Sommario
1
DESCRIZIONE DELLA STRUTTURA ...................................................................................... 5
2
NOTE DI CALCOLO E DI MODELLAZIONE ............................................................................ 7
3
NORMATIVE UTILIZZATE ...................................................................................................... 11
4
MATERIALI IMPIEGATI .......................................................................................................... 12
5
6
4.1
STRUTTURA METALLICA ............................................................................................... 12
4.2
UNIONI BULLONATE ....................................................................................................... 12
4.3
ATTACCHI CON ANCORANTI MECCANICI ................................................................... 12
4.4
UNIONI SALDATE ............................................................................................................ 12
4.5
GRIGLIATI ELETTROFORGIATI ..................................................................................... 13
4.6
COPERTURE E TAMPONATURE STRUTTURALI ......................................................... 13
ANALISI DEI CARICHI ........................................................................................................... 17
5.1
Carichi permanenti ........................................................................................................... 17
5.2
Carichi variabili ................................................................................................................. 17
5.2.1
Neve .......................................................................................................................... 17
5.2.2
Vento ......................................................................................................................... 18
5.2.3
Vento radente ............................................................................................................ 19
5.2.4
Temperatura .............................................................................................................. 27
ORDITURE DI COPERTURA E DI PARETE .......................................................................... 28
6.1
Terzere di copertura per pannello sandwich .................................................................... 28
6.1.1
Parte curva della copertura ....................................................................................... 30
6.2
Terzere di copertura per traslucido ................................................................................... 32
6.3
Orditure per controsoffitto ................................................................................................. 34
6.3.1
6.4
Parte curva della copertura ....................................................................................... 36
Orditure di parete .............................................................................................................. 37
7
VERIFICA DELLE ASTE ......................................................................................................... 40
8
ANALISI SISMICA .................................................................................................................. 53
8.1
Analisi sismica della copertura della tribuna ..................................................................... 55
8.2
Spostamenti allo SLV ....................................................................................................... 56
9 VERIFICA DELLE PRINCIPALI ASTE DI COPERTURA IN CORRISPONDENZA DELLE
SCALE MONUMENTALI ................................................................................................................ 58
9.1
Tondo φ42 S355 bullone M30 classe 10.9 ....................................................................... 58
9.2
Tondo φ48 S355 bullone M30 classe 10.9 ....................................................................... 59
9.3
Corrente superiore reticolare tipo 11A HEA 300 S275 ..................................................... 61
Pagina | 2
9.4
Corrente inferiore reticolare tipo 11A HEA 200 S275 ....................................................... 64
9.5
Correnti reticolare tipo 12 HEA 140 S275 ........................................................................ 65
9.6
Asta reticolare tipo 16 HEA 100 S275 .............................................................................. 66
10
VERIFICHE DEI COLLEGAMENTI ..................................................................................... 68
10.1
Giunzioni bullonate dei profili della trave binata principale ............................................... 68
10.1.1
HEB 300 – HEB 300 S275
16 M24 10.9 ............................................................ 68
10.1.2
HEA 300 – HEA 300 S275
16 M24 10.9 ............................................................ 69
10.1.3
HEA 260 – HEA 260 S275
16 M20 10.9 ............................................................ 70
10.1.4
HEA 220 – HEA 220 S275
12 M16 10.9 ............................................................ 72
10.1.5
HEA 200 – HEA 200 S275
12 M14 10.9 ............................................................ 73
10.1.6
HEA 240 – HEA 240 S275
12 M20 10.9 ............................................................ 75
10.1.7
HEA 180 – HEA 180 S275
12 M14 10.9 ............................................................ 77
10.2
Giunzioni bullonate dei profili della trave binata in curva .................................................. 79
10.2.1
HEA 220 – HEA 240 S275
12 M16 10.9 ............................................................ 79
10.2.2
HEA 240 – HEA 240 S275
12 M20 10.9 ............................................................ 80
10.2.3
HEA 200 – HEA 200 S275
12 M14 10.9 ............................................................ 81
10.2.4
HEA 300 – HEA 300 S275
16 M24 10.9 ............................................................ 82
10.2.5
HEA 240 – HEA 280 S275
12 M20 10.9 ............................................................ 83
10.2.6
HEA 160 – HEA 160 S275
12 M12 10.9 ............................................................ 84
10.3
Attacco φ30 S275 bullone M24 classe 8.8........................................................................ 86
10.4
Attacco φ42 S275 bullone M27 classe 8.8........................................................................ 86
10.5
Attacco HEA 160 a reticolari ............................................................................................. 87
10.6
Attacco HEA 180 a reticolari ............................................................................................. 88
10.7
Attacco IPE 180 a reticolari .............................................................................................. 89
10.8
Attacco parte bombata a binate ........................................................................................ 90
10.9
Attacco parte bombata a solaio ........................................................................................ 91
10.10
Attacco saldato tra tubi ................................................................................................. 92
10.10.1
Corrente 250x250x8 S355 – Montante 250x250x12,5 S355 ................................. 92
10.10.2
Montante 180x100x8 S355 – Corrente 180x100x8 S355 ...................................... 94
10.10.3
Corrente 200x200x8 S355 – Montante 200x200x12,5 S355 ................................. 96
10.11
Collegamento tra reticolari trasversali in HEA 100 e binate .......................................... 98
10.11.1
Correnti – 4M12 cl. 8.8 .......................................................................................... 98
10.11.2
Diagonali – 6M12 cl. 8.8 ........................................................................................ 98
10.12
Collegamento tra reticolari trasversali in HEA 120 e binate .......................................... 99
10.12.1
Correnti – 4M12 cl. 8.8 .......................................................................................... 99
10.12.2
Diagonali – 4M12 cl. 8.8 ........................................................................................ 99
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10.13
Attacco tubi 200x100x5 a Vierendeel ......................................................................... 100
10.14
Attacco tra tubo 406 sp 8,8 e colonne in c.a. .............................................................. 101
10.15
Attacco tubo bombato a tubo mensola ....................................................................... 101
10.16
Attacco tubo mensola a cls ......................................................................................... 102
10.17
Attacco tubolare 406 sp 6,3 alle colonne di calcestruzzo ........................................... 103
10.18
Attacco Vierendeel esterna-binata .............................................................................. 103
10.19
Attacco Vierendeel interna-binata ............................................................................... 104
10.20
TIRAFONDI ................................................................................................................. 105
10.20.1
Giunzione acciaio-calcestruzzo sommità colonne circolari .................................. 105
11
VERIFICA SLE .................................................................................................................. 109
12
VERIFICA PARAPETTI PASSERELLE DI ISPEZIONE ................................................... 110
Allegati
Allegato 1 – Tabulato di input copertura tribuna
Allegato 2 – Tabulato di output copertura tribuna
Allegato 3 – Tabulato di input copertura curva
Allegato 4 – Tabulato di output copertura tribuna
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1 DESCRIZIONE DELLA STRUTTURA
Le strutture di copertura della nuova tribuna e delle nuove curve dello Stadio Friuli di
Udine saranno realizzate con struttura in carpenteria metallica e sovrastante manto di
copertura in pannelli sandwich.
Tali strutture saranno composte dai seguenti principali elementi:
•
travi binate reticolari di lunghezza complessiva pari a circa 42,4 m di cui 15,6 m in
semplice appoggio sulle sottostanti colonne circolari in c.a. e 26,8 m a sbalzo. Di
tali travi sono state progettate una versione standard per le zone rettilinee di tribuna
e curve ed una versione alleggerita per i tratti di raccordo tra tribuna e curve ove,
stante la configurazione geometrica, i carichi agenti su ciascuna binata sono
notevolmente ridotti rispetto a quelli agenti nella binata standard. Poiché le strutture
saranno zincate le travi binate verranno realizzate in elementi saldati in officina di
dimensioni trasportabili e compatibili con le vasche di zincatura, assemblati poi in
opera per mezzo di collegamenti bullonati;
•
travi reticolari di collegamento tra le binate. Tali travi hanno il compito di sorreggere
gli elementi secondari della copertura e del controsoffitto e di garantire una
ridistribuzione trasversale dei carichi tra le binate;
•
travi secondarie di sostegno agli arcarecci superiori e inferiori;
•
arcarecci in profilati pressopiegati a freddo superiori e inferiori con schema statico
di trave continua su più appoggi di sostegno ai pannelli sandwich di copertura ed al
controsoffitto;
•
controventi di falda in tondi disposti all’estradosso ed all’intradosso della copertura.
Nelle zone terminali (verso il campo di gioco) i pannelli sandwich di copertura saranno
sostituiti da lastre in policarbonato alveolare per garantire un adeguato soleggiamento al
manto erboso del campo da calcio. Il progetto prevede, inoltre, la possibilità di inserire
all’intradosso di tale zona una rete architettonica sostenuta da profili in IPE 180. Stante i
modesti carichi indotti da tale rete se ne trascura il contributo nelle presenti analisi.
Completano le strutture di copertura un sistema di travi curve disposte su piani verticali
perimetralmente alle curve ed alle tribune cui verrà ancorata la pelle di rivestimento
esterna, poggiante su profilati pressopiegati a freddo, e due porzioni di copertura a sbalzo
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dalle binate di estremità delle curve che fungono da raccordo, previa realizzazione di un
opportuno giunto sismico, con l’arco in c.a. esistente.
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2 NOTE DI CALCOLO E DI MODELLAZIONE
Il calcolo delle sollecitazioni e le verifiche di sicurezza delle strutture di copertura in
carpenteria metallica sono state effettuate analizzando due porzioni di copertura separate,
una relativa alla parte di copertura della tribuna ed una per la parte di copertura delle
curve e del tratto di raccordo tra queste ultime e la tribuna, sfruttando la presenza di un
giunto sismico. La simmetria delle due curve consente di analizzare il comportamento
strutturale di una sola delle relative coperture.
Per ciascuna porzione di copertura sono stati realizzati i seguenti modelli di calcolo agli
elementi finiti:
1) Modello completo, utilizzato per il calcolo generale delle sollecitazioni e delle
verifiche di sicurezza;
2) Modello incompleto, privo dei controventi di falda inferiori, utilizzato per verificare
l’effetto di una possibile instabilità dei controventi in tondo inferiori causata dai
carichi verticali gravitazionali che comprimono l’intradosso della parte a sbalzo della
copertura. I risultati di questo modello, omessi per brevità, confermano che la
presenza nel modello completo di tali controventi modifica in maniera trascurabile la
distribuzione delle sollecitazioni sugli elementi di intradosso delle strutture di
copertura. Lo stato di teorica compressione che compare nel modello di calcolo
FEM dei tondi del sistema di controvento inferiore causato dai carichi gravitazionali
è in effetti assente nelle aste grazie al complessivo gioco foro – bullone di 1,5 mm x
4 = 6,0 mm presente nei giunti di attacco.
Nei modelli di calcolo di cui alla presente relazione sono state inserite soltanto le aste in
acciaio e la porzione terminale dei pilastri in c.a. in quanto interessati principalmente alla
valutazione degli effetti delle azioni gravitazionali, neve e vento, ritenute predominanti.
