto di riferimento (fx - ε0,x) dovrebbe essere effettuata in base al campo di deformazione corrispondente al fenomeno in esame. È possibile individuare i seguenti casi limite: a) se l’analisi riguarda il campo delle deformazioni elastiche, si può assumere come secondo punto di riferimento la tensione corrispondente ad una deformazione residua dello 0,1% [vedere figura E.4 c)], ponendo: fx = f0,1
εo,x = 0,001 e, pertanto, log 2 n = ------------------------------log f 0,2 ⁄ f 0,1
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b) se l’analisi riguarda il campo delle deformazioni plastiche, si può assumere come secondo punto di riferimento [vedere figura E.4 d)] la resistenza a trazione in corrispondenza del punto di picco della curva σ - ε, ponendo: fx = fmax
ε0,x = ε0,max = deformazione residua corrispondente alla tensione fmax pertanto: log ( 0,002 ⁄ ε o,max ) n = ---------------------------------------------log ( f 0,2 ⁄ f max ) (5) In assenza di più accurate determinazioni dei parametri di cui sopra, è possibile assumere i seguenti valori: a) campo elastico (fx = f0,1) log 2 n = ----------------------------log ( 1 + k χ ) con: k = 0,28 (mm2/N)
χ
( f u – f 0,2 ) F u 2 = ------------------------ -------- ( N ⁄ mm ) 10 ε u f 0,2
f0,2
è il valore nominale della tensione corrispondente ad una deformazione residua dello 0,2% (vedere Sezione 3), fu è il valore nominale della resistenza ultima (vedere Sezione 3), εu è il valore nominale della deformazione ultima (vedere Sezione 3), E è il valore nominale del modulo elastico (vedere Sezione 3); b) campo plastico (fx = fmax) log ( 0,002 ⁄ ε o,max ) n = ----------------------------------------------log ( f 0,2 ⁄ f max ) con: f0,2 fmax ε0,max εt E
è il valore nominale della tensione corrispondente ad una deformazione residua dello 0,2% (vedere sezione 3); è il valore nominale di fu (vedere Sezione 3); = 0,5εu - fu/E; è il valore nominale della deformazione ultima (vedere Sezione 3); è il valore nominale del modulo elastico (vedere Sezione 3).
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APPENDICE (informativa) F.1
F STABILITÀ DEI TELAI
Generalità (1) Tutti i telai devono possedere un’adeguata resistenza al collasso. Non è tuttavia richiesta alcuna ulteriore verifica all’instabilità quando sia dimostrato che il telaio è a nodi fissi; vedere 5.2.5.2. (2) Per tutti i telai, compresi quelli a nodi spostabili, deve essere inoltre verificato che essi dispongano di una adeguata resistenza al collasso in assenza di spostamenti laterali. (3) Nell’effettuare le verifiche si dovrebbe considerare l’eventualità che si sviluppino meccanismi di collasso locali di piano. (4) I telai con coperture a falda inclinate, che non sono realizzate mediante strutture triangolarizzate, devono inoltre essere verificati per l’instabilità a scatto. (5) L’utilizzo dell’analisi plastica globale che prevede la formazione delle cerniere plastiche nelle colonne deve essere limitato ai casi in cui può essere dimostrato che le colonne siano in grado di sviluppare cerniere con sufficiente capacità rotazionale, vedere F.4.
F.2
Analisi elastica di telai a nodi spostabili (1) Qualora si ricorra all’analisi elastica globale (lineare o non-lineare), si devono includere gli effetti del secondo ordine, direttamente, usando l’analisi elastica del secondo ordine, oppure, indirettamente, attraverso una delle seguenti alternative: a) mediante l’analisi elastica del primo ordine, con amplificazione dei momenti prodotti dagli spostamenti laterali; b) mediante l’analisi elastica del primo ordine, con lunghezze di libera inflessione che tengano conto degli spostamenti laterali. (2) Quando si impiega l’analisi globale elastica del secondo ordine, per il progetto delle membrature, si possono utilizzare le lunghezze di libera inflessione nel piano in assenza di spostamenti laterali. (3) Con il metodo della amplificazione dei momenti prodotti dagli spostamenti laterali, si dovrebbero incrementare i momenti prodotti dagli spostamenti laterali ricavati da un’analisi elastica del primo ordine, moltiplicandoli per il rapporto: 1 -------------------------------1 – V Ed ⁄ V cr dove: VEd è il valore di progetto del carico verticale totale; Vcr è il valore critico elastico di collasso per spostamenti laterali. (4) Il metodo dell’amplificazione dei momenti prodotti dagli spostamenti laterali non dovrebbe essere utilizzato qualora il rapporto rispetto al carico critico elastico VSd/Vcr sia maggiore di 0,25. (5) I momenti prodotti dagli spostamenti laterali sono quelli associati con lo spostamento orizzontale relativo della sommità del piano rispetto alla parte inferiore dello stesso piano. Essi sono generati dai carichi orizzontali e possono pure essere causati dai carichi verticali qualora la struttura oppure i carichi siano non simmetrici. (6) In alternativa alla determinazione diretta del rapporto VEd/Vcr, nel caso di telai costituiti da travi e colonne, come descritto in 5.2.5.2(4), si può usare la seguente approssimazione: V Ed δ V --------- = --- ---h H V cr dove: δ, h, H e V sono definiti in 5.2.5.2(4). UNI ENV 1999-1-1:2002
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(7) Quando si utilizza il metodo dell’amplificazione dei momenti prodotti dagli spostamenti laterali, si possono usare per il calcolo delle membrature le lunghezze di libera inflessione nel piano in assenza di spostamenti laterali. (8) Qualora per il calcolo delle colonne si utilizzi l’analisi elastica del primo ordine con lunghezze di libera inflessione nel piano calcolate tenendo conto degli spostamenti laterali, i momenti prodotti dagli spostamenti laterali nelle travi e nei collegamenti trave-colonna dovrebbero essere amplificati mediante un coefficiente pari ad almeno 1,2, salvo che sia dimostrata l’opportunità di utilizzare un valore minore attraverso analisi.
