Costruzioni Metalliche - Necci Valleriani Schwartz

Università di Roma
“SAPIENZA”
Facoltà di Ingegneria
Corso di laurea Specialistica in Ingegneria Civile
Esame di
“Costruzioni Metalliche”
Studenti :
Simone Necci
Riccardo Schwarz
Diego Valleriani
Docente:
Prof. Ing. F. Bontempi
Revisori:
Ing. F. Gentili
Ing. F. Petrini
Ing. A. Rago

Area di 150000 m2
Edificio multipiano costituito da:
• 3 piani interrati, di cui 2 destinati a parcheggio ed 1 a locali di servizio per
l’attività ospedaliera, ciascuno di 17950 m2 (218.1 x 82.5)
• 6 piani fuori terra di 5900 m2 ciascuno (157.5 x 37.5)
• H Tot dell’edificio 33 m
Degenza ospedaliera:
• 250 stanze
Materiali :
• circa 3700 tonnellate di acciaio
• circa 13000 m3 di calcestruzzo
• circa 89000 m2 di pannelli
alveolari precompressi
250 stanze
• circa 750 posti

VERIFICHE AGLI SLV
q0 = 4
q = 3.2
2. Sisma
VN = 100 anni
VR = 150 anni (periodo di riferimento per l’azione sismica)
Classe d’uso III
cu=1.5
Le azioni considerate sono :
1. Neve
• H = 405 m sul livello del mare qsk(Tr=50 anni) = 0.87 kN/m2
VERIFICHE IN ESERCIZIO : SLO e SLD
qs= 0.63 kN/m2
La struttura è realizzata in conformità con le prescrizioni delle
Norme Tecniche del 14-01-2008.
q = 3.2
Kr = 0.8VERIFICHE IN ESERCIZIO : SLO e SLD
2. Vento
• dddddd
si è scelto un fattore di struttura qequi = 2.2 in modo da garantire alla
struttura una risposta elastica per le azioni agli SLE

La struttura è realizzata in conformità con le prescrizioni delle
Norme Tecniche del 14-01-2008.
Sono stati utilizzati i seguenti materiali:
Acciai S235, S275, S355, S450
Travi
Colonne
Controventi
Piatti per unioni
Acciaio B450C
Armature plinti e cordoli
Armature nei getti di completamento del solaio
Calcestruzzo C28/35
Plinti e cordoli
Soletta
Calcestruzzo C45/55 Solaio alveolare precompresso

• Collegamento trave alveolare – colonna
• Collegamento colonna - fondazione a cerniera
• Collegamento travi binate – controvento

Collegamento colonna - fondazione a cerniera
1. Collegamento con piastra semplice
s = 70 mm
OSSERVAZIONI :
• elevata concentrazione delle
tensioni sotto le ali della
colonna
• piastra di base poco rigida
2. Collegamento con piastra irrigidita
s = 80 mm

La struttura risulta essere:
• intelaiata con controventi concentrici nella direzione X
• a ritti pendolari con controventi concentrici in direzione Y

Obiettivo: Analizzare lo stato tensionale dei vari elementi nel nodo
verificando la necessità di introdurre eventuali irrigidimenti

Fase 1: Applicazione del sistema di forze/spostamenti ai vari elementi
strutturali letti dal modello di calcolo per la combinazione sismica
Osservazione: La direzione dell’azione sismica che ha fornito le massime
sollecitazioni al nodo è la direzione Y (perpendicolare alla
direzione delle travi)
Fase 2: Lettura dello stato tensionale sui vari elementi
Tensioni SVM (caso sisma +Y)
Osservazioni: Stati tensionale all’interno dei limiti
relativi ai vari acciai
Tensioni SVM (caso sisma -Y)
relativi ai vari acciai
Osservazioni: Superato il limite tensionale
massimo in alcune zone localizzate
Necessità di inserire dei piatti di
rinforzo

Fase 3: Inserimento dei piatti di rinforzo e lettura dello stato tensionale per la
soluzione finale
Osservazioni: L’inserimento dei piatti di rinforzo causa una diminuzione dei picchi
di tensione garantendo il rispetto dei limiti per i vari acciai

Obiettivo: Dimezzare la lunghezza libera d’inflessione dei controventi a
due piani evitando la possibile instabilizzazione in mezzeria
Osservazioni: Accertarsi che il collegamento lasci libere le travi di inflettersi
sotto i carichi verticali di esercizio, senza trasmettere sforzi al
controvento
Accertarsi che anche sotto azione sismica, il collegamento non
causi trasmissione di sforzi fra travi e controvento

Piatti saldati alle travi, con foro asolato
per il collegamento bullonato
Controvento saldato al piatto passante

Fase 1: Calcolo della rigidezza del collegamento K=F/u, applicando F=1kN al
controvento nelle due direzioni di sbandamento
Fase 2: Verifica dei modi di instabilizzare di un’asta con molla traslazionale, di
rigidezza pari a quella del collegamento, in mezzeria
Fase 3: Assegnazione di una imperfezione δ=10,5 mm nella mezzeria dell’asta ed
esecuzione di un’analisi non lineare P-Δ
Sbandamento nel piano (Tensioni SVM)
esecuzione di un’analisi non lineare P-Δ
Fase 4: Lettura dello spostamento relativo al valore del carico di sbandamento di
metà asta e calcolo della forza da applicare al collegamento, F=Ku
Fase 5: Verifica dello stato tensionale
Sbandamento fuori piano (Tensioni SVM)

Fase 1: Applicazioni dei carichi verticali sulla trave con la combinazione agli SLE
Fase 2: Verifica dell’abbassamento della trave e dello stato tensionale del
collegamento
Osservazioni: L’abbassamento della trave (4,6 mm) rispetta il limite sulla freccia
massima (l/400 = 18 mm) ed è consentito liberamente dalla
presenza del foro asolato.
Non si registra trasmissione di sforzi tra trave e controvento per il
tramite del collegamento

Fase 1: Applicazione del sistema di forze/spostamenti, letti dal modello di calcolo
nella combinazione sismica, alle travi e al controvento
Fase 2: Analisi dello stato tensionale del collegamento

(CONTROVENTI)
Vincoli progettuali: Divieto di inserimento dei controventi nei telai perimetrali
Garantire spazio necessario per le aperture (larghezza
minima per accessi alle stanze di degenza =1m)
Si è giunti alla soluzione finale procedendo per via iterativa.
Il discriminante che ha determinato il passaggio da una scelta a quella successiva è
stata la verifica dei drift e degli spostamenti massimi in sommità.stata la verifica dei drift e degli spostamenti massimi in sommità.
• Modello A: Controventi (tutti UPN300) solo a trazione, no corpi scale, tutto ritti
pendolari;
• Modello B: Controventi (UPN differenziati) solo a trazione, inserimento scale;
• Modello C: Controventi (UPN ottimizzati) solo a trazione, travi perimetrali
incastrate alle colonne, queste ultime incastrate a terra;
• Modello D: Controventi (Tubolari cavi ottimizzati) a trazione/compressione, tutto
ritti pendolari;
• Modello E: Come Modello D con travi binate incastrate alle colonne.
Si riportano in seguito i modelli più significativi:

(CONTROVENTI)
Verifiche agli stati limite di esercizio
Verifica del drift:Verifica del drift:
Verifica sul massimo spostamento
orizzontale in sommità:

(CONTROVENTI)
Modello A
Modello A di drift hinterp hass dlim dmax,ass Verifica Verifica
Piano [m] [m] [m] [m] [m] [m] drift<dlim? d9<dmax,ass?
9 0.0908 0.0593 3.5 33 0.0117 0.066 NO NO
8 0.1500 0.0297 3.5 29.5 0.0117 NO
7 0.1797 0.0179 3.5 26 0.0117 NO
6 0.1618 0.0478 3.5 22.5 0.0117 NO
5 0.1140 0.0569 3.5 19 0.0117 NO
4 0.0571 0.0368 3.5 15.5 0.0117 NO
3 0.0204 0.0078 4 12 0.0133 OK
2 0.0126 0.0059 4 8 0.0133 OK
1 0.0067 0.0067 4 4 0.0133 OK
Direzione X
Periodo T
Modo [s] Ux Uy Rz
1° 1.35 0.0040 0.5228 0.3717
2° 1.32 0.5205 0.0034 0.0489
3° 1.28 0.0115 0.0014 0.0725
Massa partecipante
Modello A
Modello A di drift hinterp hass dlim dmax,ass Verifica Verifica
9 0.1028 0.0215 3.5 33 0.0117 0.066 NO NO
8 0.0812 0.0050 3.5 29.5 0.0117 OK
7 0.0762 0.0167 3.5 26 0.0117 NO
6 0.0595 0.0087 3.5 22.5 0.0117 OK
5 0.0507 0.0170 3.5 19 0.0117 NO
4 0.0338 0.0172 3.5 15.5 0.0117 NO
3 0.0165 0.0052 4 12 0.0133 OK
2 0.0113 0.0041 4 8 0.0133 OK
1 0.0073 0.0073 4 4 0.0133 OK
Direzione Y
Osservazioni: Modi di vibrare disaccoppiati
Verifiche drift e spostamento max non rispettate
Necessità di irrigidire la struttura

(CONTROVENTI)
Modello B
Periodo T
Modo [s] Ux Uy Rz
1° 1.32 0.5438 0.0010 0.0753
2° 1.27 0.0010 0.5572 0.3593
3° 1.18 0.0015 0.0008 0.0927
Massa partecipante
Modello B
Modello B di drift hinterp hass dlim dmax,ass Verifica Verifica
9 0.0932 0.0072 3.5 33 0.0117 0.066 OK NO
8 0.0860 0.0110 3.5 29.5 0.0117 OK
7 0.0750 0.0124 3.5 26 0.0117 NO
6 0.0626 0.0116 3.5 22.5 0.0117 OK
5 0.0510 0.0109 3.5 19 0.0117 OK
4 0.0400 0.0121 3.5 15.5 0.0117 NO
3 0.0279 0.0092 4 12 0.0133 OK
2 0.0187 0.0084 4 8 0.0133 OK
1 0.0103 0.0103 4 4 0.0133 OK
Direzione X
Modello B di drift hinterp hass dlim dmax,ass Verifica Verifica
9 0.0941 0.0157 3.5 33 0.0117 0.066 NO NO
8 0.0784 0.0065 3.5 29.5 0.0117 OK
7 0.0719 0.0149 3.5 26 0.0117 NO
6 0.0569 0.0083 3.5 22.5 0.0117 OK
5 0.0487 0.0131 3.5 19 0.0117 NO
4 0.0356 0.0096 3.5 15.5 0.0117 OK
3 0.0260 0.0081 4 12 0.0133 OK
2 0.0178 0.0061 4 8 0.0133 OK
1 0.0117 0.0117 4 4 0.0133 OK
Direzione Y
Osservazioni: Verifiche non ancora rispettate
L’inserimento dei corpi scala non irrigidisce abbastanza
La differenziazione dei profili deve essere migliorata
Necessità di irrigidire ulteriormente la struttura