Per la valutazione delle caratteristiche di sollecitazione indotte dall’azione sismica si
rimanda alle Relazioni di calcolo attinenti i singoli complessi strutturali della Tribuna distinti
e delle curve. Ai Cap. 8 e 9 sono tuttavia illustrate alcune considerazioni salienti in merito
alla progettazione sismica delle strutture di copertura.
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Due immagini dei modelli tridimensionali utilizzati nelle presenti analisi sono riportate nella
Figura 1 per la copertura della tribuna e nella Figura 2 per la copertura delle curve e dei
tratti di raccordo.
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Figura 1: Modello tridimensionale della copertura della tribuna.
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Figura 2: Modello tridimensionale della copertura della curva e del tratto di raccordo con la tribuna.
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3 NORMATIVE UTILIZZATE
Il calcolo delle sollecitazioni e le verifiche di sicurezza sono state effettuate tenendo conto
di quanto indicato nelle seguenti norme:
•
D.M. 14.01.2008 “Norme Tecniche per le Costruzioni”
•
C.M.LL.PP. n. 609 del 02.02.2009 “Istruzioni per l’applicazione delle Nuove norme
tecniche per le costruzioni”
•
UNI EN 1993-1-8:2005 Eurocodice 3 – Progettazione delle strutture di acciaio –
Parte 1-8 Progettazione dei collegamenti
•
UNI EN ISO 14122-2:2010 Sicurezza del macchinario – Mezzi di accesso
permanenti al macchinario – Parte 2 Piattaforme di lavoro e corridoi di passaggio.
•
UNI EN ISO 14122-3:2010 Sicurezza del macchinario – Mezzi di accesso
permanenti al macchinario – Parte 3 Scale, scale a castelletto e parapetti.
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4 MATERIALI IMPIEGATI
4.1 STRUTTURA METALLICA
Si utilizzano profilati S275 J0 UNI EN 10025-2
tubolari S355 J0 UNI EN 10210
tubolari S275 J0 UNI EN 10210
tondi S275 J0 UNI EN 10025-2
tondi S355 J0 UNI EN 10025-2
lamiere S275 J0 UNI EN 10025-2
4.2 UNIONI BULLONATE
Si utilizza
bulloneria a norma UNI EN 15048 classe 8.8 UNI EN ISO 4016
bulloneria a norma UNI EN 15048 classe 10.9 UNI EN ISO 4016
barre filettate cl. 8.8 con cert. conf. 3.1.B
I bulloni vanno serrati con una forza di precarico pari a Fp,C = 0,4 ftb Ares
I bulloni operanti ad attrito vanno serrati con una forza di precarico pari a Fp,C = 0,7 ftb Ares
con controllo dello stato di serraggio.
4.3 ATTACCHI CON ANCORANTI MECCANICI
Si utilizzano ancoranti HILTI tipo HSL o similari (fare riferimento al catalogo ditta
produttrice).
4.4 UNIONI SALDATE
Le saldature saranno realizzate con procedimento codificato secondo la norma UNI EN
ISO 4063.
Non sono previste saldature in opera, essendo il trattamento superficiale realizzato con
zincatura a caldo secondo UNI EN ISO 1461.
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Se per qualche motivo particolare si dovesse rendere necessaria qualche saldatura in
opera, si raccomanda di intervenire con opportuni utensili per ripulire le parti da saldare e,
a saldatura avvenuta, ripristinare la protezione anticorrosiva con idonei “zincanti a freddo”.
I controlli di tali saldature saranno definiti dal Collaudatore e dal Direttore dei Lavori come
indicato nel punto 11.2.4.5 della NTC 2008.
4.5 GRIGLIATI ELETTROFORGIATI
I camminamenti delle passerelle di ispezione alla copertura ed al maxischermo verranno
realizzati con grigliati in acciaio elettrosaldato S235 JR con piatto portante di sezione 25 x
2 mm e maglia di dimensioni 25 x 76 mm. I grigliati saranno poggiati in semplice appoggio
su di una luce di 1,2 m.
4.6 COPERTURE E TAMPONATURE STRUTTURALI
•
Copertura in pannello sandwich ELCOM SYSTEM tipo RP/ST 4G spessore 60 mm
o similare.
•
Copertura in traslucido ARCOPLUS REVERSO 626 o similare.
•
Controsoffittatura e tamponatura a doghe VMZINC o similare.
•
Vetro a cura del fornitore conforme a norme vigenti.
Si riportano nelle pagine seguenti alcuni estratti delle schede tecniche di tali prodotti.
N.B. La progettazione e la fornitura delle orditure delle doghe VMZINC e del vetro sono a
carico dei fornitori. Tali orditure dovranno garantire il contrasto alla deformabilità dei
montanti verticali nel piano delle orditure stesse.
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Pagina | 16
5 ANALISI DEI CARICHI
Per il calcolo delle sollecitazioni e le verifiche di sicurezza sono stati adottati i seguenti
carichi permanenti e variabili:
5.1 Carichi permanenti
p.p. struttura (elementi modello FEM)
78,5 kN/m3
orditure superiori (elementi non modellati)
0,10 kN/m2
copertura (pannello sandwich + guaine)
0,15 kN/m2
fotovoltaico (ove previsto)
0,20 kN/m2
controsoffitto con orditure
0,10 kN/m2
impianti
0,10 kN/m2
5.2 Carichi variabili
5.2.1 Neve
Zona 1, as = 113 m s.l.m.
qsk = 1,50 kN/m2
cE = 1
cT = 1
μ1 = 0,8
qs = 0,8 x 1,50 = 1,20 kN/m2
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5.2.2 Vento
La seguente azione del vento è stata applicata, in favore di sicurezza, sia in depressione
che in pressione, sempre all’estradosso della copertura:
vb,0 = 25 m/s
qb = 1/2 x 1,25 x 252 = 390 N/m2
classe di rugosità del terreno B
zona IV
Kr = 0,22
z0 = 0,30 m
zmin = 8 m
ce = 0,222 x ln(25/0,3) x [7 + ln(25/0,3)] = 2,45
cp = 1,5 (valore medio tra 1,3 valido per la maggior parte della struttura ed 1,8 valido
per gli effetti locali nelle zone di bordo)
p = 390 x 2,45 x 1,5 = 1433 N/m2 = 1,43 kN/m2
L’azione del vento così valutata risulta essere cautelativa rispetto ai risultati di alcune
analisi preliminari effettuate tramite software di fluido dinamica computazionale di cui si
riportano brevemente i risultati salienti.
Le simulazioni sono state effettuate su due sezioni piane, longitudinale e trasversale
nell’ipotesi di flusso turbolento con velocità di riferimento vref pari a 40 m/sec alla quota di
sommità della nuova copertura.
Per la sezione longitudinale è stata eseguita, stante la simmetria, una sola simulazione.
Per la sezione trasversale sono state, invece, effettuate due simulazioni con opposta
direzione di provenienza del vento.
I coefficienti di pressione cp possono essere stimati mediante il rapporto:
cp =
p − p0
0.5 ⋅ ρ ⋅ v2ref
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in cui p rappresenta la pressione locale, p n la pressione di riferimento, assunta uguale a
zero, ρ la densità dell’aria pari a 1.25 kg/m3.
Nell’ipotesi di assumere un coefficiente di pressione unitario, cp = 1 , si otterrebbe una
pressione p di 1000 N/m2.
Il confronto di tale valore con quelli illustrati nelle immagini seguenti conferma che i
coefficienti di pressione attualmente ipotizzati nel calcolo sono generalmente cautelativi,
ad eccezione di alcune limitate zone in cui effetti locali (zone di bordo, canali di gronda,
ecc.) producono rilevanti depressioni.
Gli arcarecci di copertura sono stati progettati, secondo quanto richiesto dalla C.M.LL.PP.
609, paragrafo C3.3.10.8, utilizzando un coefficiente di pressione cp = ±1.8 .
5.2.3 Vento radente
pf = qb ce cf
qb = 1/2 x 1,25 x 252 = 390 N/m2
classe di rugosità del terreno B
zona IV
Kr = 0,22
z0 = 0,30 m
zmin = 8 m
ce = 0,222 x ln(25/0,3) x [7 + ln(25/0,3)] = 2,45
cf = 0,01 (superficie liscia)
pf = 390 x 2,45 x 0,01 = 10 N/m2
Pagina | 19
Figura 3: Pressioni su sezione longitudinale con v = 40 m/sec: vista di insieme.
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Figura 4: Pressioni su sezione longitudinale con v = 40 m/sec: particolare tribuna sopravento.
Pagina | 21
Figura 5: Pressioni su sezione longitudinale con v = 40 m/sec: particolare tribuna sottovento.
Pagina | 22
Figura 6: Pressioni su sezione trasversale con v = 40 m/sec proveniente da destra: vista di insieme.
Pagina | 23
Figura 7: Pressioni su sezione trasversale con v = 40 m/sec proveniente da destra: particolare nuova tribuna sopravento.
Pagina | 24
Figura
a 8: Pressio
oni su sezio
one trasverssale con v = 40 m/sec p roveniente
e da sinistra
a: vista di insieme.
Pagina | 25
Figura 9: Pressioni su sezione trasversale con v = 40 m/sec proveniente da sinistra: particolare nuova tribuna sottovento.
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5.2.4 Temperatura
È stato assunto un ΔTu pari a ± 25 °C per strutture in acciaio esposte (zone con copertura
in traslucido) e ± 15 °C per strutture in acciaio non esposte (zone con copertura in
pannello sandwich).
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6 ORDITURE DI COPERTURA E DI PARETE
Si eseguono i calcoli per le orditure secondarie necessarie per sorreggere il manto di
copertura ed il controsoffitto, non presenti, per snellezza di calcolo, nel modello FEM
tridimensionale.
6.1 Terzere di copertura per pannello sandwich
Si ipotizza l’utilizzo di un pannello sandwich in grado si sopportare i carichi su una luce di
circa 2,60 m.
Analisi dei carichi:
p.p. terzera
0,05 kN/m2 x 1,3
copertura
0,15 kN/m2 x 1,3
eventuale fotovoltaico
0,20 kN/m2 x 1,5
vento (cp = 1,8)
1,75 kN/m2 x 1,5
neve
1,20 kN/m2 x 1,5 x 0,5
TOT
4,09 kN/m2
q = 4,09 x 2,60 = 10,63 kN/m
2,20 m
M = 10,63 x 2,22 / 8 = 6,43 kNm =6430000 Nmm
Si adotta un pressopiegato 30x120x60x3 S235
W=31430 mm3
Pagina | 28
J=1886000 mm4
Profilo appartenente alla classe 4 come da punto 4.2.3.1 delle NTC 2008 per il quale è
necessario tener conto degli eventuali fenomeni di instabilità locale come da punto
C4.2.4.1.3.4.2 delle Istruzioni per l’applicazione delle NTC 2008.