F.3
Analisi plastica di telai a nodi spostabili (1) Quando si ricorre ad un’analisi globale plastica (con o senza incrudimento), si devono tenere in debito conto gli effetti del secondo ordine indotti dagli spostamenti laterali. (2) Generalmente, ciò dovrebbe essere fatto utilizzando l’analisi elasto-plastica del secondo ordine. (3) Comunque, in alternativa, nei seguenti casi può essere impiegata, come indicato al successivo punto (4), l’analisi rigido-plastica, tenendo conto degli effetti del secondo ordine in maniera diretta. a) Telai alti uno o due piani, nei quali: - non si hanno cerniere plastiche localizzate nelle colonne, oppure - le colonne soddisfano i requisiti indicati in F.4. b) Telai incastrati al piede, nei quali i meccanismi di collasso per spostamenti laterali implicano la presenza di cerniere plastiche nelle colonne solo in corrispondenza della base incastrata ed il progetto è basato su un meccanismo nel quale le colonne sono calcolate per rimanere elastiche. (4) Nei casi indicati in (3), il rapporto VEd/Vcr non dovrebbe eccedere 0,20 e tutte le azioni interne dovrebbero essere amplificate attraverso il rapporto indicato in F.2 (3). (5) Il calcolo delle membrature può essere effettuato utilizzando le lunghezze di libera inflessione nel piano in assenza di spostamenti laterali. Gli effetti delle cerniere plastiche dovrebbero essere tenuti debitamente in conto.
F.4
Requisiti delle colonne per l’analisi plastica (con o senza incrudimento) (1) Nei telai è necessario assicurare che, qualora sia richiesta la formazione di cerniere plastiche in membrature che risultano pure soggette a compressione, sia disponibile una adeguata capacità rotazionale. (2) Quando si impiega un’analisi globale plastica, si può ritenere che questo criterio sia soddisfatto, a condizione che le sezioni trasversali soddisfino i requisiti indicati nell’appendice D. (3) Quando si incorre nella formazione di cerniere plastiche nelle colonne di telai progettati attraverso l’analisi del primo ordine rigido-plastica, le colonne dovrebbero soddisfare i seguenti criteri: - nei telai controventati: Af 0,2 λ ≤ 0,40 -----------N Ed -
nei telai non controventati:
Af 0,2 λ ≤ 0,32 -----------N Ed dove:
λ
è la snellezza adimensionalizzata nel piano calcolata assumendo la lunghezza di libera inflessione pari alla lunghezza di sistema.
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(4) Nei telai progettati mediante l’analisi globale rigido-plastica del primo ordine, le colonne sede di cerniere plastiche dovrebbero essere verificate, inoltre, nei riguardi della resistenza alla instabilità nel piano, utilizzando una lunghezza di libera inflessione pari alla loro lunghezza di sistema. (5) Ad eccezione del metodo indicato in F.3 (3) b), per i telai non controventati aventi più di due piani non si dovrebbe utilizzare l’analisi globale rigido-plastica del primo ordine.
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APPENDICE (informativa) G.1
G COMPORTAMENTO DELLE SEZIONI TRASVERSALI OLTRE IL LIMITE ELASTICO
Generalità (1) La presente appendice fornisce le prescrizioni per la valutazione del comportamento oltre il limite elastico delle sezioni trasversali, in funzione delle proprietà meccaniche del materiale e delle caratteristiche geometriche della sezione. (2) L’effettivo comportamento delle sezioni trasversali oltre il limite elastico deve essere tenuto debitamente in conto ogni volta che si ricorra ad un qualsiasi tipo di analisi inelastica, ivi comprese le semplici analisi elastiche con ridistribuzione delle azioni interne, ove consentite (vedere Sezione 5.2.1). Inoltre, anche nei casi in cui si conducano analisi elastiche su strutture realizzate con sezioni snelle, è necessario apportare adeguate limitazioni alla resistenza elastica. (3) La scelta della relazione generalizzata forza-spostamento per le sezioni trasversali dovrebbe essere effettuata in maniera tale che essa risulti coerente con le ipotesi relative alla legge del materiale e con le caratteristiche geometriche della sezione stessa (vedere G.5). (4) L’attendibilità delle ipotesi sul comportamento delle sezioni trasversali può essere verificata mediante sperimentazione diretta.