(CONTROVENTI)
Modello C
Periodo T
Modo [s] Ux Uy Rz
1° 1.04 0.0844 0.5023 0.4933
2° 1.01 0.4906 0.0824 0.0030
3° 0.99 0.0039 0.0085 0.0645
Massa partecipante
Modello C
Modello C di drift hinterp hass dlim dmax,ass Verifica Verifica
9 0.0713 0.0034 3.5 33 0.0117 0.066 OK NO
8 0.0679 0.0094 3.5 29.5 0.0117 OK
7 0.0585 0.0088 3.5 26 0.0117 OK
6 0.0497 0.0084 3.5 22.5 0.0117 OK
5 0.0413 0.0083 3.5 19 0.0117 OK
4 0.0329 0.0097 3.5 15.5 0.0117 OK
3 0.0232 0.0088 4 12 0.0133 OK
2 0.0145 0.0092 4 8 0.0133 OK
1 0.0052 0.0052 4 4 0.0133 OK
Direzione X
Modello C di drift hinterp hass dlim dmax,ass Verifica Verifica
9 0.0552 0.0050 3.5 33 0.0117 0.066 OK OK
8 0.0501 0.0061 3.5 29.5 0.0117 OK
7 0.0440 0.0071 3.5 26 0.0117 OK
6 0.0369 0.0068 3.5 22.5 0.0117 OK
5 0.0301 0.0071 3.5 19 0.0117 OK
4 0.0230 0.0061 3.5 15.5 0.0117 OK
3 0.0169 0.0060 4 12 0.0133 OK
2 0.0109 0.0048 4 8 0.0133 OK
1 0.0061 0.0061 4 4 0.0133 OK
Direzione Y
Osservazioni: Soddisfatte verifiche sui drift ma non sullo spostamento max in X
L’effetto irrigidente è stato legato più all’aumento in numero e
sezione dei controventi che ai vincoli d’incastro introdotti
Dato il già elevato numero di controventi, si opta per la soluzione T/C

(CONTROVENTI)
Modello D
Periodo T
Modo [s] Ux Uy Rz
1° 0.96 0.0000 0.5833 0.4040
2° 0.88 0.0000 0.0000 0.0923
3° 0.78 0.6557 0.0000 0.0651
Massa partecipante
Modello D
Modello D di drift hinterp hass dlim dmax,ass Verifica Verifica
9 0.0492 0.0033 3.5 33 0.0117 0.066 OK OK
8 0.0459 0.0064 3.5 29.5 0.0117 OK
7 0.0395 0.0055 3.5 26 0.0117 OK
6 0.0340 0.0051 3.5 22.5 0.0117 OK
5 0.0289 0.0055 3.5 19 0.0117 OK
4 0.0234 0.0059 3.5 15.5 0.0117 OK
3 0.0175 0.0066 4 12 0.0133 OK
2 0.0109 0.0056 4 8 0.0133 OK
1 0.0052 0.0052 4 4 0.0133 OK
Direzione X
Modello D di drift hinterp hass dlim dmax,ass Verifica Verifica
9 0.0618 0.0069 3.5 33 0.0117 0.066 OK OK
8 0.0549 0.0072 3.5 29.5 0.0117 OK
7 0.0477 0.0080 3.5 26 0.0117 OK
6 0.0397 0.0070 3.5 22.5 0.0117 OK
5 0.0327 0.0078 3.5 19 0.0117 OK
4 0.0249 0.0061 3.5 15.5 0.0117 OK
3 0.0189 0.0074 4 12 0.0133 OK
2 0.0114 0.0061 4 8 0.0133 OK
1 0.0054 0.0054 4 4 0.0133 OK
Direzione Y
Osservazioni: Soddisfatte tutte le verifiche
Riduzione n° tot di controventi e passaggio da sezioni UPN a Tubolari
cave
Irrigidimento della struttura ed eliminazione dei vincoli d’incastro

(CONTROVENTI)
Modello E
Periodo T
Modo [s] Ux Uy Rz
1° 0.96 0.0000 0.5842 0.4063
2° 0.88 0.0000 0.0001 0.0910
3° 0.76 0.6591 0.0000 0.0651
Massa partecipante
Modello E
Modello E di drift hinterp hass dlim dmax,ass Verifica Verifica
9 0.0487 0.0037 3.5 33 0.0117 0.066 OK OK
8 0.0450 0.0068 3.5 29.5 0.0117 OK
7 0.0382 0.0054 3.5 26 0.0117 OK
6 0.0329 0.0048 3.5 22.5 0.0117 OK
5 0.0280 0.0053 3.5 19 0.0117 OK
4 0.0227 0.0057 3.5 15.5 0.0117 OK
3 0.0170 0.0062 4 12 0.0133 OK
2 0.0108 0.0054 4 8 0.0133 OK
1 0.0054 0.0054 4 4 0.0133 OK
Direzione X
Modello E di drift hinterp hass dlim dmax,ass Verifica Verifica
9 0.0615 0.0069 3.5 33 0.0117 0.066 OK OK
8 0.0547 0.0071 3.5 29.5 0.0117 OK
7 0.0476 0.0080 3.5 26 0.0117 OK
6 0.0396 0.0069 3.5 22.5 0.0117 OK
5 0.0327 0.0078 3.5 19 0.0117 OK
4 0.0249 0.0061 3.5 15.5 0.0117 OK
3 0.0188 0.0074 4 12 0.0133 OK
2 0.0114 0.0060 4 8 0.0133 OK
1 0.0054 0.0054 4 4 0.0133 OK
Direzione Y
Osservazioni: Non si riscontrano sostanziali differenze con il modello D
L’incastro delle travi binate alle colonne è nato da un’esigenza pratica
relativa alla semplificazione delle connessioni nei nodi
Per il modello E sono state eseguite anche verifiche allo SLO

(CONTROVENTI)
Riepilogo sull’evoluzione dei modelli per carichi orizzontali
0.00
0.20
0.40
0.60
0.80
1.00
1.20
1.40
1.60
1 2 3
T(s)
Modo di vibrare
Periodi dei modi di vibrare
Modello A
Modello B
Modello C
Modello D
Modello E
80%
90%
100%
Partecipazione di massa inX dei primi tre modi
80%
90%
100%
Partecipazione di massa inY dei primi tre modi
80%
90%
100%
Partecipazionedi massa in Rz dei primi tre modi
0%
10%
20%
30%
40%
50%
60%
70%
80%
1
2
3
Modo di vibrare
Modello A
Modello B
Modello C
Modello D
Modello E
0%
10%
20%
30%
40%
50%
60%
70%
80%
1
2
3
Modo di vibrare
ModelloA
ModelloB
ModelloC
ModelloD
ModelloE
0%
10%
20%
30%
40%
50%
60%
70%
80%
1
2
3
Modo di vibrare
Modello A
Modello B
Modello C
Modello D
Modello E
0.000 0.020 0.040 0.060 0.080 0.100
Spostamento massimo in sommità (m)
Spostamentimassimi in sommità
Modello A
Modello B
Modello C
Modello D
Modello E
VALORE LIMITE = 0.066 m

“Sapienza” Università di Roma
Costruzioni Metalliche - a.a. 2009- 2010 Relazione di calcolo
1
INDICE
INTRODUZIONE...........................................................................................7
1. PRESENTAZIONE DELL’OPERA ....................................................11
1.1 Collocamento Geografico ...............................................................11
1.2 Caratterizzazione Architettonica.....................................................12
1.3 Caratterizzazione Strutturale...........................................................14
1.3.1 Solaio ...........................................................................................16
1.3.2 Colonne........................................................................................17
1.3.3 Controventi ..................................................................................17
1.3.4 Vano Scala e Ascensore ..............................................................18
1.3.5 Fondazioni....................................................................................18
1.4 Normative di riferimento.................................................................18
1.5 Materiali ..........................................................................................19
1.5.1 Acciaio da carpenteria metallica ..............................................19
1.5.2 Acciaio per bulloni e connessioni ............................................20
1.5.3 Acciai speciali ..........................................................................20
1.5.4 Acciaio per cemento armato.....................................................21
1.5.5 Acciaio per cemento armato precompresso.............................22
1.5.6 Calcestruzzo .............................................................................22
1.5.7 Prodotti per uso strutturale.......................................................23
1.5.8 Materiali per uso non strutturale ..............................................23
2. AZIONI.....................................................................................................23
2.1 Carichi verticali..................................................................................24

2
2.1.1 Carichi permanenti strutturali e non strutturali........................24
2.1.1.1 Piano tipo ..............................................................................24
2.1.1.2 Copertura...............................................................................25
2.1.2 Carico Antropico ......................................................................26
2.1.3 Carico da neve..........................................................................26
2.2 Azione sismica ................................................................................27
2.3 Azione del Vento ...............................................................................29
2.4 Azione della temperatura....................................................................29
2.5 Combinazione delle azioni .................................................................30
3. SCELTE PROGETTUALI .......................................................................30
3.1. Scelte progettuali globali.................................................................31
3.2 Scelte progettuali locali...................................................................32
3.2.1 Solaio........................................................................................32
3.2.1.1 Solaio piano tipo ...................................................................32
3.2.1.2 Solaio copertura ....................................................................32
3.2.2 Travi..........................................................................................34
3.2.2.1 Travi binate alveolari............................................................34
3.2.2.2 Travi perimetrali ...................................................................44
3.2.3 Colonne.....................................................................................44
3.2.4 Controventi...............................................................................44
3.2.5 Corpo scala e ascensore............................................................45
3.2.6 Collegamenti.............................................................................50
3.2.7 Giunti strutturali .......................................................................50
3.2.8 Fondazione................................................................................50