Ψ=1
Ψ=-1
Ψ=1
Tabella C.4.2.VIII kσ=4
λp =
54
28,4 ⋅ 3 ⋅ 1 ⋅ 4
= 0,317 < 0,673
ρ=1
Ψ=-1
Tabella C.4.2.VIII kσ=23,9
λp =
114
28,4 ⋅ 3 ⋅ 1 ⋅ 23,9
= 0,274 < 0,673
ρ=1
M SLU = 31430 ⋅
235
= 7034000 Nmm > 6430000 Nmm
1,05
Per la verifica SLE il carico diventa q=7,15 kN/m e si ha
f =
5
7,15 ⋅ 2200 4
2200
⋅
= 6 mm <
= 11 Nmm
384 1886000 ⋅ 210000
200
In realtà le terzere possono anche essere realizzate continue su 5 o 6 appoggi.
La freccia ovviamente diminuisce drasticamente.
Pagina | 29
Il momento massimo subisce anch’esso una riduzione (M=5450000 Nmm) con però
un’ulteriore verifica di instabilità locale da soddisfare in quanto in tal caso le fibre
compresse si trovano sia superiormente che inferiormente.
Ψ=-1
Ψ=1
Ψ=1
Tabella C.4.2.VIX kσ=0,43
λp =
27
28,4 ⋅ 3 ⋅ 1 ⋅ 0,43
= 0,483 < 0,748
ρ=1
Ψ=-1
Tabella C.4.2.VIII kσ=23,9
λp =
114
28,4 ⋅ 3 ⋅ 1 ⋅ 23,9
= 0,274 < 0,673
ρ=1
In alcuni casi le terzere risultano appoggiate su 2,4 m.
Si adotterà una trave continua su 5 appoggi con luci esterne di 1,2 m e luci interne,
appunto, di 2,4 m.
Il momento massimo restituito dal calcolo è pari a M=5740000 Nmm < 7034000 Nmm.
Trascurabile la freccia.
6.1.1 Parte curva della copertura
In corrispondenza della parte curva della copertura le terzere possono raggiungere la luce
di 2,9 m.
Si ricorre in tal caso allo schema di trave continua su 5 appoggi con M=9572000 Nmm.
Si adotta un pressopiegato 40x150x80x3 S235
W=52670 mm3
J=395000 mm4
Pagina | 30
Ψ=1
Ψ=-1
Ψ=1
λp =
Tabella C.4.2.VIII kσ=4
74
28, 4 ⋅ 3 ⋅ 1 ⋅ 4
= 0, 434 < 0,673
ρ=1
Ψ=-1
Tabella C.4.2.VIII kσ=23,9
λp =
144
28,4 ⋅ 3 ⋅ 1 ⋅ 23,9
= 0,346 < 0,673
ρ=1
Ψ=-1
Ψ=1
Ψ=1
Tabella C.4.2.VIX kσ=0,43
λp =
37
28,4 ⋅ 3 ⋅ 1 ⋅ 0,43
= 0,662 < 0,748
ρ=1
Ψ=-1
Tabella C.4.2.VIII kσ=23,9
λp =
144
28,4 ⋅ 3 ⋅ 1 ⋅ 23,9
= 0,346 < 0,673
ρ=1
M SLU = 52670 ⋅
235
= 11788000 Nmm > 9572000 Nmm
1,05
Nessun problema di freccia.
Pagina | 31
Esistono anche terzere continue su 3 appoggi con luce circa 2,70 m.
Si adotta ancora il pressopiegato 45x150x80x3 S235
M=10,63x2,72/8=9,687 kNm = 9687000 Nmm
M SLU = 52670 ⋅
235
= 11788000 Nmm > 9687000 Nmm
1,05
Nessun problema di freccia.
Le terzere continue su 3 appoggi raggiungono una luce massima di circa 3,30 m.
Si adotta un pressopiegato 40x150x80x4 S235
W=67970 mm3
J=5098000 mm4
M=10,63x3,32/8=14,470 kNm = 14470000 Nmm
M SLU = 67970 ⋅
235
= 15212000 Nmm > 14470000 Nmm
1,05
Nessun problema di freccia.
6.2 Terzere di copertura per traslucido
Si ipotizza l’utilizzo di un traslucido in grado si sopportare i carichi su una luce di circa 1,20
m.
Analisi dei carichi:
p.p. terzera
0,05 kN/m2 x 1,3
copertura
0,10 kN/m2 x 1,3
vento (cp = 1,8)
1,75 kN/m2 x 1,5
neve
1,20 kN/m2 x 1,5 x 0,5
Pagina | 32
3,72 kN/m2
TOT
q = 3,72 x 1,20 = 4,46 kN/m
2,20 m
M = 4,46 x 2,22 / 8 = 2,70 kNm = 2700000 Nmm
Si adotta un tubo 80x40x4 S275
Wpl=22200 mm3
J=696000 mm4
M SLU = 22200 ⋅
275
= 5814000 Nmm > 2700000 Nmm
1,05
Per la verifica SLE il carico diventa q=3,00 kN/m e si ha
f =
5
3,00 ⋅ 22004
2200
⋅
= 6 mm <
= 11 Nmm
384 696000 ⋅ 210000
200
In realtà le terzere possono anche essere realizzate continue su 5,6 o 7 appoggi.
Sia momento massimo che freccia subiscono una riduzione.
In alcuni casi le terzere risultano appoggiate su 2,4 m.
Si adotterà una trave continua su 5 appoggi con luci esterne di 1,2 m e luci interne,
appunto, di 2,4 m.
Il momento massimo restituito dal calcolo è pari a M=2410000 Nmm < 5814000 Nmm.
Trascurabile la freccia.
Pagina | 33
In altri casi (zone curve della copertura) le terzere risultano appoggiate su circa 3 m.
M = 4,46 x 32 / 8 = 5,71 kNm = 5000000 Nmm
Si adotta un tubo 100x50x4 S275
Wpl=35700 mm3
J=1420000 mm4
M SLU = 35700 ⋅
f =
275
= 9350000 Nmm > 5000000 Nmm
1,05
5
3,00 ⋅ 3000 4
3200
⋅
= 11 mm <
= 16 Nmm
384 1420000 ⋅ 210000
200
6.3 Orditure per controsoffitto
Si ipotizza l’utilizzo di una controsoffittatura in grado si sopportare i carichi su una luce di
circa 2,60 m.
Analisi dei carichi:
p.p. orditura
0,05 kN/m2 x 1,3
controsoffitto
0,10 kN/m2 x 1,3
impianti
0,10 kN/m2 x 1,5
vento (cp = 1,8)
1,75 kN/m2 x 1,5
TOT
2,97 kN/m2
q = 2,97 x 2,60 = 7,72 kN/m
2,20 m
Pagina | 34
M = 7,72 x 2,22 / 8 = 4,67 kNm =4670000 Nmm
Si adotta un pressopiegato 30x100x50x3 S235
W=23950 mm3
J=1158000 mm4
Ψ=-0,923
Ψ=1
Ψ=1
Tabella C.4.2.VIII kσ=4
λp =
54
28,4 ⋅ 3 ⋅ 1 ⋅ 4
= 0,317 < 0,673
ρ=1
Tabella C.4.2.VIII kσ=7,81+6,29x0,923+9,78x0,9232=21,9
Ψ=-0,923
λp =
94
28,4 ⋅ 3 ⋅ 1 ⋅ 21,9
= 0,236 < 0,673
ρ=1
M SLU = 23950 ⋅
235
= 5360000 Nmm > 4670000 Nmm
1,05
Per la verifica SLE il carico diventa q=5,20 kN/m e si ha
5
5,20 ⋅ 2200 4
2200
f =
⋅
= 7 mm <
= 11 Nmm
384 1158000 ⋅ 210000
200
In realtà le orditure possono anche essere realizzate continue su 5 o 6 appoggi.
Sia freccia che momento diminuiscono però si presenta un’ulteriore verifica di instabilità
locale da soddisfare in quanto in tal caso le fibre compresse si trovano sia superiormente
che inferiormente.
Pagina | 35
Ψ=1
Ψ=-0,923
Ψ=1
Tabella C.4.2.IX kσ=0,43
λp =
27
28,4 ⋅ 3 ⋅ 1 ⋅ 0,43
= 0,483 < 0,748
ρ=1
Tabella C.4.2.VIII kσ=7,81+6,29x0,923+9,78x0,9232=21,9
Ψ=-0,923
λp =
94
28,4 ⋅ 3 ⋅ 1 ⋅ 21,9
= 0,236 < 0,673
ρ=1
In alcuni casi le orditure risultano appoggiate su 2,4 m.
Si adotterà una trave continua su 5 appoggi con luci esterne di 1,2 m e luci interne,
appunto, di 2,4 m.
Momento e freccia risultano inferiori rispetto a quelli calcolati.
6.3.1 Parte curva della copertura
In corrispondenza della parte curva della copertura le orditure possono raggiungere la luce
di 2,9 m.
Si ricorre in tal caso allo schema di trave continua su 5 appoggi con M=6952000 Nmm.
Si adotta un pressopiegato 40x120x80x3 S235
W=38280 mm3
J=2297000 mm4
M SLU = 38280 ⋅
235
= 8567000 Nmm > 6430000 Nmm
1,05
Pagina | 36
Nessun problema di freccia.
Esistono anche terzere continue su 3 appoggi con luce circa 2,70 m.
Si adotta ancora il pressopiegato 40x120x80x3 S235
M=7,72x2,72/8=7,034 kNm = 7034000 Nmm
M SLU = 38280 ⋅
235
= 8567000 Nmm > 7034000 Nmm
1,05
Nessun problema di freccia.
Le terzere continue su 3 appoggi raggiungono una luce massima di circa 3,30 m.
Si adotta un pressopiegato 40x150x80x3 S235
M=7,72x3,32/8=10,509 kNm = 10509000 Nmm
M SLU = 52670 ⋅
235
= 11788000 Nmm > 10509000 Nmm
1,05
Nessun problema di freccia.
6.4 Orditure di parete
Si ipotizza l’utilizzo di una “pelle” in grado si sopportare i carichi su una luce di circa 1,10
m.
Analisi dei carichi:
verticali
p.p. orditura
0,05 kN/m2 x 1,3
“pelle”
0,10 kN/ m2 x 1,3
Pagina | 37
impianti
0,10 kN/m2 x 1,5
TOT
0,35 kN/m2
orizzontali
vento (cp = 1,8)
1,75 kN/m2 x 1,5
TOT
2,63 kN/m2
qverticale = 0,35 x 1,10 = 0,39 kN/m
qorizzontale = 2,63x 1,10 = 2,89 kN/m
2,20 m
Mx = 2,89 x 2,22 / 8 = 1,75 kNm =1750000 Nmm
My = 0,39 x 2,22 / 8 = 0,24 kNm =240000 Nmm
Si adotta un pressopiegato 30x100x50x3 S235
Wx=23950 mm3
Jx=1158000 mm4
Wy=16280 mm3
Jy=406000 mm4
M SLU − x = 23950 ⋅
235
= 5360000 Nmm
1,05
M SLU − y = 16280 ⋅
235
= 3640000 Nmm
1,05
Pagina | 38
My
Mx
+
= 0,39
M SLU − x M SLU − y
Per la verifica SLE i carichi diventano qx=1,93 kN/m e qy=0,28 kN/m
si ha
fx =
5
1,93 ⋅ 2200 4
2200
⋅
= 2 mm <
= 11 Nmm
384 1158000 ⋅ 210000
200
fy =
5
0,28 ⋅ 2200 4
2200
⋅
= 1 mm <
= 11 Nmm
384 406000 ⋅ 210000
200
In realtà le orditure possono anche essere realizzate continue su 5 o 6 appoggi.