G.2
Definizione degli stati limite per le sezioni trasversali (1) Il comportamento delle sezioni trasversali e la corrispondente schematizzazione da utilizzare nell’analisi strutturale devono essere correlati alla capacità di raggiungimento dei seguenti stati limite, ciascuno dei quali risulta corrispondere ad una particolare ipotesi sullo stato tensionale agente sulla sezione. (2) Con riferimento al comportamento globale della sezione trasversale, indipendentemente dal tipo di azione interna considerata (sforzo assiale, momento flettente o taglio), si possono definire i seguenti stati limite: - stato limite di instabilità elastica; - stato limite elastico; - stato limite plastico; - stato limite di collasso. (3) Lo stato limite di instabilità elastica è correlato alla resistenza corrispondente allo sviluppo di fenomeni di instabilità locale elastica nelle parti compresse della sezione. (4) Lo stato limite elastico è correlato alla resistenza corrispondente al raggiungimento del limite convenzionale di elasticità f0,2 nelle parti della sezione più sollecitate. (5) Lo stato limite plastico è correlato alla resistenza della sezione, valutata assumendo un comportamento perfettamente plastico del materiale, con un valore limite della tensione pari al limite convenzionale elastico f0,2, senza considerare gli effetti dell’incrudimento. (6) Lo stato limite di collasso è correlato alla resistenza ultima effettiva della sezione, valutata assumendo una distribuzione di sforzi interni che tenga conto dell’effettivo comportamento incrudente del materiale. Poichè, in questa ipotesi, la curva generalizzata forza-spostamento è generalmente crescente, la resistenza di collasso deve essere riferita ad un assegnato valore limite dello spostamento generalizzato (vedere G.5).
G.3
Classificazione delle sezioni trasversali in relazione agli stati limite (1) Le sezioni trasversali possono essere classificate in relazione alla loro capacità di raggiungere gli stati limite sopra definiti. Una tale classificazione è complementare a quella presentata in 5.3.2 e può essere adottata qualora si debbano specificare le
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capacità deformative della sezione in campo plastico. In tal senso, con riferimento ad una relazione tra la forza generalizzata F ed il corrispondente spostamento D, le sezioni trasversali possono essere suddivise nella maniera seguente (vedere figura G.1): - Sezioni duttili (Classe 1); - Sezioni compatte (Classe 2); - Sezioni semi-compatte (Classe 3); - Sezioni snelle (Classe 4). figura
G.1
Classificazione delle sezioni trasversali Legenda 1 Classe 1 (Duttile) Classe 2 (Compatta) 2
(2) Le sezioni duttili (Classe 1) sviluppano la resistenza di collasso, così come definita al punto (6) della Sezione G.2, senza esibire alcun fenomeno di instabilità locale. Il completo sfruttamento dell’incrudimento del materiale è consentito fino al raggiungimento della deformazione ultima, il cui valore dipende dal tipo di lega. (3) Le sezioni compatte (Classe 2) sono in grado di sviluppare la resistenza limite plastica, così come definita al punto (5) della Sezione G.2. Il completo sfruttamento delle capacità incrudenti del materiale è impedito dallo sviluppo di fenomeni di instabilità locale in campo plastico. (4) Le sezioni semi-compatte (Classe 3) sono in grado di sviluppare la sola resistenza limite elastica, così come definita al punto (4) della Sezione G.2, senza entrare nel campo delle deformazioni inelastiche a causa dei fenomeni di instabilità. Nella sezione possono avere luogo soltanto deformazioni plastiche di piccola entità, per cui il suo comportamento rimane sostanzialmente fragile. (5) Il comportamento delle sezioni snelle (Classe 4), sia in esercizio che agli stati limite ultimi è governato da fenomeni di instabilità locale, i quali di fatto limitano la resistenza ultima della sezione allo stato limite di instabilità elastica, così come definito al punto (3) della Sezione G.2. Nella sezione non possono avere luogo deformazioni plastiche, per cui il suo comportamento è spiccatamente fragile.