3
4. MODELLAZIONE DEGLI ELEMENTI STRUTTURALI................54
4.1 Modellazione del solaio......................................................................54
4.2 Modellazione delle travi .....................................................................57
4.3 Modellazione delle colonne................................................................61
4.4 Posizionamento e modellazione dei controventi................................62
5. MODELLAZIONE DELLA STRUTTURA........................................64
5.1 Modelli per carichi orizzontali........................................................64
5.1.1 Modello A.................................................................................65
5.1.2 Modello B.................................................................................67
5.1.3 Modello C.................................................................................70
5.1.4 Modello D.................................................................................72
5.1.5 Modello E .................................................................................75
5.1.6 Riepilogo sull’evoluzione dei modelli per carichi orizzontali 79
5.2 Modellazione per carichi verticali ..................................................82
6. VERIFICHE DEGLI ELEMENTI STRUTTURALI ..........................82
6.1 Solaio...............................................................................................83
6.1.1 Solaio piano tipo.......................................................................83
6.1.2 Solaio copertura........................................................................83
6.2 Travi.................................................................................................90
6.2.1 Trave alveolare.........................................................................90
6.3 Colonne e controventi .....................................................................94
6.4 Fondazioni.....................................................................................103
6.4.1 Verifiche geotecniche.............................................................103
Calcolo dei cedimenti .........................................................................109

4
6.4.2 Verifiche strutturali ................................................................112
6.4.2.1 Plinto ...................................................................................112
6.4.2.2 Cordolo................................................................................114
7. DIMENSIONAMENTO E VERIFICA DELLE UNIONI ................115
7.1 Tipologie di unioni e modalità di verifica ....................................115
7.1.1 I collegamenti bullonati..........................................................116
7.1.2 I collegamenti saldati .............................................................120
7.2 Il progetto e la verifica delle unioni..............................................124
7.2.1 Unione trave principale-trave secondaria ..............................124
7.2.2 Unione trave principale-colonna............................................124
7.2.3 Unione colonna-colonna bullonata ........................................124
7.2.4 Unione trave – controventi a V rovescia ...............................125
7.2.5 Unione colonna – plinto di fondazione..................................129
7.2.5.1 Dimensionamento della piastra di base ..............................130
7.2.5.2 Dimensionamento di una cerniera a perno.........................134
7.2.5.3 Verifica delle saldature .......................................................137
7.2.5.4 Dimensionamento dei tirafondi ..........................................138
7.3 Modellazione agli elementi finiti dei nodi....................................139
7.3.1 Unione travi binate – controvento..........................................141
7.3.1.1 Analisi del collegamento nelle condizioni di esercizio......146
7.3.1.2 Analisi del collegamento sotto l’azione sismica ................147
7.3.1.3 Analisi del collegamento nella condizione di possibile
instabilità del controvento...................................................................149
7.3.2 Nodo colonna – plinto di fondazione.....................................157
7.3.2.1 Risultati della modellazione ...............................................160

5
8. ANALISI DI PUSHOVER.................................................................172
8.1 Analisi di un telaio piano ..............................................................177
8.2 Definizione della cerniera plastica a sforzo assiale......................179
8.3 Definizione della cerniera plastica a momento flettente (colonne)
181
8.4 Analisi sul telaio XZ .....................................................................185
8.4.1 Modello 1: Cerniere plastiche assiali (simmetriche) nei
controventi e a momento flettente nelle colonne (telaio XZ) ............186
controventi e a momento flettente nelle colonne (telaio XZ) ............187
8.4.3 Modello 3: Modellazione della instabilità per i controventi
compressi ............................................................................................189
8.4.4 Modello 4: Modellazione con picco della instabilità per i
controventi compressi.........................................................................191
8.4.5 Modello 5: Modello finale per il telaio XZ............................194
8.4.6 Modello 6: Effetti del secondo ordine ...................................200
8.5 Analisi sul telaio YZ .....................................................................201
controventi e a momenti flettente nelle colonne (telaio YZ) .............201
controventi e a momento flettente nelle colonne (telaio YZ) ............202
8.5.3 Modello 3: Modellazione della instabilità per i controventi
compressi ............................................................................................204
8.5.4 Modello 4: Effetti del secondo ordine ...................................205
8.6 Analisi tridimensionale .................................................................206
8.6.1 Modello 3D.............................................................................206

6
APPENDICE A...........................................................................................211
Teoria della plasticità..................................................................................211
ESERCITAZIONE 1 ..............................................................................214
ESERCITAZIONE 2 ..............................................................................223
APPENDICE B...........................................................................................227
Instabilità.....................................................................................................227
ESERCITAZIONE 1: studio del comportamento post-critico di un’asta
vincolata ..................................................................................................230
APPENDICE C...........................................................................................245
ESTRATTI DI SCHEDE TECNICHE DEI PRODOTTI E MATERIALI
UTILIZZATI...........................................................................................245
 Solaio alveolare prefabbricato:..................................................245
 Lamiera grecata per solaio di copertura:...................................246
 Copertura....................................................................................247

7
INTRODUZIONE
La progettazione strutturale è il risultato di un processo di sintesi di
elementi diversi e molte volte contrastanti tra loro, che si estendono al di là
del mero calcolo strutturale ma abbracciano aspetti quali la funzionalità,
l’estetica, l’impatto ambientale e l’economicità. In quest’ottica si capisce,
allora, come le scelte del progettista, finalizzate alla soluzione di problemi
strutturali, siano in realtà limitate dai vincoli esterni rappresentati delle
ripercussioni che queste possono avere sugli altri aspetti sopra citati.
Il lavoro svolto riguarda la progettazione di una struttura in acciaio di nove
piani, di cui tre interrati e sei fuori terra, la cui destinazione d’uso prevista
è quella di parcheggi e locali per impianti e macchinari per i primi tre,
ambienti ad uso ospedaliero per i restanti sei piani.
Il processo di progettazione seguito si è articolato nei seguenti passaggi:
1. Organizzazione strutturale, in cui viene deciso, in prima analisi, il
tipo di elementi strutturali da utilizzare, la loro disposizione in
funzione dei vincoli architettonici prefissati e lo schema statico della
struttura;
2. Dimensionamento strutturale, in cui si individuano i carichi agenti a
e si procede ad un dimensionamento di massima della struttura
resistente;
3. Prima modellazione della struttura attraverso il programma di
calcolo agli elementi finiti Sap2000.12, in cui si valuta il
comportamento modale, modificando eventualmente lo schema
statico o inserendo elementi strutturali che ne rendano quanto più
possibile regolari i modi di vibrare, attraverso un procedimento di
ottimizzazione;
4. Verifiche di resistenza e processo di ottimizzazione dei tassi di
lavoro dei vari elementi strutturali, operando eventualmente delle
modifiche alle loro dimensioni in funzione dell’utilizzo;
5. Analisi dei collegamenti degli elementi strutturali, in cui vengono
dimensionate e verificate le diverse tipologie di collegamento
previste tra gli elementi strutturali, tenendo presente, nella scelta,
anche aspetti quali la facilità di montaggio, il costo della
manodopera e dei materiali etc...;
6. Modellazione dei particolari costruttivi, ovvero modellazione
attraverso il programma Sap2000.14 dei collegamenti strutturali, al

8
fine di valutarne l’effettiva distribuzione delle tensioni, l’efficienza
del vincolo scelto, e la corrispondenza con il tipo di vincolo
considerato nello schema statico della struttura;
7. Analisi non lineare piana e tridimensionale, in cui si valuta il
comportamento in campo non lineare di due telai, scelti all’interno
della struttura, generalmente corrispondenti a quelli più
controventati nelle due direzioni principali, mediante un’analisi di
“push-over”, dalla quale si ricavano informazioni sulla duttilità della
struttura e sulla modalità di collasso in campo plastico.
Successivamente tale analisi è stata ripetuta sul modello
tridimensionale della struttura, al fine di ricavare informazioni più
complete sul comportamento in campo plastico dell’intera struttura.
PROGETTAZIONE
Organizzazione strutturale
Dimensionamento strutturale
LIVELLO GLOBALE
Prima modellazione
Verifiche di resistenza e
Processo di ottimizzazione
Seconda modellazione e
Confronti

9
Per quanto riguarda l’aspetto architettonico sono state effettuate delle scelte
di massima sull’organizzazione interna degli ambienti e scelte più accurate
sulla tipologia delle scale da utilizzare e della facciata esterna. Tali scelte
hanno successivamente costituito vincoli progettuali. Riguardo la scelta
della facciata esterna si è preso spunto da edifici già realizzati e da soluzioni
proposte da varie ditte, analogamente si è proceduto nella scelta della
tipologia di scala. Alcuni esempi da cui si è tratto spunto per le scelte
precedentemente elencate sono riportati di seguito:
I. 1: Tipologia di scale
LIVELLO LOCALE
Analisi dei collegamenti
Modellazione dei collegamenti
Analisi non lineare

10
I. 2: Tipologia di scale
Come ultima fase è stato realizzato un render della struttura al fine di
offrire una rappresentazione diretta e realistica dell’opera per come essa
dovrà apparire una volta terminata la sua realizzazione. Di seguito si
riportano alcune immagini:
FOTO RENDER
Nel capitolo iniziale viene introdotta l’opera progettata,
caratterizzandola dal punto di vista geografico, dal punto di vista
architettonico (forme, geometrie, caratteristiche decorative dei materiali) e
dal punto di vista strutturale (concepimento strutturale, caratterizzazione
geotecnica, comportamento meccanico dei materiali).