Nessun problema per resistenza e deformabilità.
In alcuni casi le orditure risultano appoggiate su 2,4 m.
Si adotterà una trave continua su 5 appoggi con luci esterne di 1,2 m e luci interne,
appunto, di 2,4 m.
Momento e freccia risultano inferiori rispetto a quelli calcolati.
In corrispondenza della parte curva della copertura le orditure raggiungono la luce di 2,9
m. Si ricorre in tal caso allo schema di trave continua su 5 appoggi con Mx=2604000
Nmm e My=344000 Nmm.
Si adotta sempre il pressopiegato 30x100x50x3 S235
My
Mx
+
= 0,58
M SLU − x M SLU − y
Nessun problema per la freccia.
Pagina | 39
7 VERIFICA DELLE ASTE
La verifica di dettaglio delle aste presenti nei modelli FEM e conseguenti all’applicazione
dei carichi gravitazionali, neve e vento sono riportate per esteso negli Allegati Tabulati di
input ed output.
Nel seguito si riportano a titolo illustrativo e di sintesi i risultati di tali verifiche in forma
grafica. La mappatura di colori indicata in legenda indica con colore rosso gli elementi che
avendo un coefficiente di sfruttamento maggiore dell’unità sarebbero non verificati.
Pagina | 40
Figura 10: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: vista 3D copertura tribuna.
Pagina | 41
Figura 11: Numerazione aste: binata copertura tribuna.
Figura 12: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: binate copertura tribuna.
Pagina | 42
Figura 13: Numerazione aste: elementi di estradosso copertura tribuna.
Pagina | 43
Figura 14: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: elementi di estradosso copertura tribuna.
Pagina | 44
Figura 15: Numerazione aste: elementi di intradosso copertura tribuna.
Pagina | 45
Figura 16: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: elementi di intradosso copertura tribuna.
Pagina | 46
Figura 17: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: vista 3D copertura tribuna.
Pagina | 47
Figura 18: Numerazione aste: binata alleggerita curva.
Figura 19: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: binate alleggerita curva.
Pagina | 48
Figura 20: Numerazione aste: elementi di estradosso copertura curva.
Pagina | 49
Figura 21: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: elementi di estradosso copertura curva.
Pagina | 50
Figura 22: Numerazione aste: elementi di intradosso copertura curva.
Pagina | 51
Figura 23: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: elementi di intradosso copertura curva.
Pagina | 52
8 ANALISI SISMICA
Per quanto concerne l’analisi sismica della struttura delle curve e del tratto di raccordo con
la tribuna distinti, stante la limitazione del presente modello FEM alle sole strutture di
copertura, si rimanda alla Relazione di calcolo generale per una più esaustiva e corretta
valutazione delle sollecitazioni indotte da tale azione. La validazione reciproca del modello
semplificato e del modello completo nei confronti delle azioni verticali è invece
testimoniata dal confronto tra i diagrammi delle sollecitazioni assiali indotte dalla
combinazione di carico che massimizza i carichi verticali riportati nella Figura 24. Si può
ad esempio osservare che lo sforzo di compressione presente in uno dei correnti inferiori
della binata dell’allineamento 8 ha valore pressoché identico tanto nel modello globale che
in quello semplificato.
Nella presente Relazione vengono poi effettuate le verifiche di sicurezza di alcuni
controventi di falda ed alcune travi con funzionamento di tirante/puntone disposte in
prossimità della scala monumentale (e dei relativi collegamenti) deputati ad assorbire ed a
trasferire l’azione sismica proveniente dalle sottostanti strutture in c.a.
Il modello di calcolo semplificato della tribuna è stato infine validato confrontando le
sollecitazioni con esso ottenute con quelle provenienti dal modello globale.
Si riepilogano, per completezza, i parametri salienti utilizzati nella valutazione dell’azione
sismica:
Latitudine
46.0812899
Longitudine
13.2004601
VN
50 anni
CU
1,5
VR
75 anni
Categoria sottosuolo
B
Categoria topografica
T1
ag SLV
0,246 g
Fattore di struttura CD ”B”
Struttura a telaio a un piano
non regolare in pianta
αu/ α1 = (1,1+1)/2 =1,05
q0
3 x 1,05 = 3,15
Pagina | 53
k (non regolare in altezza)
0,8
q
3,15 x 0,8 = 2,52
Figura 24: Sollecitazioni assiali provenienti dal modello di calcolo globale espresse in tonnellate (in
alto) e dal modello semplificato espresse in kN (in basso).
Pagina | 54
8.1 Analisi sismica della copertura della tribuna
Nell’analisi dinamica modale sono stati utilizzati per entrambi i modelli i primi 400 modi di
vibrare della struttura in modo da raggiungere una massa partecipante non inferiore aI
85% della massa totale. Poiché l’azione sismica verticale risulta di intensità inferiore
all’azione del vento, sebbene sia stata inserita tra le condizioni di carico, per essa ci si è
accontentati di considerare una massa partecipante inferiore al 85%.
Le caratteristiche di sollecitazione corrispondenti alle condizioni sismiche sono state
rimoltiplicate per il fattore di struttura q per tener conto della progettazione in campo
elastico delle strutture di copertura e scalate per tener conto del differente periodo di
vibrazione dei primi modi traslazionali calcolato nel modello semplificato e nel modello
globale.
Nella verifica dei controventi di falda e dei relativi collegamenti le sollecitazioni restituite
dal modello FEM relative alle condizioni di carico sismiche sono state incrementate del
fattore 1,3 come prescritto al punto 7.3.6.1 della NTC 2008.
Il modello parziale trascura, per brevità e semplicità di input, l’eccentricità accidentale
prevista al punto 7.26 della NTC 2008, confidando che il carico aggiuntivo sia compensato
dall’aver utilizzato una formula pseudostatica, sicuramente cautelativa, per tener conto
della sottostante massa di cemento armato.
I dati ottenuti dall’analisi dinamica del modello parziale (copertura in acciaio), integrati con
il fattore di amplificazione, sono stati poi confrontati con i dati ottenuti dall’analisi dinamica
del modello globale (copertura in acciaio e sottostanti telai in cemento armato).
In particolare i controventi φ42 S275 hanno nel modello parziale una sollecitazione
massima di 129 kN che, tenendo conto che nelle croci di sant’Andrea è da considerare
attiva la sola diagonale tesa, diventano 129 x 2 = 258 kN.
Il modello FEM globale, che non ha inserito nei dati di input il coefficiente 1,3, restituisce la
sollecitazione massima è di 8,5 ton = 85 kN (già comprensiva degli effetti dovuti
all’eccentricità accidentale) che porta quindi ad una sollecitazione di calcolo pari a 85 x 2 x
Pagina | 55
1,3 = 221 kN. Un estratto delle sollecitazioni sui tiranti calcolate nel modello FEM globale
sono riportate in Figura 25.
I risultati sono assolutamente confrontabili e garantiscono sulla bontà del metodo utilizzato
nel modello parziale, dove si è operato a vantaggio della sicurezza (+16%) senza peraltro
aggravare i costi in maniera sensibile considerando sia il minimo scostamento delle
sollecitazioni, sia il peso percentuale davvero modesto dei controventi se rapportato al
peso totale della struttura.
Figura 25: Inviluppo delle sollecitazioni assiali provenienti dal modello di calcolo globale.
8.2 Spostamenti allo SLV
Il dimensionamento dei giunti sismici tra tribuna distinti e settore di raccordo con le curve è
riportato nella Relazione di calcolo generale.
Per ciò che attiene il martellamento tra coperture delle curve ed arco in c.a. esistente si
analizza la più sfavorevole condizione presente a quota 24.45 m.
Nella impossibilità di effettuare calcoli specifici, lo spostamento dell’arco viene valutato
come indicato al punto 7.2.2 delle NTC 2008:
Pagina | 56
h ag ⋅ S 24450 0, 246 g ⋅ 1,157
⋅
=
⋅
= ±139, 4 mm
100 0,5 g
100
0 ,5 g
Lo spostamento massimo della copertura risulta pari a 251.6 mm.
Il martellamento tra copertura della curva ed arco in c.a. esistente è quindi evitato avendo
disposto un giunto sismico di ampiezza 430 mm maggiore di:
251, 6 + 139, 4 = 391, 0 mm .
Pagina | 57
9 VERIFICA DELLE PRINCIPALI ASTE DI COPERTURA IN
CORRISPONDENZA DELLE SCALE MONUMENTALI
9.1 Tondo φ42 S355 bullone M30 classe 10.9
La massima sollecitazione assiale agente nei tondi φ42 in acciaio S355 in prossimità della
scala monumentale, desunta dall’inviluppo delle combinazione del modello di calcolo
globale, è pari a (160 + 110) / 2 kN = 135 kN (vedi Figura 26). Considerando che il
modello globale tiene conto anche della presenza dei tondi sollecitati a compressione e
che le sollecitazioni restituite dal modello FEM relative alle condizioni di carico sismiche
vanno incrementate del fattore 1,3 come prescritto al punto 7.3.6.1 della NTC 2008 la
massima sollecitazione di trazione nei tondi φ42 in acciaio S355 è pari a:
1.3 ∙ 2 ∙ 135
351000 Figura 26: Inviluppo delle sollecitazioni assiali nei tondi φ42 in prossimità della scala monumentale
desunti dal modello di calcolo globale.
Pagina | 58
Essendo
1120 ∙ 355
1,05
378667N
351000
la verifica risulta soddisfatta.
Saldatura gola 8 mm (spessore piatto) lg 120 (4 cordoni)
τ
378667
4 ∙ 120 ∙ 8
N
N
N
98.6
N
mm
430
√3 ∙ 0,85 ∙ 1,25
120 ∙ 20 ∙
628000N
N
mm
351000
430
1,25
548000N
351000
2,5 ∙ 0.95 ∙ 430 ∙ 30 ∙ 20
1,25
490000N
351000
120
275
1,05
233
31,5 ∙ 20 ∙ 0,9 ∙
(K=2,5 in quanto e2=60 mm α=0.95 in quanto e1=90 mm)
T
2∙
0,5 ∙ 1000 ∙ 581
1,25
464800N
351000
9.2 Tondo φ48 S355 bullone M30 classe 10.9
La massima sollecitazione assiale agente nei tondi φ48 in acciaio S355 in prossimità della
scala monumentale, desunta dall’inviluppo delle combinazione del modello di calcolo
globale, è pari è pari a (158 + 159) / 2 kN = 158,5 kN (vedi Figura 27). Considerando che il
modello globale tiene conto anche della presenza dei tondi sollecitati a compressione e
Pagina | 59
che le sollecitazioni restituite dal modello FEM relative alle condizioni di carico sismiche
vanno incrementate del fattore 1,3 come prescritto al punto 7.3.6.1 della NTC 2008 la
massima sollecitazione di trazione nei tondi φ48 in acciaio S355 è pari a:
412100 1.3 ∙ 2 ∙ 158,5
Essendo
1473 ∙ 355
1,05
498014N
412100
la verifica risulta soddisfatta.