G.4
Valutazione dello sforzo assiale ultimo (1) La capacità portante di sezioni trasversali soggette a sforzo assiale può essere valutata, con riferimento agli stati limite sopra riportati, attraverso le regole pratiche di seguito riportate. (2) Il valore dello sforzo assiale, per un assegnato stato limite, può essere espresso mediante la formula generalizzata: N = αN,j Afd dove: fd è il valore di progetto della resistenza; A è l’area netta della sezione trasversale; αN,j è un fattore correttivo, fornito nel prospetto G.1, dipendente dallo stato limite considerato. UNI ENV 1999-1-1:2002
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prospetto G.1
Sforzo assiale ultimo Sforzo assiale
Stato Limite
Classe della sezione
Fattore correttivo
Nu
Di collasso
Classe 1
αN,1 = ft /fd
Npl
Plastico
Classe 2
αN,2 =1
Nel
Elastico
Classe 3
αN,3 =1
Nred
Di instabilità elastica
Classe 4
αN,4 = Aeff/A
dove: Aeff è l’area della sezione trasversale efficace, valutata portando in conto i fenomeni di instabilità locale (vedere Sezione 5.4). (3) La capacità portante ultima di una sezione soggetta a sforzo assiale, valutata secondo la procedura sopra riportata, non include i fenomeni di instabilità globale, che devono essere valutati secondo le indicazioni fornite nella sezione. (4) Quando si valuta la capacità portante delle sezioni saldate, si deve utilizzare un valore ridotto Ared dell’area della sezione trasversale, determinato in modo tale da portare in conto l'effetto delle HAZ.
G.5
Valutazione del momento flettente ultimo (1) La capacità portante delle sezioni trasversali soggette a momento flettente può essere valutata, con riferimento agli stati limite sopra riportati, attraverso le regole pratiche di seguito riportate. (2) Il valore del momento flettente, per un assegnato stato limite, può essere espresso mediante la formula generalizzata: M = αM,j Wfd dove: fd è il valore di progetto della resistenza; W è il modulo di resistenza della sezione; αM,j è un fattore correttivo, fornito nel prospetto G.2, dipendente dallo stato limite considerato. prospetto G.2
Momento flettente ultimo Momento flettente
Stato limite
Classe della sezione
Fattore correttivo
αM,1 = α5 = 5 - (3,89 + 0,001 90 n)/αo[0,270 + 0,001 4 n] αM,1 = α10 = αo[0,21 log(1 000 n)] 10[7,96 × 10 - 8,09 × 10 log(n/10)] (dipende dalla lega - vedere Sezione G.6)
Mu
Di collasso
Mpl
Plastico
Classe 2
αM,2 = α0 = Z/W
Mel
Elastico
Classe 3
αM,3 = 1
Mred
Di instabilità elastica Classe 4
Classe 1
-2
dove: n = f0,2 (in daNmm-2)
α5 e α10
α0 Z Wred
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-2
αM,4 = Weff /W (vedere Sezione 5.3.5)
è l’esponente della legge di Ramberg-Osgood, rappresentativo del comportamento del materiale (vedere appendice E); sono i fattori di forma generalizzati della sezione, corrispondenti ai valori di curvatura ultima pari rispettivamente a χu = 5χel e 10χel, essendo χel la curvatura al limite elastico; è il fattore di forma geometrico; è il modulo plastico della sezione; è il modulo di resistenza della sezione, valutato tenendo conto dei fenomeni di instabilità locale (vedere Sezione 5.4).
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(3) Nel valutare la capacità portante delle sezioni saldate, si devono utilizzare valori ridotti Wred e Zred dei moduli di resistenza elastica e plastica, determinati in modo tale da portare in conto gli effetti delle HAZ. (4) La valutazione del fattore correttivo αM,j per una sezione saldata di classe 1 può essere effettuata mediante la seguente relazione: Z red α M,red = Ψ -----------W red dove: ψ = αM,1/αM,2
G.6
essendo αM,1 e αM,2 i fattori correttivi per le sezioni non saldate rispettivamente di classe 1 e 2.