11
1. PRESENTAZIONE DELL’OPERA
1.1 Collocamento Geografico
La costruzione dell’opera è prevista a Rieti. Le coordinate geografiche
sono:
LAT 42° 25’ 58’’ N
LONG 12° 51’ 83’’ E
visualizzabili nell’immagine seguente presa direttamente da Google Earth.
Il sottosuolo su cui la struttura sorgerà è costituito da sabbie molto
addensate, per cui può essere associata alla categoria B della N.T.C. 2008.
Figura 1.1 Posizione e coordinate geografiche

12
1.2 Caratterizzazione Architettonica
L’edificio ha una forma in pianta rettangolare sia per i piani interrati
che per i piani fuori terra. L’impronta dei piani interrati può essere definita
da un rettangolo con lato maggiore di circa 218 m e lato minore di 82,5 m,
mentre a partire dal primo piano fuori terra l’impronta si restringe
rimanendo comunque rettangolare di lati 158x37,5m e centrata rispetto a
quella sottostante. Tutta la struttura è organizzata in pianta mediante una
suddivisione regolare in maglie quadrate di lato 7,5 m.
Le superfici totali associate ai piani interrati e fuori terra risultano
essere rispettivamente circa pari a 17985 mq e 5925 mq. Si riporta di
seguito la pianta di un piano interrato.
Figura 1.2.1 – Pianta piano interrato
La struttura si sviluppa per una altezza totali di 33 m, 12 dei quali
interrati. I tre livelli inferiori presentano un’altezza di interpiano pari a 4 m,
mentre i restanti sei pari a 3,5 m.
Il materiale utilizzato per tamponare le pareti esterne è il vetro
intervallato, in corrispondenza di ogni solaio, da una fascia di piano in
acciaio che ha la funzione di individuare chiaramente ogni livello e di
fornire una trama orizzontale al prospetto dell’edificio.
Sono state utilizzate due tipologie differenti di vetro: vetro
specchiato, usato nelle due facciate lungo i lati lunghi dell’edificio, dove
verranno realizzate le stanze di degenza, e vetro trasparente, usato nei lati
corti in corrispondenza del telaio centrale, dove verranno realizzati i corpi
scala e nel telaio centrale sul lato lungo per interrompere la trama continua.

13
Tutti i livelli, tranne quello di copertura, presentano un pacchetto del
solaio di altezza complessiva pari a 72,5 cm, realizzato in modo tale da
consentire il passaggio dell’impiantistica di servizio. In relazione a ciò, il
rivestimento di piano esterno ha altezza pari a 2 m e si estende per 1.2 m al
di sopra del piano finito e 0.8 al di sotto.
In corrispondenza dell’ultimo piano, l’altezza del pacchetto solaio
risulta essere di 52,5 cm e la copertura, progettata come non praticabile, è
costituita da lastre metalliche continue disposte su un orditura di supporto di
listelli in legno necessaria a fornire la pendenza desiderata.
Nella figura seguente si riporta la visione complessiva dell’edificio.
Figura 1.2.2 – Render

14
1.3 Caratterizzazione Strutturale
La struttura portante dell’opera è interamente realizzata in acciaio.
La struttura è a telaio nella direzione del lato lungo, con la
particolarità che i telai in questa direzione presentano travi binate continue,
ad eccezione di quelli esterni dove le travi sono collegate alle colonne con
unioni bullonate a squadrette, mantenendo il filo esterno di queste ultime.
Nella direzione del lato corto non sono presenti travi se non nei due telai
esterni, dove queste sono collegate con la stessa tipologia di unione
adoperata per il lato lungo. In altezza le colonne sono continue e alla base è
stato schematizzato un vincolo di cerniera. Sia per le travi che per le
colonne sono stati impiegati profili a doppio T. In figura 1.6 si riporta un
immagine del modello della struttura portante.
Il pacchetto del solaio è costituito da pannelli alveolari precompressi
poggianti sulle travi binate cui si è fatto riferimento in precedenza. Queste
travi hanno la particolarità di essere travi con fori esagonali lungo lo
sviluppo dell’anima. Con questa soluzione si è evitata una orditura di travi
secondarie limitando l’altezza totale del pacchetto solaio e consentendo
comunque di avere un adeguato spazio per il passaggio degli impianti. Le
travi binate inoltre sono rese collaboranti con la soletta mediante
l’inserimento di pioli.
Figura 1.3.1 – Modello struttura portante

15
Per quanto riguarda i controventi verticali sono stati utilizzati due
sistemi diversi di controventamento per le due direzioni principali. Per il
lato corto sono stati utilizzati controventi a croce (su due piani) per tutti i
piani tranne l’ultimo dove sono presenti controventi a V rovescia. Per il lato
lungo sono stati utilizzati sempre controventi a due piani che però non si
intersecano tra di loro. Questa scelta è maturata da esigenze architettoniche
che prevedono l’inserimento di porte nella parte centrale del telaio
considerato (ved. figura 1.3.2). Per i controventi sono stati impiegati profili
tubolari collegati alle colonne tramite collegamenti a perno.
Figura 1.3.2 – Schema controventi verticali
La tipologia di fondazione adottata è quella di plinti collegati da
cordoli, mentre solo al di sotto dei corpi scala-ascensori sono realizzate
delle piccole platee. Vediamo nel dettaglio quali tipi di profili si sono
utilizzati per caratterizzare i diversi elementi strutturali.

16
1.3.1 Solaio
La struttura portante del solaio è costituita da lamiera grecata tipo
HI-BOND A55/P600 di spessore pari a 1 mm e ordita in direzione
longitudinale. Si poggia direttamente sulle travi secondarie aventi asse
perpendicolare alla direzione di orditura del solaio poste ad interasse di 2.50
m le une dalle altre . Il profilo utilizzato per queste è HEA 180. Le travi
secondarie poggiano a loro volta sulle travi principali che, poste ad
interasse pari a 5 m sono costituite da un profilato del tipo HEM 240. Il
pacchetto del solaio è, come già detto, chiuso inferiormente da un
controsoffitto utile al passaggio degli impianti. Questo è costituito da fibra
minerale e si sorregge tramite dei sostegni fissati direttamente sulle ali delle
travi secondarie (ved. Figura 1.9).
Figura 1.9 – Particolare Solaio

17
1.3.2 Colonne
Come detto, la colonna utilizzata è di tipo continua. Data l’altezza si
è provveduto collegare, mediante collegamenti con doppio coprigiunto
d’anima e d’ala, quattro profili per ciascuna colonna. Partendo dal basso i
primi due profili mantengono la stessa sezione, successivamente i restanti
due profili diminuiscono progressivamente di area. I vari profili che
costituiscono l’intera colonna, partendo dal basso verso l’alto sono lunghi
rispettivamente 6,8,10 e 9 m. I profili utilizzati sono riassunti nella seguente
tabella.
PARTE L (m) PROFILI
1 6 HEM 360 - HEA 320
1-bis 12 HEB 300 - HEA 320
2 8 HEM 360 - HEA 320
3 10 HEM 300 -HEB 340 - HEA 320
4 9 HEB 320 - HEA 340 - HEA 320
Tabella 1.3.2.A – Profili colonne
1.3.3 Controventi
Nella struttura si è reso necessario solamente l’utilizzo di controventi
verticali, per i quali sono stati impiegati profili tubolari cavi, recanti alle
estremità delle pinze appositamente sagomate per il collegamento di questi
ultimi alle piastre saldate alle colonne. Tutti i collegamenti dei controventi
sono stati realizzati mediante perni. La tabella sottostante indica la gamma
dei profili impiegati.
PROFILI CONTROVENTI
TUBOLARE
D 323.9 x 10
D 273 x 10
D 273 x 8
D 244.5 x 8
D 219.1 x 8
D 177.8 x 6
D 168.3 x 5
Tabella 1.3.3.A - Profili utilizzati per i controventi

18
1.3.4 Vano Scala e Ascensore
In tutta la struttura sono presenti cinque vani scala e ascensore, i
quali sono collocati ciascuno all’interno di una maglia di lato 7,5m ed
equamente distribuiti lungo lo sviluppo della costruzione. Al centro della
maglia sono presenti un nucleo ascensore porta lettighe ed un ascensore di
dimensioni più ridotte. La scala si snoda intorno a questi due corpi ed è
realizzata mediante due rampe parallele collegate tramite un pianerottolo
intermedio. Ciascuna rampa è realizzata attraverso una coppia di cosciali
paralleli collegati, mediante unioni bullonate con squadrette, a delle colonne
appositamente previste per lo scopo. A livello di piano è presente un solaio
con pannelli alveolari precompressi come quello precedentemente descritto,
mentre il pianerottolo è costituito da lastre di vetro satinato sorrette da una
serie di travi. Gli elementi strutturali usati per il corpo scala ascensore sono
profili a doppio T per le colonne, IPE per le travi, UPN per i cosciali, per i
controventi di questi ultimi e del telaio ascensore, profili tubolari cavi per il
collegamento trasversale dei cosciali.
1.3.5 Fondazioni
Come detto, la tipologia di fondazione utilizzata è una fondazione a
plinti isolati collegati da cordoli. Solo al di sotto del corpo scala ascensore
viene realizzata una piccola platea di dimensioni??. I plinti possono essere
raggruppati in base alla geometria in tre tipologie fondamentali:
PL1: 1,5x1,5 m in pianta e 1 m in profondità;
PL2: 1,8x1,8 m in pianta e 1 m in profondità;
PL3: 2,5x2,5 m in pianta e 1,5 m in profondità
1.4 Normative di riferimento

19
Il suddetto progetto è stato redatto conformemente alle vigenti leggi e le
verifiche seguono le prescrizioni delle norme:
Decreto Ministeriale LL.PP. 14 gennaio 2008: “Norme tecniche per le
costruzioni”;
Circolare 2 febbraio 2009, n. 617
In fase di predimensionamento e nei casi in cui le precedenti norme non
fornivano indicazioni dettagliate, si è fatto riferimento anche a:
Eurocodice 3 – Progettazione delle strutture in acciaio
Parte 1-1: Regole generali e regole per gli edifici
ENV 1993 – 1- 1
CNR-UNI 10011
CNR-UNI 10025
1.5 Materiali
In seguito si riportano le principali caratteristiche dei materiali utilizzati
per la parte strutturale dell’opera. In allegato verranno riportate le schede
tecniche sia di questi materiali che di quelli per uso non strutturale.
1.5.1 Acciaio da carpenteria metallica
Gli acciai utilizzati per gli elementi strutturali travi, colonne, cosciali,
controventi del telaio ascensore, piatti di rinforzo nei collegamenti sono
appartenenti alle classi riportate in tabella:
Tabella 1.5.1.A - Laminati a caldo con profili a sezione aperta