Saldatura gola 8 mm (spessore piatto) lg 120 (4 cordoni)
τ
498014
4 ∙ 120 ∙ 8
129,7
N
mm
430
√3 ∙ 0,85 ∙ 1,25
233
N
mm
Figura 27: Inviluppo delle sollecitazioni assiali nei tondi φ48 in prossimità della scala monumentale
desunti dal modello di calcolo globale.
Pagina | 60
N
N
N
120 ∙ 20 ∙
628000N
412100
430
1,25
548000N
412100
2,5 ∙ 0.95 ∙ 430 ∙ 30 ∙ 20
1,25
490000N
412100
120
275
1,05
31,5 ∙ 20 ∙ 0,9 ∙
(K=2,5 in quanto e2=60 mm α=0.95 in quanto e1=90 mm)
T
2∙
0,5 ∙ 1000 ∙ 581
1,25
464800N
412100
Nelle verifiche si omette, poiché non significativa, la verifica a rifollamento sulle lamiere
conseguente alle modeste sollecitazioni taglianti presenti nei collegamenti e la verifica a
punzonamento stante l’elevato spessore.
9.3 Corrente superiore reticolare tipo 11A HEA 300 S275
Le sollecitazioni agenti nel corrente superiore della reticolare esterna tipo 11A (all. B) in
prossimità della scala monumentale sono state desunte dal modello di calcolo globale e
risultano pari a (vedi Figura 28):
,
4,04kNm ∙ 1,3
,
≅ 0kNm verticale
343kN ∙ 1,3
5,25kNm orizzontale
445.9kN
La verifica di resistenza risulta soddisfatta essendo:
Pagina | 61
,
,
, ,
, ,
0,03
1
La verifica di instabilità risulta soddisfatta essendo:
∙

∙
,
∙
∙
,
∙ 1
∙
,
,
∙
,
∙ 1
∙
0,21
1
,
Per i valori assunti dalle singole grandezze si veda la seguente tabella:
Figura 28: Inviluppo delle sollecitazioni assiali nel corrente superiore (HEA 300) e nel corrente
inferiore (HEA 200) della reticolare tipo 11° sul filo B in prossimità della scala monumentale
desunti dal modello di calcolo globale.
Pagina | 62
Profilo
HEA 300
CARATTERISTICHE MECCANICHE
2
E
210000 N/mm
2
A
11250 mm
2
fyk
275 N/mm
l0y
2891 mm
l0z
2891 mm
4
Jy
1.83E+08 mm
4
Jz
6.31E+07 mm
3
Wy
1.38E+06 mm
3
Wz
6.41E+05 mm
alfa,y
0.34
alfa,z
0.49
CARATTERISTICHE GEOMETRICHE
b
300 mm
tf
14 mm
PARAMETRI DI CALCOLO
PARAMETRI DI CALCOLO
Ncr,y
Ncr,z
lambda,y
lambda,z
fi,y
fi,z
chi,y
chi,z
n
a
chi,min
45235894 N
15631900 N
0.262
0.445
0.545
0.659
0.978
0.873
0.873
0.151
0.253
Mpl,y,Rd
Mpl,z,Rd
362214286 Nmm
167933333 Nmm
Mn,y,Rd
Mn,z,Rd
351982800 Nmm
167933333 Nmm
Nbrd
2573164 N
SOLLECITAZIONI INSTABILITA'
N
445900 N
My
0 Nmm
Mz
5250000 Nmm
SOLLECITAZIONI RESISTENZA
N
445900 N
My
0 Nmm
Mz
5250000 Nmm
VERIFICA DI INSTABILITA'
VERIFICA DI RESISTENZA
Sfruttamento
0.21
Sfruttamento
0.03
Pagina | 63
9.4 Corrente inferiore reticolare tipo 11A HEA 200 S275
Le sollecitazioni agenti nel corrente inferiore della reticolare esterna tipo 11A (all. B) in
prossimità della scala monumentale sono state desunte dal modello di calcolo globale e
risultano pari a (vedi Figura 28):
,
≅ 0kNm orizzontale
,
≅ 0kNm verticale
343kN ∙ 1,3
445.9kN
Si trascurano, stante i piccoli valori, le sollecitazioni flettenti.
La verifica di resistenza ed instabilità risulta soddisfatta essendo:
,
445,9
1048,8
0,43
1
con
∙A∙
0,74∙5383∙275
1,05
,


1
 
π ∙
1

A∙
0,84 0,84
5383 ∙ 275
3309702
EJ
1048,8
π ∙
0,67
0,74
0,67
210000 ∙ 1,34 ∙ 10
2891
3309702
Pagina | 64
9.5 Correnti reticolare tipo 12 HEA 140 S275
Le sollecitazioni agenti nei correnti inferiore e superiore della reticolare interna tipo 12 (tra
gli all. B e C) in prossimità della scala monumentale sono state desunte dal modello di
calcolo globale (vedi Figura 29) e risultano pari a:
,
≅ 0kNm orizzontale
,
≅ 0kNm verticale
123,0kN ∙ 1,3
159,9kN
Si trascurano, stante i piccoli valori, le sollecitazioni flettenti.
Figura 29: Inviluppo delle sollecitazioni assiali nelle aste (HEA 140) della trave reticolare tipo 12 tra
gli all. B e in prossimità della scala monumentale desunti dal modello di calcolo globale.
Pagina | 65
La verifica di resistenza ed instabilità risulta soddisfatta essendo:
159,9
470,2
,
0,34
1
con
∙A∙
0,57∙3140∙275
1,05
,
1

 
1
π ∙
1,13 1,13

A∙

470,2
3140 ∙ 275
964421
EJ
π ∙
0,95
0,57
0,95
210000 ∙ 3.89 ∙ 10
2891
964421
9.6 Asta reticolare tipo 16 HEA 100 S275
Le sollecitazioni agenti nei correnti inferiore e superiore della reticolare tipo 16 (tra gli all. C
e D) in prossimità della scala monumentale sono state desunte dal modello di calcolo
globale (vedi Figura 30) e risultano pari a:
,
≅ 0kNm orizzontale
,
≅ 0kNm verticale
95kN ∙ 1,3
123,5kN
La verifica di resistenza ed instabilità risulta soddisfatta essendo:
,
123,5
199,2
0,62
1
Pagina | 66
con
∙A∙
0,36∙2120∙275
1,05
,


1
 
π ∙
1

A∙
1,73 1,73
2120 ∙ 275
308433
EJ
199,2
π ∙
1,37
0,36
1,37
210000 ∙ 1,34 ∙ 10
2997
308433
Figura 30: Inviluppo delle sollecitazioni assiali nelle aste (HEA 100) della trave reticolare tipo 16 tra
gli all. C e D in prossimità della scala monumentale desunti dal modello di calcolo globale.
Pagina | 67
10 VERIFICHE DEI COLLEGAMENTI
10.1 Giunzioni bullonate dei profili della trave binata principale
Nelle verifiche si omette, poiché non significativa, la verifica a rifollamento sulle lamiere
conseguente alle modeste sollecitazioni taglianti presenti nei collegamenti e la verifica a
punzonamento stante l’elevato spessore.
10.1.1 HEB 300 – HEB 300 S275
16 M24 10.9
Condizione più sfavorevole: SLU – neve dominante
M = 75 KNm
T = 20 KN
Sforzo max sopportabile a trazione
16 ⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 353
= 4000000 N
1,25
Sforzo max sopportabile a taglio
16 ⋅
0,5 ⋅ 1000 ⋅ 353
= 2200000 N
1,25
Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo)
4⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 353
⋅ 200 = 203000000 Nmm
1,25
75000000
203000000 ∙ 1,4
75000000
203000000
20000
2200000
0,27
0,37
Spessore flangia 30 mm – piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 200 sp 12
Si ritiene superflua la verifica a punzonamento.
Pagina | 68
10.1.2 HEA 300 – HEA 300 S275
16 M24 10.9
Condizione più sfavorevole: SLU – neve dominante
M = 93 KNm
T = 33 KN
Sforzo max sopportabile a trazione
Pagina | 69
16 ⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 353
= 4000000 N
1,25
Sforzo max sopportabile a taglio
16 ⋅
0,5 ⋅ 1000 ⋅ 353
= 2200000 N
1,25
Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo)
4⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 353
⋅ 200 = 203328000 Nmm
1,25
93000000
203328000 ∙ 1,4
93000000
203328000
33000
2200000
0,34
0,46
Spessore flangia 30 mm – piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 200 sp 12
Si ritiene superflua la verifica a punzonamento
10.1.3 HEA 260 – HEA 260 S275
16 M20 10.9
Condizione più sfavorevole: SLU – neve dominante
N = 1212 KN
M = 38 KNm
T = 22 KN
Sforzo max sopportabile a trazione
16 ⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 245
= 2800000 N
1,25
Sforzo max sopportabile a taglio
16 ⋅
0,5 ⋅ 1000 ⋅ 245
= 1500000 N
1,25
Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo)
Pagina | 70
4⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 245
⋅ 160 = 112896000 Nmm
1,25
1212000
2800000 ∙ 1,4
1212000
2800000
38000000
112896000 ∙ 1,4
38000000
112896000
22000
1500000
0,56
0,77
Spessore flangia 30 mm – piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 200 sp 12.
Si ritiene superflua la verifica a punzonamento.
Pagina | 71
10.1.4 HEA 220 – HEA 220 S275
12 M16 10.9
Condizione più sfavorevole: SLU – neve dominante
N = 576 KN
M = 7 KNm
T = 2,7 KN
Sforzo max sopportabile a trazione
12 ⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 157
= 1300000 N
1,25
Sforzo max sopportabile a taglio
12 ⋅
0,5 ⋅ 1000 ⋅ 157
= 750000 N
1,25
Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo)
4⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 157
⋅ 130 = 58780800 Nmm
1,25
576000
1300000 ∙ 1,4
576000
1300000
7000000
58780800 ∙ 1,4
7000000
58780800
2700
750000
0,4
0,56
Spessore flangia 25 mm – piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 150 sp 8.
Si ritiene superflua la verifica a punzonamento.