Previsione della capacità rotazionale (1) Le prescrizioni di seguito specificate si applicano soltanto alle sezioni duttili (Classe 1), allo scopo di definire la loro capacità portante ultima nominale. Tuttavia, esse possono essere considerate valide anche per la valutazione della resistenza ultima delle sezioni compatte e semi-compatte, a condizione che non si verifichi alcun prematuro fenomeno di instabilità. (2) Nei casi in cui non si può fare affidamento sulle proprietà di duttilità oppure non è possibile effettuare sul materiale alcuna specifica prova, i valori del momento ultimo Mu dovrebbero far riferimento ad una curvatura ultima convenzionale determinata attraverso la relazione:
χu = ξχel dove: ξ è un fattore di duttilità dipendente dal tipo di lega e χel è convenzionalmente assunta pari a χ0,2, che è il valore corrispondente al raggiungimento, nelle fibre più sollecitate, della tensione f0,2. (3) Dal punto di vista della duttilità, le leghe di uso corrente possono essere suddivise in due gruppi (vedere anche appendice D): - leghe fragili, aventi 4% ≤ εu ≤ 8%, per le quali si può assumere ξ = 5; - leghe duttili, aventi εu ≥ 8%, per le quali si può assumere ξ = 10. (4) La valutazione del comportamento elastico e post-elastico della sezione trasversale può essere effettuata attraverso la relazione momento-curvatura, mediante una formulazione alla Ramberg-Osgood: M m χ M --------- = ----------- + k ----------- M 0,2 χ 0,2 M 0,2 dove: M0,2 e χ0,2 sono i valori al limite elastico convenzionale, corrispondenti al raggiungimento della tensione di riferimento f0,2; mek sono parametri numerici, che, per le sezioni puramente inflesse, sono forniti dalle seguenti espressioni: log [ ( 10 – α 10 ) ⁄ ( 5 – α 5 ) ] m = --------------------------------------------------------------log ( α 10 ⁄ α 5 ) 5–α 10 – α 10 k = --------------5- = -------------------α 10 m α5 m essendo α5 e α10 i fattori di forma generalizzati, corrispondenti a valori della curvatura pari rispettivamente a 5 e 10 volte la curvatura al limite elastico. (5) La parte stabile della capacità rotazionale R è definita come il rapporto tra la rotazione plastica in corrispondenza dello stato limite di collasso Θp = Θu - Θel e la rotazione al limite elastico Θel (figura G.2):
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Θ Θ u – Θ el Θ R = -------p- = -------------------- = -------u- – 1 Θ el Θ el Θ el dove: Θu è la massima rotazione plastica, corrispondente alla curvatura ultima χu. figura
G.2
Definizione della capacità rotazionale Legenda Sezioni di Classe 1 1 2 Sezioni di Classe 2, 3, 4
(6) La capacità rotazionale R può essere calcolata mediante la formula approssimata: m–1
k α M, j R = α M,j 1 + 2 ------------------ – 1 m+1 con m e k definiti precedentemente. Il valore di αM,j è fornito dal prospetto G.2, per le diverse classi di comportamento. (7) Nei casi in cui risulta noto l’esponente n del materiale (vedere appendice E), è possibile effettuare una valutazione approssimata di α5 e α10 tramite le seguenti formule:
α5 = 5 - (3,89 + 0,001 90 n)/αo(0,270 + 0,001 4 n) α10 = αo[0,21 log(1 000 n)] × 10[7,96 × 10
-2
- 8,09 × 10-2 log(n/10)]
essendo α0 = Z/W il fattore di forma geometrico. In assenza di valutazioni più accurate, è possibile assumere il valore n = f0,2 (espressa in daNmm-2).
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APPENDICE (informativa)
H INSTABILITÀ FLESSO-TORSIONALE
H.1
Momento critico elastico e snellezza
H.1.1
Basi (1) Il momento critico elastico per instabilità flesso-torsionale di una trave, avente sezione trasversale simmetrica uniforme con flange uguali, in condizioni normali di vincolo a ciascun estremo, caricata attraverso il suo centro di taglio e soggetta a momento uniforme, è dato dalla seguente relazione: 2
π EI z I w L GI t - ----- + -------------M cr = -------------2 I z π 2 EI L z 2
dove: E G = --------------------2(1 + v ) It Iw Iz L
è la costante di torsione; è la costante di ingobbamento; è il momento di inerzia rispetto all’asse minore; è la lunghezza della trave tra i punti vincolati allo spostamento laterale.
(2) Le condizioni normali di vincolo a ciascun estremo sono: - vincolo allo spostamento laterale; - vincolo alla rotazione intorno all’asse longitudinale; - libero di ruotare nel piano.
H.1.2
Formula generale per sezioni trasversali simmetriche rispetto all’asse minore (1) Nel caso di una trave avente sezione trasversale uniforme simmetrica rispetto all’asse minore, soggetta a flessione rispetto all’asse maggiore, il momento critico elastico per instabilità flesso-torsionale è dato dall’equazione generale: 2
M cr
π EI z k 2 I ( kL ) GI t 2 - + (C 2z g – C 3z j) = C 1 --------------2- ------ ----w- + ---------------------2 k I w z ( kL ) π EI z
dove: C1, C2 e C3 k e kw
2
0,5
– (C 2z g – C 3z j)
sono i coefficienti che dipendono dalle condizioni di carico e di vincolo all’estremo; sono i coefficienti di lunghezza efficace
zg = za - zs z j = z s – 0,5 ∫ ( y + z )z dA ⁄ I y 2
2
A
za zs Nota
è la coordinata del punto di applicazione del carico; è la coordinata del centro di taglio.
Vedere H.1.2 (7) e (8) per le convenzioni sui segni e H.1.4 (2) per le approssimazioni riguardo a zj. (2) I coefficienti di lunghezza efficace k e kw variano tra 0,5, per la condizione di incastro completo, ed 1,0, per i casi in cui non vi è vincolo, con valore pari a 0,7 quando vi è un estremo incastrato ed un estremo libero. (3) Il coefficiente k si riferisce alla rotazione di un estremo nel piano. Esso è analogo al rapporto l/L delle membrature compresse. (4) Il fattore kw si riferisce all’ingobbamento di un estremo. A meno che non sia disposto uno specifico vincolo per l’ingobbamento, kw dovrebbe essere assunto pari ad 1,0.