20
Mentre per quanto riguarda gli elementi di controventamento sono si fa
riferimento alla seguente tabella:
Tabella 1.5.1.B - Laminati a caldo con profili a sezione cava
In sede di progettazione sono stati assunti convenzionalmente i seguenti
valori nominali delle proprietà del materiale:
 Modulo elastico E = 210000 2
 Modulo di elasticità trasversale G = 2
 Coefficiente di Poisson ν = 0.3
 Coefficiente di espansione termica lineare α = per
(per temperature fino a 100°C)
 Densità ρ = 7850
1.5.2 Acciaio per bulloni e connessioni
Per le varie unioni bullonate sono stati impiegati bulloni di classe 6.8 e
8.8 aventi le seguenti caratteristiche:
Tabella 1.5.2.A - Classi bulloni e corrispondenti tensioni di snervamento e rottura
1.5.3 Acciai speciali
Per tutte le connessioni a perno e per i tirafondi impiegati nei
collegamenti di fondazione tra colonne e plinti, sono stati utilizzati acciai
speciali per grossa bulloneria aventi le seguenti caratteristiche:

21
Tabella 1.5.3.A - Acciai speciali per grossa bulloneria
1.5.4 Acciaio per cemento armato
L’acciaio utilizzato nelle parti in cemento armato è del tipo B450C,
caratterizzato dai seguenti valori nominali delle tensioni di snervamento e
rottura utilizzate nei calcoli:
Tabella 1.5.4.A - Valori nominali delle tensioni di snervamento e rottura
e conforme al rispetto dei seguenti requisiti previsti dalle NTC08:
Tabella 1.5.4.B - Requisiti richiesti dalle norme per acciaio B450C

22
1.5.5 Acciaio per cemento armato precompresso
Per i pannelli di solaio alveolare precompresso sono stati utilizzati trefoli
a 7 fili di acciaio dalle seguenti caratteristiche:
Tabella 1.5.5.A - Caratteristiche geometriche e meccaniche dell'acciaio per c.a.p.
1.5.6 Calcestruzzo
In tutta la struttura il calcestruzzo gettato in opera è stato impiegato
esclusivamente nella realizzazione delle fondazioni e della soletta del
solaio. In entrambe i casi si è adoperato un calcestruzzo di classe C28/35.
Per quanto riguarda invece i pannelli alveolari precompressi di cui è
composto il solaio, è stato utilizzato un di classe C45/55.
Le caratteristiche di tali calcestruzzi sono riassunte in tabella:
Tabella 1.5.6.A - Caratteristiche meccaniche cls C28/35
CALCESTRUZZO Classe C28/35
Rck 35 N/mm2 Resistenza cubica caratteristica
fck 29.05 N/mm2 Resistenza cilindrica caratteristica
fcm 37.05 N/mm2 Resistenza cilindrica media
fctm 2.83 N/mm2 Resistenza media a trazione assiale
fctk 1.98 N/mm2 Resistenza caratteristica a trazione assiale (frattile 5%)
fcfm 3.40 N/mm2 Resistenza media a trazione per fless
Ec 32588 N/mm2 Modulo elastico
αcc 0.85 - Coeff riduttivo per resistenze di lunga durata
γC 1.5 - Coeff parziale di sicurezza
fcd 16.46 N/mm2 Resistenza di calcolo a compressione
fctd 1.32 N/mm2 Resistenza di calcolo a trazione

23
Tabella 1.5.6.B - Caratteristiche meccaniche cls C45/55
1.5.7 Prodotti per uso strutturale
Sono stati utilizzati dispositivi di vincolo dinamici del tipo
Sono stati impiegati, in prossimità del giunto strutturale, dei connettori a
taglio per il trasferimento dello stesso tra le due semistrutture al fine di
mantenere un comportamento globale dell’intera costruzione come in
assenza del giunto stesso. Tali connettori sono del tipo HALFEN
HSD..alleghiamo tutta la scheda tecnica?sn20pag!
1.5.8 Materiali per uso non strutturale
Per quanto riguarda i materiali per uso non strutturale, quali ad esempio
pannelli di rivestimento delle facciate, pavimenti, impermeabilizzazioni,
ecc.. si veda appendice C.
2. AZIONI
CALCESTRUZZO Classe 45/55
Rck 45 N/mm2 Resistenza cubica caratteristica
fck 37.35 N/mm2 Resistenza cilindrica caratteristica
fcm 45.35 N/mm2 Resistenza cilindrica media
fctm 3.35 N/mm2 Resistenza media a trazione assiale
fctk 2.35 N/mm2 Resistenza caratteristica a trazione assiale (frattile 5%)
fcfm 4.02 N/mm2 Resistenza media a trazione per fless
Ec 34625 N/mm2 Modulo elastico
fcd 21.17 N/mm2 Resistenza di calcolo a compressione
fctd 1.56 N/mm2 Resistenza di calcolo a trazione

24
Si considerano le azioni che interessano la costruzione. I carichi
vengono calcolati in base alle disposizioni del “D.M. 14 gennaio 2008”.
2.1 Carichi verticali
I carichi verticali agenti sulla costruzione sono i carichi permanenti
strutturali e non strutturali, i carichi antropici, il carico neve.
2.1.1 Carichi permanenti strutturali e non strutturali
2.1.1.1 Piano tipo
CARICHI PERMANENTI STRUTTURALI (GK1)
Materiale Spessore(mm) kN/m3
) Peso (kN/m2
)
PANNELLO ALVEOLARE
PRECOMPRESSO 160 2.62
SOLETTA 60 24 1.44
TOT 4.06
Tabella 2.1.1.1.A : Carichi permanenti strutturali
CARICHI PERMANENTI NON STRUTTURALI (GK2)
) Peso (kN/m2
)
MASSETTO 55 14 0.77
PANNELLO
(isolante+porta tubo) 57 0.3 0.017
PAVIMENTO (linoleum) 5 0,1
IMPIANTI 0.3 0,2
TRAMEZZI 0
CONTROSOFFITTO 0,3
TOT 1.39
Tabella 2.1.1.1.B: Carichi permanenti non strutturali

25
CARICHI VARIABILI (QK)
ANTROPICO (QK1) 6 kN/m2
Tabella 2.1.1.1.C: Carichi permanenti variabili
2.1.1.2 Copertura
CARICHI PERMANENTI STRUTTURALI (GK1)
) Peso (kN/m2
)
LAMIERA GRECATA 0.8 0.1
SOLETTA 73 24 1.75
TOT 1.85
Tabella 2.1.1.2.A: Carichi permanenti strutturali
CARICHI PERMANENTI NON STRUTTURALI (GK2)
) Peso (kN/m2
)
MASSETTO 50 14 0.7
PANNELLO
(di copertura) 0.07
IMPIANTI 0.3 0,2
CONTROSOFFITTO 0,3
TOT 1.39
Tabella 2.1.1.2.B: Carichi permanenti non strutturali
CARICHI VARIABILI (QK)
MEZZI D’OPERA (QK1) 1.5 kN/m2
NEVE (QK2) 0.63 kN/m2
COPERTURA NON PRAT. (QK3) 0,5 kN/m2
Tabella 2.1.1.2.C: Carichi permanenti variabili

26
2.1.2 Carico Antropico
La destinazione d’uso della struttura è quella di parcheggio e locali
per macchinari nei tre piani interrati e ambienti ad uso ospedaliero per i sei
piani fuori terra. Il valore del carico antropico da considerare è stato
richiesto dal committente e valutato pari a 6 kN/m2
; fa eccezione la
copertura che viene considerata accessibile per la sola manutenzione, il
carico in questo caso è di 0,5 kN/m2
. Sulle scale, che appartengono alla
categoria C2, agisce una pressione pari a 4 kN/m2
. Nella tabella 2.1 sono
riassunte le azioni considerate.
Ambiente categoria qk [kN/m2
]
Rimesse e
parcheggi
F parcheggi 6*
*(Richiesto dal
committente)
Suscettibili di
affollamento
C1
C2
ospedali
scale comuni
6*
*(Richiesto dal
committente)
coperture e
sottotetti
H1 coperture accessibili per la
sola manutenzione
0.5
Tabella 2.1.2.A: Carichi antropici agenti sulla struttura
2.1.3 Carico da neve
La struttura appartiene alla zona 3, l’altitudine è di circa 405 m sul
livello del mare per cui il valore caratteristico di riferimento del carico da
neve al suolo (qsk) per un periodo di ritorno di 50 anni è pari a 0,87 kN/m2
.
Si considera un coefficiente di esposizione CE pari a 0,9 che
corrisponde ad aree pianeggianti battute dai venti, senza costruzioni o alberi
più alti. Tale scelta progettuale è da considerarsi esclusivamente cautelativa,
in quanto non trova riscontro nell’ambiente urbano in cui la struttura si
colloca. In assenza di uno specifico documento di studio si considera un
coefficiente termico (CT) pari ad 1.
La copertura dell’edificio presenta inclinazioni α rispetto
all’orizzontale 0 , per cui si assume un coefficiente di forma 1
uguale a 0,8.
Il carico da neve è pari a: .