Pagina | 72
10.1.5 HEA 200 – HEA 200 S275
12 M14 10.9
Condizione più sfavorevole: SLU – neve dominante
N = 666 KN
M = 4,6 KNm
T = 1,53 KN
Sforzo max sopportabile a trazione
12 ⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 115
= 990000 N
1,25
Sforzo max sopportabile a taglio
Pagina | 73
12 ⋅
0,5 ⋅ 1000 ⋅ 115
= 552000 N
1,25
Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo)
4⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 115
⋅ 110 = 36432000 Nmm
1,25
666000
990000 ∙ 1,4
666000
990000
4600000
36432000 ∙ 1,4
4600000
36432000
1530
552000
0,57
0,8
Spessore flangia 25 mm – piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 150 sp 8.
Si ritiene superflua la verifica a punzonamento.
Pagina | 74
10.1.6 HEA 240 – HEA 240 S275
12 M20 10.9
Condizione più sfavorevole: SLU – neve dominante
N = 727 KN
M = 32 KNm
T = 23 KN
Sforzo max sopportabile a trazione
12 ⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 192
= 1600000 N
1,25
Sforzo max sopportabile a taglio
Pagina | 75
12 ⋅
0,5 ⋅ 1000 ⋅ 192
= 900000 N
1,25
Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo)
4⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 192
⋅ 145 = 80179200 Nmm
1,25
727000
1600000 ∙ 1,4
727000
1600000
32000000
80179200 ∙ 1,4
32000000
80179200
23000
900000
0,64
0,85
Spessore flangia 25 mm – piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 160 sp 10.
Si ritiene superflua la verifica a punzonamento.
Pagina | 76
10.1.7 HEA 180 – HEA 180 S275
12 M14 10.9
Condizione più sfavorevole: SLU – neve dominante
N = 481 KN
M = 11 KNm
T = 3,4 KN
Sforzo max sopportabile a trazione dal singolo bullone
Pagina | 77
12 ⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 115
= 994000 N
1,25
Sforzo max sopportabile a taglio
12 ⋅
0,5 ⋅ 1000 ⋅ 115
= 552000 N
1,25
Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo)
4⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 115
⋅ 111 = 36763200 Nmm
1,25
481000
994000 ∙ 1,4
481000
994000
11000000
36763200 ∙ 1,4
11000000
36763200
3400
552000
0,57
0,78
Pagina | 78
10.2 Giunzioni bullonate dei profili della trave binata in curva
Nelle verifiche si omette, poiché non significativa, la verifica a rifollamento sulle
lamiere conseguente alle modeste sollecitazioni taglianti presenti nei collegamenti e
la verifica a punzonamento stante l’elevato spessore.
10.2.1 HEA 220 – HEA 240 S275
12 M16 10.9
Condizione più sfavorevole: SLU – neve dominante
N = 477 KN
Pagina | 79
M = 15 KNm
T = 13,5 KN
Sforzo max sopportabile a trazione
12 ⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 157
= 1300000 N
1,25
Sforzo max sopportabile a taglio
12 ⋅
0,5 ⋅ 1000 ⋅ 157
= 750000 N
1,25
Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo)
4⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 157
⋅ 170 = 76000000 Nmm
1,25
Verifiche
477000
1300000 ∙ 1,4
477000
1300000
15000000
76000000 ∙ 1,4
15000000
76000000
13500
750000
0,42
0,56
Spessore flangia 25 mm – piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 150 sp 8.
10.2.2 HEA 240 – HEA 240 S275
12 M20 10.9
Condizione più sfavorevole: SLU – neve dominante
N = 0 KN (sollecitazione sempre di compressione)
M = 9,3 KNm
T = 5 KN
Sforzo max sopportabile a trazione
12 ⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 245
= 2116800 N
1,25
Sforzo max sopportabile a taglio
Pagina | 80
12 ⋅
0,5 ⋅ 1000 ⋅ 245
= 1176000 N
1,25
Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo)
4⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 245
⋅ 185 = 130000000 Nmm
1,25
Verifiche
9300000
130000000 ∙ 1,4
9300000
130000000
5000
1176000
0,06
0,07
Spessore flangia 25 mm – piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 160 sp 10.
Si ritengono superflue le verifiche a punzonamento e rifollamento.
10.2.3 HEA 200 – HEA 200 S275
12 M14 10.9
Condizione più sfavorevole: SLU – neve dominante
N = 272 KN
M = 4 KNm
T = 1,4 KN
Sforzo max sopportabile a trazione
12 ⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 115
= 990000 N
1,25
Sforzo max sopportabile a taglio
12 ⋅
0,5 ⋅ 1000 ⋅ 115
= 552000 N
1,25
Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo)
4⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 115
⋅ 110 = 36432000 Nmm
1,25
Verifiche
Pagina | 81
272000
1,4 ∙ 990000
272000
990000
4000000
36432000 ∙ 1,4
4000000
36432000
14000
552000
0,28
0,38
Spessore flangia 25 mm – piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 150 sp 8.
Si ritengono superflue le verifiche a punzonamento e rifollamento.
10.2.4 HEA 300 – HEA 300 S275
16 M24 10.9
Condizione più sfavorevole: SLU – neve dominante
M = 35 KNm
T = 10,4 KN
Sforzo max sopportabile a trazione
16 ⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 353
= 4000000 N
1,25
Sforzo max sopportabile a taglio
16 ⋅
0,5 ⋅ 1000 ⋅ 353
= 2200000 N
1,25
Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo)
4⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 353
⋅ 140 = 142330000 Nmm
1,25
Verifiche
35000000
142330000 ∙ 1,4
35000000
142330000
10400
2200000
0,18
0,25
Spessore flangia 30 mm – piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 200 sp 12.
Si ritengono superflue le verifiche a punzonamento e rifollamento.
Pagina | 82
10.2.5 HEA 240 – HEA 280 S275
12 M20 10.9
Condizione più sfavorevole: SLU – neve dominante
N = 701 KN
M = 22 KNm
T = 15 KN
Sforzo max sopportabile a trazione
Pagina | 83
12 ⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 245
= 2116800 N
1,25
Sforzo max sopportabile a taglio
12 ⋅
0,5 ⋅ 1000 ⋅ 245
= 1176000 N
1,25
Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo)
4⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 245
⋅ 140 = 98784000 Nmm
1,25
Verifiche
701000
2116800 ∙ 1,4
701000
2116800
22000000
98784000 ∙ 1,4
22000000
98784000
15000
1176000
0,41
0,55
Spessore flangia 25 mm – piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 160 sp 10
Si ritengono superflue le verifiche a punzonamento e rifollamento
10.2.6 HEA 160 – HEA 160 S275
12 M12 10.9
Condizione più sfavorevole: SLU – neve dominante
N = 446 KN
M = 5 KNm
T = 1,3 KN
Sforzo max sopportabile a trazione
12 ⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 84
= 720000 N
1,25
Sforzo max sopportabile a taglio
12 ⋅
0,5 ⋅ 1000 ⋅ 84
= 400000 N
1,25
Sforzo max sopportabile a flessione (cautelativo)
Pagina | 84
4⋅
0,9 ⋅ 1000 ⋅ 84
⋅ 92 = 22256600 Nmm
1,25
Verifiche
446000
720000 ∙ 1,4
446000
720000
5000000
22256600 ∙ 1,4
5000000
22256600
1300
400000
0,6
0,84
Spessore flangia 20 mm – piatti laterali per ridistribuzione dello sforzo lg 130 sp 6.
Si ritengono superflue le verifiche a punzonamento e rifollamento.
Pagina | 85
10.3 Attacco φ30 S275 bullone M24 classe 8.8
581 ∙ 275
1,05
152000N
111000
saldatura gola 6 mm (spessore piatto) lg 100 (4 cordoni)
τ
152000
4 ∙ 100 ∙ 6
N
N
N
63
N
mm
430
√3 ∙ 0,85 ∙ 1,25
120 ∙ 10 ∙
120
275
1,05
234
N
mm
314000N
25,5 ∙ 10 ∙ 0,9 ∙
430
1,25
2,5 ∙ 1 ∙ 430 ∙ 24 ∙ 10
1,25
292000N
206000N
111000
111000
(K=2,5 in quanto e2=60 mm α=1 in quanto e1=60 mm)
T
2∙
0,6 ∙ 800 ∙ 353
1,25
271000N
111000
10.4 Attacco φ42 S275 bullone M27 classe 8.8
1120 ∙ 275
1,05
293000N
258000
saldatura gola 8 mm (spessore piatto) lg 120 (4 cordoni)
Pagina | 86
293000
4 ∙ 120 ∙ 8
τ
N
N
N
76
N
mm
430
√3 ∙ 0,85 ∙ 1,25
120 ∙ 15 ∙
120
275
1,05
233
N
mm
471000N
28,5 ∙ 15 ∙ 0,9 ∙
430
1,25
2,5 ∙ 1 ∙ 430 ∙ 27 ∙ 15
1,25
424000N
348000N
258000
258000
(K=2,5 in quanto e2=60 mm α=1 in quanto e1=90 mm)
T
2∙
0,6 ∙ 800 ∙ 459
1,25
352000N
258000
10.5 Attacco HEA 160 a reticolari
Sollecitazioni nel profilo:
118
31,5
Sollecitazioni sul singolo bullone (12M12 cl. 8.8):
,
,
118
12
10
31,5
12
2,7
Resistenza a trazione del singolo bullone
Pagina | 87
,
0,9 ∙ 84,3 ∙ 800
1,25
49
Resistenza a taglio del singolo bullone
0,6 ∙ 84,3 ∙ 800
1,25
,
32
Verifiche di resistenza del bullone
,
,
0,2
,
,
,
1,4 ∙
,
0,23
Resistenza a punzonamento su piatto di spessore 15 mm
0,6 ∙ 3,14 ∙ 12 ∙ 15 ∙ 430
1,25
,
117
Resistenza a rifollamento su piatto di spessore 15 mm
1 ∙ 2,5 ∙ 12 ∙ 15 ∙ 430
1,25
,
155
10.6 Attacco HEA 180 a reticolari
Sollecitazioni nel profilo:
233
22
Sollecitazioni sul singolo bullone (12M12 cl. 8.8):
,
,
233
12
22
12
20
1,8
Resistenza a trazione del singolo bullone
Pagina | 88
,
0,9 ∙ 84,3 ∙ 800
1,25
49
Resistenza a taglio del singolo bullone
0,6 ∙ 84,3 ∙ 800
1,25
,
32
Verifiche di resistenza del bullone
,
,
0,41
,
,
,
1,4 ∙
0,35
,
Resistenza a punzonamento su piatto di spessore 15 mm
0,6 ∙ 3,14 ∙ 12 ∙ 15 ∙ 430
1,25
,
117
Resistenza a rifollamento su piatto di spessore 15 mm
1 ∙ 2,5 ∙ 12 ∙ 15 ∙ 430
1,25
,
155
10.7 Attacco IPE 180 a reticolari
Sollecitazioni nel profilo:
219
24
Sollecitazioni sul singolo bullone (6M12 cl. 8.8):
,
,
219
6
24
6
37
4
Resistenza a trazione del singolo bullone
Pagina | 89
,
0,9 ∙ 84,3 ∙ 800
1,25
49
Resistenza a taglio del singolo bullone
0,6 ∙ 84,3 ∙ 800
1,25
,
32
Verifiche di resistenza del bullone
,
,
0,76
,
,
,
1,4 ∙
0,66
,
Resistenza a punzonamento su piatto di spessore 15 mm
0,6 ∙ 3,14 ∙ 12 ∙ 15 ∙ 430
1,25
,
117
Resistenza a rifollamento su piatto di spessore 15 mm
1 ∙ 2,5 ∙ 12 ∙ 15 ∙ 430
1,25
,
155
10.8 Attacco parte bombata a binate
Sollecitazioni nel profilo:
30
30
∙
∙
20
20
17
17
∙
∙
20
34
(cautelativo)
20
26
(cautelativo)
Sollecitazioni sul singolo bullone (4M16 cl. 8.8):
,
,
34
4
8,5
26
4
6,5
Resistenza a trazione del singolo bullone
Pagina | 90
,
0,9 ∙ 157 ∙ 800
1,25
90
Resistenza a taglio del singolo bullone
0,6 ∙ 157 ∙ 800
1,25
,
60
Verifiche di resistenza del bullone
,
,
0,1
,
,
,
1,4 ∙
,
0,18
Resistenza a punzonamento su piatto di spessore 15 mm
0,6 ∙ 3,14 ∙ 16 ∙ 15 ∙ 430
1,25
,
156
Resistenza a rifollamento su piatto di spessore 15 mm
1 ∙ 2,5 ∙ 16 ∙ 15 ∙ 430
1,25
,
206
10.9 Attacco parte bombata a solaio
Reazioni sull’attacco:
46,3
5,7
30,4
Sollecitazioni sul bullone (due superfici di taglio) - M20 cl.8.8:
,
,
30,4
46,3
2
5,7
2
23,5
Pagina | 91
Resistenza a taglio del bullone (ad attrito)
0,3 ∙ 0,7 ∙ 245 ∙ 800
1,25 ∙ 1,1
,
30
Verifica piatti
30,4
,
,
,
∙ 0,17
2
∙
2,6
275 ∙ 14000
1,05
3,7
10.10 Attacco saldato tra tubi
10.10.1
Corrente 250x250x8 S355 – Montante 250x250x12,5 S355
Rispetto delle condizioni necessarie per l’applicazione dei criteri descritti al punto 7.5.2
dell’Eurocodice 3 parte 8 (per la simbologia fare riferimento alla citata norma):
Per la presenza di piatti di rinforzo in corrispondenza dell’attacco, si considerano
cautelativamente le caratteristiche geometriche e inerziali di un tubo rettangolare
420x250x12 al posto di quelle del montante della binata.