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(5) I valori di C1, C2 e C3 sono forniti nei prospetti H.1.1 e H.1.2, per vari condizioni di carico, indicate in funzione della forma del diagramma del momento flettente sulla lunghezza L tra vincoli laterali. I valori sono specificati in corrispondenza dei differenti valori di k. (6) Per i casi con k = 1,0, il valore di C1, per un qualsiasi rapporto dei momenti agli estremi, come indicato nel prospetto H.1.1, è fornito approssimativamente dalla relazione: C1 = 1,88 - 1,40 ψ + 0,52 ψ
ma
C1 ≤ 2,70
(7) La convenzione sui segni per la determinazione di zj è la seguente, vedere figura 1.1: - z è positivo per la flangia in compressione; - zj è positivo quando la flangia avente il valore maggiore di Iz è compressa in corrispondenza del punto di momento massimo. (8) La convenzione sui segni per determinare zg è la seguente: - per i carichi gravitazionali, zg è positivo per carichi applicati al di sopra del centro di taglio; - nel caso generale, zg è positivo per carichi che agiscono dal loro punto di applicazione verso il centro di taglio.
H.1.3
Travi con sezioni trasversali uniformi doppiamente simmetriche (1) Per le sezioni trasversali doppiamente simmetriche, risulta zj = 0, per cui: 2
π EI z k 2 I ( kL ) GI t 2 M cr = C 1 --------------2- ------ ----w- + ---------------------- + [C 2z g] 2 k I w z ( kL ) π EI z 2
0,5
– C 2z g
(2) Per la condizione di carico con momento agli estremi, risulta C2 = 0 e per carichi trasversali applicati nel centro di taglio, risulta zg = 0. Per tali casi: 2
π EI z ( kL ) GI t k 2I M cr = C 1 --------------2- ------ ----w- + ---------------------2 k w Iz ( kL ) π EI z 2
0,5
(3) Quando k = kw = 1,0 (nessun estremo incastrato): 2
π EI z I w L GI t - ----- + -------------M cr = C 1 -------------2 I z π 2 EI L z
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2
0,5
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prospetto H.1.1
Valori dei coefficienti C1, C2 e C3 corrispondenti ai valori del coefficiente k: condizione di carico con momento all’estremità. Condizioni di carico e di vincolo
Diagramma del momento flettente
ψ = +1
ψ = +3/4
ψ = +1/2
ψ = +1/4
ψ=0
ψ = -1/4
Valori di k
Valori dei coefficienti
C1
C2
C3
1,0 0,7 0,5
1,000 1,000 1,000
-
1,000 1,113 1,144
1,0 0,7 0,5
1,141 1,270 1,305
-
0,998 1,565 2,283
1,0 0,7 0,5
1,323 1,473 1,514
-
0,992 1,556 2,271
1,0 0,7 0,5
1,563 1,739 1,788
-
0,977 1,531 2,235
1,0 0,7 0,5
1,879 2,092 2,150
-
0,939 1,473 2,150
1,0 0,7 0,5
2,281 2,538 2,609
-
0,855 1,340 1,957
1,0 0,7 0,5
2,704 3,009 3,093
-
0,676 1,059 1,546
1,0 0,7 0,5
2,927 3,009 3,093
-
0,366 0,575 0,837
1,0 0,7 0,5
2,752 3,063 3,149
-
0,000 0,000 0,000
ψ = -1/2
ψ = -3/4
ψ = -1
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prospetto H.1.2
Valori dei coefficienti C1, C2 e C3 corrispondenti ai valori del coefficiente k: condizioni di carico trasversale. Condizioni di carico e di vincolo
figura
H.1.1
Diagramma del momento flettente
Valori di k
Valori dei coefficienti
C1
C2
C3
1,0 0,5
1,132 0,972
0,459 0,304
0,525 0,980
1,0 0,5
1,285 0,712
1,562 0,652
0,753 1,070
1,0 0,5
1,365 1,070
0,553 0,432
1,730 3,050
1,0 0,5
1,565 0,938
1,267 0,715
2,640 4,800
1,0 0,5
1,046 1,010
0,430 0,410
1,120 1,890
Convenzione sui segni per la determinazione di zj Legenda 1 Centro di taglio 2 Centro di gravità
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H.1.4
Travi con sezioni trasversali uniformi aventi un solo asse di simmetria e flange differenti (1) Per una sezione ad I con flange diverse: Iw = βf(1 - βf)Izhs2 dove:
βt
=
Ifc
I fc ----------------; I fc + I ft
è il momento di inerzia della flangia compressa intorno all’asse minore della sezione; è il momento di inerzia della flangia tesa rispetto all’asse minore della sezione; è la distanza tra i centri di taglio delle flange.