27
2.2 Azione sismica
L’azione sismica viene calcolata con riferimento a due stati limite:
quello di danno (S.L.D.) per quanto riguarda l’esercizio, e quello di
salvaguardia della vita (S.L.V.) per quanto riguarda le condizioni ultime. Si
considera una categoria di terreno B, cioè terreni a grana grossa molto
addensati, mentre la categoria topografica risulta essere T1 (superficie
pianeggiante). Si considera uno smorzamento convenzionale pari al 5%.
La vita nominale della costruzione è pari a 100 anni (grandi opere),
essendo inserita nella terza classe d’uso (costruzioni il cui uso preveda
affollamenti significativi) si ricava una vita di riferimento di 150 anni.
Gli spettri ottenuti dal calcolo, riferiti alla componente orizzontale
del moto sismico (l’unica che si considera), sono riportati in figura 2.1. Si
precisa che lo spettro di progetto ottenuto scalando lo spettro SLV elastico
rispetto al fattore di struttura calcolato attraverso le indicazioni di norma,
per il caso in esame risultava presentare delle ordinate spettrali tutte al di
sotto dello spettro SLD, per cui volendo garantire un comportamento
elastico della struttura rispetto alle azioni da stati limite di esercizio, si è
deciso di adottare proprio lo spettro elastico relativo allo SLD come spettro
di progetto. Questa scelta ha comportato la rinuncia a parte delle possibili
riserve di duttilità possedute dalla struttura a favore di una maggior
resistenza, al fine di evitare danneggiamenti sotto l’azione di sismi con
basso periodo di ritorno.
Tabella 2.2.A – Fattore di struttura q0 da normativa
Come si può vedere dalla Tab. 2.2.A il fattore di struttura teorico preso
dalle indicazioni di normativa sarebbe potuto essere q0 = 4, a seguito della
scelta descritta in precedenza si è ricavato a posteriore un q0,equivalente ≈ 2.2.

28
Vista la classe d’uso della struttura, le norme prevedono anche delle
verifiche sugli spostamenti che garantiscono l’immediata occupabilità
dell’edificio a seguito di eventi sismici relativi allo SLO.
Tabella 2.2.B - Informazioni di base per il calcolo degli spettri
Figura 2.2.1 Spettri di risposta (componente orizzontale) S.L.D. e S.L.V.
Figura 2.2.2 - Spettri di risposta (componente orizzontale) S.L.D. e S.L.O.
SITO RIETI
VITA NOMINALE (anni) 100
COEFFICIENTE D'USO 1.5
CLASSE D'USO III
CATEGORIA DI SOTTOSUOLO B
CATEGOTIA TOPOGRAFICA T1
q da NTC 3.2
q,equivalente 2.2
0.000
0.100
0.200
0.300
0.400
0.500
0.600
0.700
0.000 0.500 1.000 1.500 2.000 2.500 3.000 3.500 4.000
a(m/s2)
T (s)
SPETTRI DI RISPOSTA
SLD SLV elastico SLV di progetto
q equivalente
0.000
0.050
0.100
0.150
0.200
0.250
0.300
0.350
0.000 0.500 1.000 1.500 2.000 2.500 3.000 3.500 4.000
a(m/s2)
T (s)
SPETTRI DI RISPOSTA PER VERIFICHE AGLI STATI LIMITE DI
ESERCIZIO
SLD SLO

29
2.3 Azione del Vento
2.4 Azione della temperatura

30
Sono stati considerati gli effetti della variazione termica applicando a tutti
gli elementi strutturali opportuni valori di ΔTu previsti dalla norma.
Tabella 2.4.A - Valori di ΔTu per gli edifici
2.5 Combinazione delle azioni
Per quanto concerne la combinazione dell’azione sismica con i
carichi verticali la normativa specifica che questa debba essere effettuata,
per lo Stato Limite Ultimo e per lo Stato Limite di Danno secondo la
formula:
i
KiQiKPKGE QPGEFd )( 2
dove:
E rappresenta l’azione sismica per lo stato limite considerato e
per la classe di importanza in esame;
KG rappresenta il valore caratteristico della azione permanente
(peso proprio, carichi permanenti portati, precompressione,
ecc);
KQ rappresenta il valore caratteristico dell'azione variabile;
KP rappresenta il valore caratteristico della deformazione
impressa (effetto della temperatura, deformazione del terreno,
viscosità, ritiro, etc.);
E , G , Q , P rappresentano i coefficienti parziali (Tabella 5.2-VI a);
2i sono i coefficienti di combinazione delle azioni variabili (Tabella
3.2.VI).
3. SCELTE PROGETTUALI

31
3.1. Scelte progettuali globali
L’opera in questione, come già precedentemente indicato, sarà adibita
ad uso ospedaliero per la gran parte. Risulta quindi essere una costruzione
di notevole importanza, non solo in relazione alle funzioni svolte al suo
interno, ma anche riguardo le dimensioni.
Per quanto riguarda le scelte progettuali globali, la strategia di progetta
zione adottata è stata quella per specializzazione. Ciò significa che si sono
voluti individuare due sistemi resistenti differenti per resistere ai carichi
verticali e orizzontali. Si è scelto quindi di realizzare una struttura
totalmente a ritti pendolari, nella quale i percorsi di carico dalla sommità
fino in fondazione fossero chiari e facilmente individuabili. Tale scelta
comporta anche la possibilità di operare una ottimizzazione locale degli
elementi, i quali assolvono solamente alla funzione specifica per la quale
sono stati progettati, e inoltre in presenza di eventuali danneggiamenti si ha
il vantaggio di poter procedere a una manutenzione più semplice e mirata,
sostituendo direttamente gli elementi messi fuori servizio. Tuttavia questa
strategia di progettazione porta con se anche dei possibili svantaggi, quali la
canalizzazione di elevate concentrazioni di tensione in zone localizzate,
come ad esempio gli scarichi dei controventi in fondazione. Di tutto ciò si è
tenuto conto cercando, nonostante la specializzazione dei diversi sistemi
resistenti, di distribuire, nel rispetto dei vincoli progettuali, i controventi nei
vari telai della struttura.
Il sistema resistente ai carichi verticali è costituito dalle colonne, dalle
travi binate dal solaio alveolare precompresso. Il vantaggio di adottare
questa scelta rispetto a un più classico solaio con travi principali, secondarie
e lamiera grecata, è stato quello di avere una maggiore resistenza al fuoco,
un minor numero di connessioni da realizzare tra travi principali e
secondarie, una posa in opera dei pannelli facile e rapida, ed è stato dettato
anche da esigenze di tipo architettonico che limitavano l’altezza massima
del pacchetto solaio. Ai controventi non è stata affidata funzione portante
rispetto ai carichi verticali per evitare una prematura instabilizzazione anche
sotto l’azioni di sismi di modesta entità. In tal modo si evita anche il
pericolo che le colonne, a seguito dell’instabilizzazione del controvento,
non abbiano la capacità di sopportare l’incremento di carico dovuto al
mancato contributo del controvento.

32
Il sistema resistente ai carichi orizzontali è costituito invece dai
controventi, per i quali, come già detto, si è scelta una configurazione che li
vedesse distribuiti abbastanza uniformemente nell’ambito dei vari telai,
sempre nel rispetto dei vincoli architettonici. Questa scelta è stata fatta
anche cercando di evitare, per quanto possibile, un eccessiva
concentrazione di tensioni localizzata in fondazione nelle zone di scarico
degli stessi.
Per quanto riguarda la scelta progettuale sulla tipologia di fondazioni
da adottare, si è deciso per una fondazione diretta, nello specifico una
fondazione su plinti collegati tra loro mediante cordoli per garantire alla
fondazione un comportamento d’insieme sotto azioni sismiche.
La struttura non presenta zone specializzate a portare a terra le azioni
orizzontali, la distribuzione delle colonne è regolare in pianta cosi come è
uniforme il posizionamento degli elementi di controventamento. Questa
caratteristica di uniformità, insieme alle importanti dimensioni, e alle buone
caratteristiche meccaniche del terreno ha permesso di adottare questa
soluzione.
3.2 Scelte progettuali locali
Si illustrano in seguito le scelte progettuali specifiche per ciascun elemento
strutturale, entrando successivamente nel merito del predimensionamento
effettuato.
3.2.1 Solaio
3.2.1.1 Solaio piano tipo
3.2.1.2 Solaio copertura
Per il solaio di copertura sono state effettuate scelte diverse rispetto
al solaio tipo. In questo caso infatti non è più necessario garantire cavedi
verticali per il passaggio degli impianti, inoltre, la diversa destinazione

33
d’uso ha permesso di utilizzare profili molto più snelli che potessero
rispettare il vincolo sullo spessore massimo del pacchetto solaio.
Si è optato per la scelta solaio composto in acciaio-calcestruzzo.
Esso è costituito da una lamiera grecata di acciaio su cui viene eseguito un
getto di calcestruzzo normale o alleggerito. La lamiera ha la funzione di
cassero durante la costruzione e costituisce parte o tutta l’armatura
longitudinale dopo l’indurimento del calcestruzzo. Poiché non è sufficiente
la semplice adesione chimica fra la lamiera e il calcestruzzo, sono previste
opportune lavorazioni superficiali o particolari sagome per garantire
l’aderenza fra acciaio e calcestruzzo (Fig. 1).
Figura 3.2.1.2.1 - Connessione per ingranamento meccanico tra calcestuzzo e lamiera grecata
In questo caso, la trave principale è resa collaborante con la soletta,
mentre le due travi secondarie ad interasse 2.5 m sono dimensionate come
sezioni di solo acciaio. Il predimensionamento è stato effettuato riferendoci
alla analisi dei carichi riportata nel paragrafo 2.1.1.2.
Per la trave principale si è fatto riferimento allo schema di trave
mista appoggiata, sollecitata da due forze concentrate in corrispondenza
dell’attacco con la trave secondaria. Le travi secondarie, invece, sono
sempre incernierate ma soggette ad un carico distribuito sulla larghezza di
influenza. Per il solaio, invece, si è utilizzato lo schema di trave continua su
quattro appoggi.