250
250
1
250
12
20,8
250
250
1
420
250
1,68
250
8
31,3
Pagina | 92
Calcolo resistenza del nodo per momento nel piano della binata
250
250
10
, ,
, ,
1
∙
∙
∙
0,5 ∙
,
∙
5∙
∙
355 ∙
53
0,5 ∙ 355 ∙ 8 ∙
1
∙
2164900
1
,
∙
,
10 355 ∙ 8
∙
∙ 250
250 355 ∙ 12
8
∙
420
5∙8
300
1
∙
∙
53
∙ 250 ∙ 420
250
1
12 ∙ 12
426
Calcolo resistenza del nodo per momento fuori dal piano della binata
, ,
, ,
∙
,
∙
355 ∙ 8 ∙ 250
0,5 ∙ 1
,
∙
,
5∙
∙
355 ∙
1505980
∙
0,5 ∙ 1
1
8 ∙
420
5∙8
1
316
∙
53
250
∙ 250 ∙ 12
534
Calcolo resistenza assiale ridotta
̅
2 ∙
3,46 ∙
1
sin
250
2 ∙ √1
8
210000
3,14 ∙
355
3,46 ∙
∙
0,5 ∙ 1
0,21 ∙
1
̅
̅
0,2
̅
1,33
1,5
0,46
Pagina | 93
∙
,
355 ∙ 0,46
∙ ∙
sin
,
∙
2∙
sin
163 /
10 ∙
1 ∙ 163 ∙ 8
∙
1
2 ∙ 420
1
10 ∙ 8
1200
1
Verifica
10.10.2
,
, ,
, ,
,
, ,
, ,
53
1199
261
300
29
316
1,0
Montante 180x100x8 S355 – Corrente 180x100x8 S355
Rispetto delle condizioni necessarie per l’applicazione dei criteri descritti al punto 7.5.2
dell’Eurocodice 3 parte 8 (per la simbologia fare riferimento alla citata norma):
180
180
1
180
8
22,5
180
100
1,8
180
100
1,8
180
8
22,5
Calcolo resistenza del nodo per momento nel piano della binata
180
180
10
∙
1
∙
∙
∙
10 355 ∙ 8
∙
∙ 180
180 355 ∙ 8
8
80
Pagina | 94
, ,
, ,
,
0,5 ∙
,
∙
∙
5∙
∙
0,5 ∙ 355 ∙ 8 ∙
1
,
355 ∙
∙
∙
245000
180
68,7
1
∙
80
∙ 100 ∙ 180
100
1
1
5∙8
8 ∙8
77
Calcolo resistenza del nodo per momento fuori dal piano della binata
, ,
, ,
∙
,
∙
0,5 ∙ 1
,
∙
,
5∙
∙
355 ∙ 8 ∙ 100
∙
∙
355 ∙
8 ∙
180
160000
5∙8
57
1
0,5 ∙ 1
1
80
100
∙ 100 ∙ 8
56
Calcolo resistenza assiale ridotta
2 ∙
̅
3,46 ∙
1
sin
180
2 ∙ √1
8
210000
3,14 ∙
355
3,46 ∙
∙
0,5 ∙ 1
0,21 ∙
1
,
,
355 ∙ 0,73
∙ ∙
sin
0,2
̅
1
0,73
̅
∙
̅
0,93
∙
2∙
sin
259 /
10 ∙
1 ∙ 163 ∙ 8
∙
1
1 ∙ 180
1
10 ∙ 8
1
538
Verifica
Pagina | 95
10.10.3
,
, ,
, ,
,
, ,
, ,
22,5
538
46,4
68,7
4
56
0,8
Corrente 200x200x8 S355 – Montante 200x200x12,5 S355
Rispetto delle condizioni necessarie per l’applicazione dei criteri descritti al punto 7.5.2
dell’Eurocodice 3 parte 8 (per la simbologia fare riferimento alla norma citata):
Per la presenza di piatti di rinforzo in corrispondenza dell’attacco, si considerano
cautelativamente le caratteristiche geometriche e inerziali di un tubo rettangolare
340x200x12 al posto di quelle del montante della binata.
200
200
1
200
12
16,7
200
200
1
340
200
1,7
200
8
25
Calcolo resistenza del nodo per momento nel piano della binata
200
200
10
, ,
,
∙
1
∙
∙
0,5 ∙
10 355 ∙ 8
∙
∙ 200
200 355 ∙ 12
8
∙
∙
∙
5∙
53
0,5 ∙ 355 ∙ 8 ∙
340
5∙8
1
205
Pagina | 96
, ,
,
1
∙
1386340
1
,
∙
355 ∙
∙
∙
53
∙ 200 ∙ 340
200
1
12 ∙ 12
286
Calcolo resistenza del nodo per momento fuori dal piano della binata
, ,
, ,
∙
,
∙
355 ∙ 8 ∙ 200
0,5 ∙ 1
,
∙
,
5∙
∙
355 ∙
952896
∙
0,5 ∙ 1
1
8 ∙
340
5∙8
1
207
∙
53
200
∙ 200 ∙ 12
292
Calcolo resistenza assiale ridotta
1
sin
2 ∙
̅
3,46 ∙
200
2 ∙ √1
8
210000
3,14 ∙
355
3,46 ∙
∙
0,5 ∙ 1
1
,
,
355 ∙ 0,64
∙ ∙
sin
̅
0,2
1,13
0,64
̅
∙
̅
0,21 ∙
1,04
∙
2∙
sin
227 /
10 ∙
1 ∙ 227 ∙ 8
∙
1
2 ∙ 340
1
10 ∙ 8
1
1380
Verifica
,
, ,
, ,
,
, ,
, ,
26
1380
86
205
4
207
0,46
Pagina | 97
10.11 Collegamento tra reticolari trasversali in HEA 100 e binate
10.11.1
Correnti – 4M12 cl. 8.8
Sollecitazioni nel corrente:
148
Sollecitazioni sul singolo bullone:
148
4
,
37
Resistenza a trazione del singolo bullone
0,9 ∙ 84,3 ∙ 800
1,25
,
49
Resistenza a punzonamento su piatto di spessore 12 mm
0,6 ∙ 3,14 ∙ 12 ∙ 12 ∙ 430
1,25
,
10.11.2
93,3
Diagonali – 6M12 cl. 8.8
Sollecitazioni nel diagonale:
115
3,5
In favore di sicurezza si considera la sollecitazione agente come sola sollecitazione di
taglio:
Pagina | 98
115
6
,
3,5
2 ∙ 0,30
25,0
Resistenza a taglio del singolo bullone
0,6 ∙ 84,3 ∙ 800
1,25
,
32,4
Si ritengono superflue le verifiche a rifollamento e a punzonamento sul piatto di spessore
12 mm.
10.12 Collegamento tra reticolari trasversali in HEA 120 e binate
10.12.1
Correnti – 4M12 cl. 8.8
Sollecitazioni nel corrente:
136
(cautelativo) – di trazione sarebbe 88 kN
Sollecitazioni sul singolo bullone:
,
136
4
34
Resistenza a trazione del singolo bullone
,
0,9 ∙ 84,3 ∙ 800
1,25
49
Resistenza a punzonamento su piatto di spessore 12 mm
,
10.12.2
0,6 ∙ 3,14 ∙ 12 ∙ 12 ∙ 430
1,25
93,3
Diagonali – 4M12 cl. 8.8
Sollecitazioni nel diagonale:
Pagina | 99
119
1,94
In favore di sicurezza si considera la sollecitazione agente come sola sollecitazione di
taglio:
119
6
,
1,94
2 ∙ 0,30
23,1
Resistenza a taglio del singolo bullone
0,6 ∙ 84,3 ∙ 800
1,25
,
32,4
Si ritengono superflue le verifiche a rifollamento ed a punzonamento sul piatto di spessore
12 mm.