Ift hs
(2) Per zj, si possono utilizzare le seguenti relazioni approssimate: quando:
βf > 0,5: zj = 0,8(2βf - 1) hs/2 quando
βf ≤ 0,5: zj = 1,0(2βf - 1) hs/2 per le sezioni con la flangia compressa avente bordi irrigiditi: zj = 0,8(2βf - 1)(1 + hL/h)hs/2
quando βf > 0,5
zj = 1,0(2βf - 1)(1 + hL/h)hs/2
quando βf ≤ 0,5
dove: hL è l’altezza dell’irrigidimento.
H.2
Snellezza
H.2.1
Generalità (1) Il rapporto di snellezza λ LT per l'instabilità flesso-torsionale è dato da:
λ LT - α λ LT = ------λ1 dove: E λ 1 = π ----- = 52,6 ε fo
ε = α
250 2 ---------- ( f o in N/mm ) fo è il fattore di forma determinato in 5.3, ma α ≤ Wpl,y/Wel,y
(2) Il rapporto di snellezza geometrica λLT per l’instabilità flesso-torsionale, per tutte le classi di sezioni, è fornito da: E W el,y λ LT = π ----------------M cr
H.2.2
Travi con sezioni trasversali uniformi doppiamente simmetriche (1) Per i casi in cui zg = 0 (condizione di carico con momento agli estremi o carichi trasversali applicati in corrispondenza del centro di taglio) e k = kw = 1,0 (assenza di incastro agli estremi), il valore di λLT può essere ottenuto dalla relazione:
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λ LT
2 0,25 W pl ,y L -------------I zI w = -------------------------------------------------L 2 GI t 0,25 0,5 C 1 1 + --------------π 2 EI w
che può anche essere scritta nella forma: L ⁄ i LT λ LT = ---------------------------------------------------------( L ⁄ a LT ) 2 0,25 0,5 C 1 1 + ----------------------25,66 dove: a LT =
Iw ----It
(2) Per una sezione semplice ad I oppure ad H (priva di irrigidimenti di bordo): Iw = Izhs2/4 dove: hs = h - tf (3) Per una sezione trasversale doppiamente simmetrica, il valore di iLT è fornito dalla relazione: I z I w 0,25 i LT = -------------2 W pl ,y oppure, con una leggera approssimazione, da: iLT = [Iz/(A - 0,5twhs)]0,5 (4) Per i profili laminati ad I oppure ad H, conformi alla Norma di Riferimento 2, si possono usare, conservativamente, le seguenti approssimazioni: L ⁄ i LT λ LT = ---------------------------------------------------------------1 L ⁄ i LT 2 0,25 C 10,5 1 + ------ -------------20 h ⁄ t f oppure 0,9 L ⁄ i z λ LT = ------------------------------------------------------------1 L ⁄ i z 2 0,25 0,5 C 1 1 + ------ ----------20 h ⁄ t f (5) Per qualsiasi profilo con sezione aperta ad I oppure ad H con flange uguali, la seguente relazione approssimata risulta conservativa: L ⁄ iz λ LT = ------------------------------------------------------------1 L ⁄ i z 2 0,25 C 10,5 1 + ------ ----------20 h ⁄ t f (6) Si possono contemplare i casi con k < 1,0 e/o kw < 1,0 usando le relazione:
λ LT
0,25 2 W pl,y kL ------------I zI w = --------------------------------------------------------------------2 ( kL ) 2 GI t 0,25 k C 10,5 ------ + ---------------------kw π 2 EI w
oppure kL ⁄ i LT λ LT = ------------------------------------------------------------------------2 ( kL ⁄ a LT ) 2 0,25 k C 10,5 ------ + -------------------------kw 25,66
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oppure, per profili laminati normalizzati con sezione ad I oppure ad H: kL ⁄ i LT λ LT = ------------------------------------------------------------------------------2 k 1 kL ⁄ i LT 2 0,25 0,5 ------ + ------ -----------------C1 kw 20 h ⁄ t f oppure 0,9 kL ⁄ i z λ LT = ---------------------------------------------------------------------------k 2 1 kL ⁄ i z 2 0,25 0,5 ------ + ------ -------------C1 kw 20 h ⁄ t f oppure per un qualsiasi profilo con sezione aperta ad I oppure ad H con flange uguali: kL ⁄ i z λ LT = ---------------------------------------------------------------------------2 k 1 kL ⁄ i z 2 0,25 C 10,5 ------ + ------ -------------kw 20 h ⁄ t f (7) Eccetto i casi in cui si è previsto uno specifico vincolo all’ingobbamento, si dovrebbe assumere kw pari a 1,0. (8) Si possono contemplare i casi con carico trasversale applicato al di sopra del centro di taglio (zg > 0) o al di sotto il centro di taglio (zg < 0), utilizzando la relazione:
λ LT
0,25 2 W pl,y kL ------------I zI w = ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------0,5 2 0,5 I z 0,5 k 2 ( kL ) GI t 2 Iz 0,5 C 1 ------ + ---------------------- + ( C 2 z g ) ----– C 2 z g ---- Iw Iw π 2 EI w kw