34
3.2.2 Travi
3.2.2.1 Travi binate alveolari
Nella scelta della disposizione delle travi e delle tipologia da
adottare, ha giocato un ruolo importante la necessità di dover garantire la
massima flessibilità per la distribuzione degli impianti in orizzontale e in
verticale, rispettando i vincoli progettuali imposti dal Committente sullo
spessore massimo del pacchetto solaio.
Le scelte, già citate nel paragrafo relativo al solaio, hanno permesso
di considerare come soluzione performante quella delle travi binate con
profilo alveolare.
Le due travi binate, permettono di avere grande libertà in verticale
per il passaggio degli impianti di riscaldamento, antincendio e smaltimento
delle acque reflue.
La flessibilità in orizzontale è garantita dall’utilizzo di profili
alveolari con fori esagonali.
Individuato il profilo da utilizzare, si è cercato di ottimizzare lo
stesso, in modo da avere una soluzione leggera, e con fori di diametro
maggiore.
E’ stato effettuato un primo predimensionamento riferendoci ad una
trave appoggiata con una larghezza di influenza di 3.75 m e una lunghezza
totale di 7.2 m. I carichi presi in considerazione sono riportati nella analisi
dei carichi al paragrafo 2.1.1.1.
Per sfruttare in termini di rigidezza la soletta in calcestruzzo, si è
pensato di renderla collaborante, riferendoci perciò ad una sezione mista
acciaio-calcestruzzo. Le Norme Tecniche forniscono un criterio per la
valutazione della larghezza collaborante. In questo caso, per come è
garantita la collaborazione, si è ritenuto di fare affidamento su un blocco di
altezza 22 cm e larghezza 28 cm per mezzo di pioli tipo Nelson di altezza h
= 110 mm e diametro d = 19 mm .
I pioli vengono dimensionati con la forza di scorrimento Vl ricavata
ricorrendo alle indicazioni dell’Eurocodice per le sezioni miste acciaio-
calcestruzzo. Per collegamenti a completo ripristino, la forza totale di
scorrimento di progetto V deve essere contrastata dai connettori fra le
sezione di massimo momento positivo e un appoggio di estremità.

35
La forza di scorrimento Fcf = 1100 KN, e la resistenza di calcolo a taglio di
un piolo dotato di testa, saldato in modo automatico, con collare di
saldatura normale, posto
in una soletta di calcestruzzo piena può essere assunta pari al minore dei
seguenti
valori:

36
Scegliendo un pioli di altezza h =110 mm e diametro d=19 mm , il minimo
valore di PRD,a = 79,5 KN, questo richiede che nella trave il numero di pioli
sia pari a 35 ed abbiano un passo di 215 mm.
Di seguito si riporta il predimensionamento della trave.
La trave è stata dimensionata verificando la sezione in mezzeria come
segue:
1. nella prima fase come sola trave in acciaio, sollecitata dal peso
proprio, quello dei pannelli alveolari in precompresso e del peso del
getto di calcestruzzo;
2. nella seconda fase si è fatto riferimento ad una sezione mista
acciaio-calcestruzzo, sulla quale agiscono oltre ai carichi strutturali e
non strutturali, anche i variabili. La sezione mista è stata ricondotta
ad una sezione in acciaio considerando un coefficiente di
omogeneizzazione pari a 6, valutato come rapporto tra i moduli
elastici dei materiali;
3. nella terza fase la verifica è stata condotta a lungo termine,
considerando un coefficiente di omogeneizzazione pari a 19. Questa
terza fase è più impegnativa per la sezione in acciaio, poiché si
riduce il contributo del calcestruzzo per effetto dei fenomeni viscosi
che si verificano a lungo termine;

37
Tabella 3.2.2.1.A – Caratteristiche dei materiali
CARATTERISTICHE DEI MATERIALI
A. DA CARPENTERIA Tipo S355
Ea 210000 N/mm2
Modulo elastico
G 80769.2 N/mm2
Modulo di elasticità trasversale
ν 0.3 - Coeff. di Poisson
fyk 355 N/mm2
Tensione caratteristica di snervamento
γM0 1.05
fyd 338.1 N/mm2
Resistenza di calcolo
CALCESTRUZZO Classe C28/35
Rck 35 N/mm2
Resistenza cubica caratteristica
fck 29.05 N/mm2
Resistenza cilindrica caratteristica
fcm 37.05 N/mm2
Resistenza cilindrica media
fctm 2.83 N/mm2
Resistenza media a trazione assiale
fctk 1.98 N/mm2
Resistenza caratteristica a trazione assiale (frattile 5%)
fcfm 3.40 N/mm2
Resistenza media a trazione per fless
Ec 32588 N/mm2
Modulo elastico
fcd 16.46 N/mm2
Resistenza di calcolo a compressione
fctd 1.32 N/mm2
Resistenza di calcolo a trazione
A. PER ARMATURE Tipo B 450 C
fyk 450 N/mm2 Tensione caratteristica di snervamento
γs 1.15 -
fyd 391.3 N/mm2 Resistenza di calcolo
A. CONNESSIONI
ft 430 N/mm2 Resistenza a rottura acciaio piolo
γV 1.25 -

38
Tabella 3.2.2.1.B – Caratteristiche del profilo alveolare, caratteristiche geometriche e azioni
per verifiche
SCELTA DEL PROFILATO DALLE TABELLE DI PREDIMENSIONAMENTO
PROFILATO SCELTO HEA 280-400 ALV Profilo alveolare poligonale
b 280 mm Larghezza ali
tf 13 mm Spessore ali
tw 8 mm Spessore anima
H 400 mm Altezza sezione
D 260 mm Max altezza del foro
G 0.76 KN/m Peso
A 8192 mm2
Area sezione forata
S 1638400 mm3
Momento statico risp all'asse // al bordo superiore dell'ala..
Iy 295840522.7 mm4
Momento d'inerzia risp all'asse baricentrico della sez. forata
Wy 1479202.61 mm3
Rigidezza flessionale
x 200 mm Altezza asse x baricentrico
L 7.2 m Luce della trave
i 3.75 m Larghezza d'influenza
H tot 620 mm Altezza pacchetto solaio
hcls 220 mm Altezza cls collaborante
bo 215 mm Interasse pioli
n be 0
b eff 280 mm Larghezza soletta collaborante
A cls 61600 mm2
Area cls collaborante
xs 110 mm Dist baric soletta da asse bordo sup soletta
c 80 mm Appoggio del pannello
d 120 mm Distanza tra pannelli
A' collaborante 61600 mm2
Area cls collaborante
x'c 110 mm Dist baric area collaborante cls dall'asse bordo sup soletta
ACLS 61600 mm2
Area collaborante totale di cls
Sc 6776000 mm3
Momento statico sez rett di cls risp bordo sup soletta
xCLS 110.000 mm Baricentro sez rett di cls risp bordo sup soletta
Ic 248453333.3 mm4
Momento d'inerzia baricentrico sez rett di cls
CARATTERISTICHE GEOMETRICHE
Gpv 60.7 KN/m Carico permanenti+variabili combinato agli SLU
Gpp 0.9932 KN/m Carico peso proprio trave combinato agli SLU
Gp+s+tr 21.7945 KN/m Carico pannelli+soletta+travette SLU
Gnn_str 10.99875 KN/m Carico permanenti non strutturali+tramezzi SLU
Q 33.75 KN/m Carico variabile SLU
M1 6.4 KNm Momento dato dal peso proprio della trave SLU
M2 141.2 KNm Momento pannelli+soletta+travette
M3 71.3 KNm Momento dei permanenti non strutturali
M4 218.7 KNm Momento dei variabili
FASI DI CALCOLO E VERIFICHE AGLI SLU PER LA TRAVE

39
Tabella 3.2.2.1.C – Fasi di calcolo
M1 6.4 KNm
M2 141.2 KNm
бa,sup 99.8 N/mm2 0K
бa,inf 99.8 N/mm2 0K
FASE 1 (SOLO TRAVE IN ACCIAIO)
n 6 - Coeff. omogeneizzazione a breve termine
ACLS 61600 mm2
Area collaborante totale di cls
xCLS 110.00 mm Baricentro sez a T di cls risp bordo sup soletta
At 8192 mm2
Area sez. forata acciaio
xt 420.0 mm Dist baricentro acciaio dal bordo sup soletta
Atot 17751.2 mm2
Area tot sez. omogeneizzata
S 4492149.6 mm3
Momento statico acc e cls risp bordo sup soletta
x'' 253.1 mm Baricentro sez omogeneizzata risp bordo sup soletta
I'' 758338131.7 mm4
Momento d'inerzia baricentrico sez omogen.
M3 71.3 KNm
M4 218.7 KNm
б''c (soletta) -15.02 N/mm2
OK
бa,sup -148.37 N/mm2
0K
бa,inf 240.14 N/mm2
0K
FASE 2 (TRAVE + SOLETTA)
n* 19 - Coeff. omogeneizzazione a lungo termine
ACLS 61600.0 mm2 Area collaborante totale di cls
Atot 11378.4 mm2 Area tot sez. omogeneizzata
S 3791143.2 mm3 Momento statico acc e cls risp bordo sup soletta
x''' 333.2 mm Baricentro sez omogeneizzata risp bordo sup soletta
I''' 529153278.7 mm4 Momento d'inerzia baricentrico sez omogen.
Nc 173977.0449 N Compressione da ritiro sulla soletta (metodo di Morsch)
M3 71.3 KNm
M4 218.7 KNm
б''c -12.88 N/mm2 OK
бa,sup -142.35 N/mm2 0K
бa,inf 250.04 N/mm2 0K
FASE 3 (TRAVE + SOLETTA A LUNGO TERMINE)

40
E’ stata inoltre effettuata una verifica agli stati limite di esercizio,
confrontando la freccia con quella massima assunta pari ad 1/400 di L.
Tabella 3.2.2.1.D – Verifica di deformabilità
In virtù dei risultati ottenuti, il predimensionamento ha permesso di
scegliere come profilo per la trave una HEA 400X280.
E’ stata poi introdotta dell’armatura longitudinale, costituita da 4 Ф 12 di
lunghezza totale L = 3000 mm inserita all’attacco dove il momento è
negativo. Di questi 4 Ф 12, due sono mantenuti continui su tutto lo sviluppo
della trave per garantire l’armatura minima, come da Normativa.
L’armatura all’attacco è stata dimensionata calcolando il momento negativo
agente per la combinazione frequente agli SLE, agente sulla sezione mista
acciaio-calcestruzzo. La risultante di trazione è stata decurtata della
massima resistenza a trazione agli SLE del calcestruzzo, la differenza è
stata affidata alle armature.
Tcls = 305 KN
fctm=2.74 N/mm2
Tarm = Tcls – fctm*Acls = 135 KN
Aarm = Tarm/fyd= 345 mm2
4 Ф 12 A = 452 mm2
VERIFICA ALLO STATO LIMITE DI ESERCIZIO
Gpp+p+s+tr 16.11 KN/m Carico pp+pannelli+soletta+travette
1) fperm_strut 9.1 mm Freccia in mezzeria dovuta ai permanenti strutturali
Gnn_str 6.818 KN/m Carico permanenti non strutturali
2) fnn_str 2.1 mm Freccia in mezzeria dovuta ai permanenti non strutturali
Q 20.4 KN/m Carico variabile
3) fQ 6.4 mm Freccia in mezzeria dovuta ai variabili
f1+f2+f3 17.64 mm
Verifica: OK
fmax 18.00 mm