10.13 Attacco tubi 200x100x5 a Vierendeel
Sollecitazioni nel profilo:
39
24
Sollecitazioni sul singolo bullone (2M20 cl. 8.8) – due superfici di taglio:
,
39
4
24
4
12
Resistenza a taglio del singolo bullone
,
0,6 ∙ 245 ∙ 800
1,25
94
Verifiche di resistenza del bullone
Pagina | 100
,
0,13
,
Resistenza a rifollamento su piatto di spessore 15 mm
1 ∙ 2,5 ∙ 20 ∙ 15 ∙ 430
1,25
,
258
10.14 Attacco tra tubo 406 sp 8,8 e colonne in c.a.
Reazioni sull’attacco:
32
Sollecitazioni sul singolo bullone (1M27 cl. 8.8) – due superfici di taglio:
32
2
16
0,6 ∙ 800 ∙ 459
1,25
176
Resistenza a rifollamento dei piatti di spessore 25 mm:
,
,
32
2,5 ∙ 1 ∙ 510 ∙ 27 ∙ 25
1,25
,
689
Resistenza a rifollamento dei piatti di spessore 20 mm:
,
,
,
16
2,5 ∙ 1 ∙ 510 ∙ 27 ∙ 20
1,25
551
10.15 Attacco tubo bombato a tubo mensola
Sollecitazioni nel profilo:
Pagina | 101
27
,
2,7
,
Sollecitazioni sul singolo bullone (M16 cl. 8.8) – due superfici di taglio:
27
2
,
2,7
2
13,6
Resistenza a taglio del singolo bullone (ad attrito)
0,3 ∙ 0,7 ∙ 157 ∙ 800
1,25 ∙ 1,1
,
19,2
Verifiche di resistenza del bullone
,
0,78
,
10.16 Attacco tubo mensola a cls
Sollecitazioni nel profilo:
27
0,8
,
Sollecitazioni sul singolo bullone (2M16 cl. 8.8):
,
,
0,8
2
0,4
27
2
13,5
Resistenza a trazione del singolo bullone
,
0,9 ∙ 157 ∙ 800
1,25
90
Pagina | 102
Resistenza a taglio del singolo bullone (ad attrito)
0,3 ∙ 0,7 ∙ 157 ∙ 800
1,25 ∙ 1,1
,
19,2
Verifiche di resistenza del bullone
,
,
1,4 ∙
,
,
0,7
Resistenza a punzonamento su piatto di spessore 10 mm
0,6 ∙ 3,14 ∙ 16 ∙ 10 ∙ 430
1,25
,
104
10.17 Attacco tubolare 406 sp 6,3 alle colonne di calcestruzzo
Sollecitazione di taglio sul collegamento (bullone M27cl. 8.8) – due superfici d’attrito:
20,4
2
,
10,2
Resistenza a taglio del collegamento (ad attrito)
0,3 ∙ 0,7 ∙ 459 ∙ 800
1,25 ∙ 1,1
,
56
10.18 Attacco Vierendeel esterna-binata
Sollecitazioni sul corrente tubolare (150x100x8 S355)
77
,
33
24
,
,
9
Sollecitazioni sul singolo bullone (M20 cl 10.9)
Pagina | 103
Componente di taglio massima dovuta al momento flettente
,
(ipotesi di
comportamento elastico del collegamento):
∑
∙
,
33 ∙ 0,072
0,072 ∙ 4 0,04 ∙ 2
2
2
50
Si trascura il contributo dovuto all’eccentricità del baricentro della bullonatura rispetto alla
sezione d’attacco del piatto bullonato con la binata in quanto ridurrebbe la sollecitazione
tagliante sul bullone più sollecitato.
6,4
2∙6
,
2
2∙6
∑
,
∙
2
9 ∙ 0,111
0,111 ∙ 4 0,0937 ∙ 2
2
58
60
∙ sin tan
5,2
6,4
50 ∙ sin 34
2
∙ sin tan
50 ∙ cos 34
58
60
5,2
59
Resistenza a taglio del singolo bullone
0,5 ∙ 1000 ∙ 245
1,25
98
Resistenza a rifollamento del tubo
2,5 ∙ 1 ∙ 510 ∙ 30 ∙ 6,3
1,25
,
193
10.19 Attacco Vierendeel interna-binata
Sollecitazioni sul corrente tubolare (180x100x8 S355)
118,8
,
60
Pagina | 104
,
48
Sollecitazioni sul singolo bullone (M20 cl 10.9)
Componente di taglio massima dovuta al momento flettente
,
(ipotesi di
comportamento elastico del collegamento):
∑
∙
,
60 ∙ 0,085
0,085 ∙ 4 0,06 ∙ 4
2
2
59
Si trascura il contributo dovuto all’eccentricità del baricentro della bullonatura rispetto alla
sezione d’attacco del piatto bullonato con la binata in quanto ridurrebbe la sollecitazione
tagliante sul bullone più sollecitato.
2∙9
,
2∙9
6,6
3
6,6
59 ∙ cos 45
3
59 ∙ sin 45
66
Resistenza a taglio del singolo bullone
0,5 ∙ 1000 ∙ 245
1,25
98
Resistenza a rifollamento del tubo
,
2,5 ∙ 1 ∙ 510 ∙ 30 ∙ 6,3
1,25
193
10.20 TIRAFONDI
10.20.1
Giunzione acciaio-calcestruzzo sommità colonne circolari
Trazione massima
NT = 913 kN = 913000 N
Pagina | 105
Lo sforzo viene trasmesso al calcestruzzo per mezzo di 8 tirafondi M24 classe 8.8 disposti
su una circonferenza, contenuta, di diametro 50 cm, in modo da non permettere ai
tirafondi di sopportare un momento “importante”; è questo il metodo oramai in uso nella
tecnologia moderna per la realizzazione delle cerniere sfruttando la duttilità dell’acciaio:
non appena il tirafondo raggiunge la tensione di snervamento il suo allungamento
consente la rotazione necessaria a far sì che il vincolo si comporti da cerniera.
Trazione max sopportabile dai tirafondi
8⋅
0,9 ⋅ 800 ⋅ 353
= 1600000 N
1,25
913000
= 0,57 < 1
1600000
Verifica sfilamento tirafondi.
I tirafondi, ancorati per una lunghezza di 1000 mm, terminano con piastre ad U
30x10+80x20+30x10 S275 collegate ciascuna ad una coppia di tirafondi posti a distanza
191 mm con “pinze” di 50 mm.
Compressione nel calcestruzzo
913000 / 4
= 9,8 N mm2
291 ⋅ 80
W della piastra ad U = 21800 mm3
Momento della piastra
9,8 ⋅ 80 ⋅ 1912
= 3575138 Nmm
8
M SLU = 21800 ⋅
275
= 5709000 Nmm > 3575138 Nmm
1, 05
Pagina | 106
Pagina | 107
7
Pagina | 108
8
11 VERIFICA SLE
L’abbassamento massimo in corrispondenza dell’estremità della reticolare, valutato in
combinazione caratteristica, è di circa 18.7 cm.
Il limite, per gli sbalzi di copertura, è pari a:
2⋅l
dove l è la lunghezza dello sbalzo
200
Nel nostro caso
2 ⋅ l 2 ⋅ 2680
=
= 26.8 cm > 18.7 cm
200
200
La verifica risulta quindi ampiamente soddisfatta.
Pagina | 109
12 VERIFICA PARAPETTI PASSERELLE DI ISPEZIONE
I parapetti delle passerelle di ispezione alla copertura ed ai maxischermi saranno realizzati
con montanti in UPN 65 e corrimano in tubo φ48,3 sp. 2,9.
Conformemente alla norma UNI EN ISO 14122-3:2010 l’azione sui parapetti è stata
valutata pari a 300 N/m. Il calcolo eseguito secondo quanto indicato al punto 7.3 della
citata norma riporta spostamenti in condizioni di esercizio pari a 10 mm, inferiore al limite
previsto dalla stessa norma, pari a 30 mm.
Pagina | 110
Indice delle figure
Figura 1: Modello tridimensionale della copertura della tribuna. .......................................... 9
Figura 2: Modello tridimensionale della copertura della curva e del tratto di raccordo con la
tribuna. ............................................................................................................................... 10
Figura 3: Pressioni su sezione longitudinale con v = 40 m/sec: vista di insieme. .............. 20
Figura 4: Pressioni su sezione longitudinale con v = 40 m/sec: particolare tribuna
sopravento. ........................................................................................................................ 21
Figura 5: Pressioni su sezione longitudinale con v = 40 m/sec: particolare tribuna
sottovento. ......................................................................................................................... 22
Figura 6: Pressioni su sezione trasversale con v = 40 m/sec proveniente da destra: vista di
insieme. ............................................................................................................................. 23
Figura 7: Pressioni su sezione trasversale con v = 40 m/sec proveniente da destra:
particolare nuova tribuna sopravento. ................................................................................ 24
Figura 8: Pressioni su sezione trasversale con v = 40 m/sec proveniente da sinistra: vista
di insieme........................................................................................................................... 25
Figura 9: Pressioni su sezione trasversale con v = 40 m/sec proveniente da sinistra:
particolare nuova tribuna sottovento. ................................................................................. 26
Figura 10: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: vista 3D copertura
tribuna. ............................................................................................................................... 41
Figura 11: Numerazione aste: binata copertura tribuna. .................................................... 42
Figura 12: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: binate copertura
tribuna. ............................................................................................................................... 42
Figura 13: Numerazione aste: elementi di estradosso copertura tribuna. .......................... 43
Figura 14: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: elementi di
estradosso copertura tribuna. ............................................................................................ 44
Figura 15: Numerazione aste: elementi di intradosso copertura tribuna. ........................... 45
Figura 16: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: elementi di
intradosso copertura tribuna. ............................................................................................. 46
Figura 17: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: vista 3D copertura
tribuna. ............................................................................................................................... 47
Figura 18: Numerazione aste: binata alleggerita curva. ..................................................... 48
Figura 19: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: binate alleggerita
curva. ................................................................................................................................. 48
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Figura 20: Numerazione aste: elementi di estradosso copertura curva. ............................ 49
Figura 21: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: elementi di
estradosso copertura curva. .............................................................................................. 50
Figura 22: Numerazione aste: elementi di intradosso copertura curva. ............................. 51
Figura 23: Risultati delle verifiche per sollecitazione di pressoflessione: elementi di
intradosso copertura curva. ............................................................................................... 52
Figura 24: Sollecitazioni assiali provenienti dal modello di calcolo globale espresse in
tonnellate (in alto) e dal modello semplificato espresse in kN (in basso). .......................... 54
Figura 25: Inviluppo delle sollecitazioni assiali provenienti dal modello di calcolo globale. 56
Figura 26: Inviluppo delle sollecitazioni assiali nei tondi φ42 in prossimità della scala
monumentale desunti dal modello di calcolo globale. ........................................................ 58
Figura 27: Inviluppo delle sollecitazioni assiali nei tondi φ48 in prossimità della scala
monumentale desunti dal modello di calcolo globale. ........................................................ 60
Figura 28: Inviluppo delle sollecitazioni assiali nel corrente superiore (HEA 300) e nel
corrente inferiore (HEA 200) della reticolare tipo 11° sul filo B in prossimità della scala
monumentale desunti dal modello di calcolo globale. ........................................................ 62
Figura 29: Inviluppo delle sollecitazioni assiali nelle aste (HEA 140) della trave reticolare
tipo 12 tra gli all. B e in prossimità della scala monumentale desunti dal modello di calcolo
globale. .............................................................................................................................. 65
Figura 30: Inviluppo delle sollecitazioni assiali nelle aste (HEA 100) della trave reticolare
tipo 16 tra gli all. C e D in prossimità della scala monumentale desunti dal modello di
calcolo globale. .................................................................................................................. 67
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