oppure, in alternativa, l’equazione: kL ⁄ i LT λ LT = -----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------0,5 2 2 0,5 2C z 2 2C z ( kL ⁄ a ) k 2 g LT 2 g – ----------------- C 10,5 ------ + --------------------------- + ----------------hs 25,66 hs kw oppure, per profili laminati normalizzati con sezione ad I oppure ad H, la relazione: kL ⁄ i LT λ LT = ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------2 2 0,5 2C z 0,5 2 ⁄ 2C z kL i k 1 LT 2 g 2 g C 10,5 ------ + ------ ------------------ + ----------------– ---------------hs 20 h ⁄ t f h s kw oppure, in alternativa, la relazione: 0,9 kL ⁄ i z λ LT = ---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------2 2 0,5 2C z 0,5 2 kL ⁄ i 2C z k 1 z 2 g 2 – ----------------g- C 10,5 ------ + ------ -------------- + ----------------k 20 h ⁄ t h hs w f s oppure, per un qualsiasi profilo con sezione aperta ad I oppure ad H con flange uguali, la relazione: kL ⁄ i z λ LT = ---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------2 2 0,5 2C z 0,5 2 kL ⁄ i 2C z k 1 z 2 g 2 g C 10,5 ------ + ------ -------------- + ----------------– ---------------20 h ⁄ t f hs h s kw
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APPENDICE (informativa)
J PROPRIETÀ TORSIONALI DI SEZIONI IN PARETE SOTTILE Alcune procedure di calcolo riportate nelle Sezioni 5.6 e 5.8 richiedono l’uso di particolari proprietà della sezione trasversale.
J.1
Costante di torsione (1) Per una sezione in parete sottile composta esclusivamente di elementi piani, ciascuno di spessore costante, e rinforzata con raccordi e/o bulbi, il valore della costante di torsione It è fornito dalla relazione: bt 3
∑ ( p + qN ) 4 t 4 + ∑ ------3 in cui: t N p, q b
J.2
è lo spessore corrente dell'elemento piano; è la dimensione del raccordo o del bulbo, vedere figura J.1; sono i coefficienti da ricavare dalla figura J.1; è la larghezza del piatto, misurata dal bordo dell’area annerita in figura J.1, nel caso di un elemento piano adiacente ad un raccordo o ad un bullone.
Posizione del centro di taglio (1) La figura J.2 fornisce la posizione del centro di taglio per diverse sezioni trasversali.
J.3
Costante di ingobbamento (2) I valori della costante di ingobbamento Iw per alcuni tipi di sezione trasversale possono essere ricavati nel modo seguente: a) per sezioni composte esclusivamente da elementi sporgenti disposti radicalmente, come per esempio angolari, elementi a T, elementi cruciformi, Iw può essere conservativamente assunto pari a zero; b) per i tipi specifici di sezione illustrati in figura J.2, i valori di Iw possono essere calcolati usando le espressioni ivi fornite.
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figura
J.1
Coefficienti di costante di torsione per alcuni tipi di raccordi e di bulbi
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figura
J.2
Posizione del centro di taglio (S) e fattore di ingobbamento (H) per alcuni tipi di sezione trasversale in parete sottile
Iw • 0
Iw • 0
3b e = -------------F +6
3 a2 b 2 t 1 c 2c - e = --------------- --- + ------- – -----------I x 4 2b 3a 2 b
a 2 b 3 t 2 2F + 3 I w = ------------------ × ----------------12 F +6 at dove F = -------1bt 2
2
b t 3 2 I w = -------- ( 4 c + 6ac + 6 2
2
2
+ 3a c + a b ) – e I x
3 a2 b 2 t 1 c 2c - e = --------------- --- + ------- – -----------I x 4 2b 3a 2 b
2
a I I w = ----------y4
2
b t 3 2 I w = -------- ( 4 c + 6ac + 6 2
2
2
+ 3a c + a b ) – e I x
y 1I 1 – y 2I 2 e = ---------------------------Iy 2
a I 1I 2 I x = --------------Iy
2
a Iy I w = ---------4
2 2
b t - ( 3a + 2c ) + c-------------6
Dove I1 e I2 sono i rispettivi momenti di inerzia delle flange rispetto l’asse y-y
2
b t I w = ------------------------------------------ × 12 ( 2b + a + 2c ) 2
2
× [ a ( b + 2ba + 4bc + 6ac ]
a 2 b 3 t 2 2a + b I w = ------------------- × ----------------12 a + 2b
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2
2
+ 4c ( 3ba + 3a + 4bc + 2ac + c
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2
]
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La pubblicazione della presente norma avviene con la partecipazione volontaria dei Soci, dell’Industria e dei Ministeri. Riproduzione vietata - Legge 22 aprile 1941 Nº 633 e successivi aggiornamenti.
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