41
ALLEGARE SCHEDA TECNICA DELL’ARCELOR
Dimensionamento della connessione trave-soletta
Il calcolo della forza di scorrimento a taglio necessaria per il progetto
dei connettori può essere condotta utilizzando sia la teoria elastica sia la
teoria plastica. Per le connessioni a completo ripristino di resistenza, in
sezioni progettate utilizzando il calcolo plastico, la forza totale di
scorrimento con cui progettare la connessione tra la sezione di massimo
momento positivo e un appoggio di estremità è data da
dove Aa, Ac ed Ase sono le aree,rispettivamente, del profilo in acciaio, della
soletta di calcestruzzo e dell’armatura longitudinale compressa. La forza di
scorrimento tra una sezione soggetta al minimo momento flettente e la
sezione soggetta al massimo momento flettente (appoggio intermedio e
campata) è pari a:
La forza di scorrimento Fcf , ricavata utilizzando la relazione sopra riportata
è pari a 1100 KN.
La resistenza di calcolo a taglio di un piolo dotato di testa, saldato in
modo automatico, con collare di saldatura normale, posto in una soletta di
calcestruzzo piena può essere calcolata utilizzando le relazioni riportate
nelle Norme Tecniche e qui di seguito proposte.

42
Scegliendo un pioli di altezza h =100 mm e diametro d=19 mm, con
un valore di ft = 450 N/mm2
il minimo valore di PRD,a = 79,5 KN, questo
richiede che nella trave il numero di pioli sia pari a 35 ed abbiano un passo
di 215 mm.
Una volta dimensionata la connessione è necessario disporre
dell’armatura trasversale in soletta per l’eliminazione di possibili rotture
fragili nel calcestruzzo a causa degli elevati sforzi di taglio che si
concentrano in prossimità della connessione piolata.
L’armatura trasversale deve essere disposta in modo tale da
rinforzare e cucire tali superficie di scorrimento potenziali.
La sollecitazione di taglio agente lungo tali superfici critiche, ν Ed, è
determinata, sulla base delle ipotesi di calcolo seguite per la definizione del
momento resistente plastico della sezione, dalla forza di compressione
massima sviluppata in soletta. Per cui la sollecitazione di taglio per unità di
lunghezza si ricava, vedi figura di seguito riportata, dalla formula:
dove hf è lo spessore della piattabanda in calcestruzzo e Δx la distanza tra la
sezione di momento massimo e minimo e la sezione di momento nullo.

43
con Asf è l’area della singola barra longitudinale ed sf è l’interasse tra le
barre.
In questo caso, considerando la forza di taglio Fcf di 1100 KN, dal calcolo,
si rende necessario un Ф 8/250 mm, che viene integrato nella armatura di
continuità dei pannelli.

44
3.2.2.2 Travi perimetrali
Per quanto riguarda le travi perimetrali sono stati impiegati profili
IPE collegati mediante unioni bullonate con squadrette alle colonne per
schematizzare il vincolo a cerniera adottato nel modello di calcolo.
Anche le travi perimetrali sono pensate collaboranti con il getto di cls in
opera e tale collaborazione è ottenuta tramite il fissaggio di pioli sull’ala
superiore delle stesse.
Per quanto riguarda il predimensionamento e la verifica si è
proceduto in analogia a quanto appena descritto per le travi binate alveolari.
3.2.3 Colonne
3.2.4 Controventi
Nella direzione del lato lungo della struttura, la presenza di travi binate
ha consentito di adottare, per i controventi, la scelta di realizzare un
collegamento fra due piani non immediatamente successivi ma intervallati
da un terzo piano intermedio. In corrispondenza di tale piano intermedio il
controvento passa attraverso le travi binate. La presenza di queste ultime
quindi fa si che i controventi siano collegati solamente alle colonne e tale
collegamento è stato realizzato fissando le estremità del controvento,
sagomate con una doppia pinza, mediante un perno ad un piatto saldato a
ciascuna colonna.
La scelta di realizzare il seguente collegamento nasce dall’esigenza di
avere uno spazio adeguato per poter realizzare delle aperture anche in
corrispondenza dei telai controventati, in quanto si era previsto in fase
preliminare che la maggior parte degli accessi ai vari ambienti sarebbe stata
localizzata proprio in corrispondenza dei telai sul lato lungo.
Se da un lato la soluzione adottata ha risolto il problema delle aperture,
dall’altro ne ha posto un altro. I profili da adottare risultano essere lunghi
poco più di 10m, quindi sono molto snelli e soggetti a fenomeni di
instabilità.

45
Per contrastare il fenomeno dell’instabilità su tali controventi,
particolarmente lunghi, si è scelto in seguito di realizzare a livello del piano
intermedio, dove il controvento passa attraverso le travi binate, una sorta di
collare (vedi modellazione dei nodi § 7.3.1) che avesse la funzione di
bloccare dall’eventuale sbandamento il controvento, consentendo così a
quest’ultimo di lavorare con una lunghezza libera d’inflessione dimezzata
con ovvi vantaggi dal punto di vista degli sforzi portati. Il collare
precedentemente menzionato è stato realizzato inserendo un piatto verticale
nel controvento attraverso un’asola appositamente realizzata nello stesso e
successivamente saldando i due elementi. Parallelamente viene saldato un
piatto verticale a destra e a sinistra dell’anima della trave, in modo che a
fine montaggio dei vari elementi questi piatti possano trovarsi a contatto
con quello uscente dal controvento. Successivamente il collegamento tra le
travi e il controvento viene completato bullonando i due piatti.
Per quanto riguarda le scelte effettuate sulla disposizione dei controventi
sul lato corto, non avendo particolari vincoli progettuali, si è deciso di
adottare una configurazione a croce sempre a due piani, con l’inserimento
di un piatto nella zona di incrocio dei controventi, i quali non saranno
costituiti da profili continui ma da due parti indipendenti che verranno
collegati tramite perni al piatto suddetto.
I controventi sono stati posizionati simmetricamente rispetto all’asse
della struttura e sono distribuiti in modo abbastanza uniforme sui vari telai.
3.2.5 Corpo scala e ascensore
L’edificio è dotato di cinque corpi scala muniti ciascuno di 2 vani
ascensore. I corpi mettono in comunicazione verticale i 9 piani dell’edificio.
Il vano scala presenta una tipologia di struttura portante ordinaria. Essa è
inserita all’interno di una maglia che misura 7.5 m per 7.5 m. Nelle
seguente pianta è possibile riconoscere dove sono inseriti i corpi scala.

46
Figura 3.2.5.1 – Disposizione dei corpi scala ascensore in pianta
Gli ascensori inseriti all’interno del corpo scala sono due: uno è porta
lettighe e occupa una dimensione in pianta di 330 x 240 cm con portata
massima di 2000 kg, mentre l’altro ascensore è 180 x 240 cm con portata
massima di 630 kg.
Figura 3.2.5.2 - Tipologie di ascensori

47
Dal punto di vista strutturale il corpo scala è costituito da 12 colonne,
disposte come visibile nella pianta di sotto riportata.
Figura 3.2.5.3 – Pianta corpo scala ascensore
I profili utilizzati sono HE 320 A e HE 360 M. Questa disposizione
degli elementi verticali, permette di avere un corpo scala regolare e con
buona rigidezza, essendo questo collaborante con il resto della struttura per
azioni orizzontali . La scala ha anche la funzione di essere una via di fuga in
caso di emergenza, perciò, vista l’importanza, si è optato per una soluzione
semplice dal punto di vista strutturale.
La scala è composta da n.2 rampe spezzate da un pianerottolo di
interpiano. La lunghezza complessiva di ognuna di esse, è pari a 3.6 m. La
struttura di sostegno della singola rampa consta di n.2 cosciali affiancati
posti a distanza l’uno dall’altro di 1.67 m. I cosciali sono collegati per
mezzo di squadrette alle ali delle colonne. Il profilo del cosciale è un
UPN220. Questo profilo è stato ottenuto fissando il rispetto della freccia
massima.

48
Avendo pensato ad una gradino in vetro,si è deciso di limitare ad
1/1000 della luce la freccia del cosciale. Lo spostamento massimo, agli
S.L.E., è stato perciò fissato pari 3.6 mm.
Dalla letteratura è noto che, per una trave appoggiata , la freccia si
determina tramite la relazione f = .
Il carico agente su ciascun cosciale, avendo effettuato un calcolo
approssimato per quanto riguarda il peso degli elementi non strutturali,
assunto pari a 2 KN/m2
e utilizzando per il carico antropico i 4 KN/m2
riportati nelle Norme Tecniche è pari a 6.1 KN/m. Dato che la rigidezza
flessionale di un UPN220 è pari a 2691 x 104
mm4
e il modulo elastico E
dell’acciaio è pari a 210000 N/mm2
, dalla formula risulta f = 2.8 mm, la
quale è abbondantemente soddisfatta.
I cosciali paralleli sono irrigiditi da una struttura di
controventamento a croce. Per ogni rampa si inseriscono 2 maglie di
controventi utilizzando come profili degli UPN 60X60X5X5 mm. Inoltre i
cosciali sono collegati tra loro, in modo da garantire una uguale traslazione
orizzontale con dei profili tubolari del tipo Ф 54, s = 2.9 mm collegati come
riportato sulla tavola corrispondente.
Ogni rampa prevede 12 gradini di alzata pari a 16.6 cm e pedata di
31.5 cm per i tre piani interrati e 10 gradini di alzata 17 cm e pedata 31.5
cm per i piani successivi. Il gradino è in vetro satino, di spessore 20 mm e
collegato ai cosciali per mezzo di piatti di appoggio saldati agli UPN.
Vediamo come si compone. Si salda un corpo di sostegno all’interno
dell’ala di entrambi i cosciali. La sua geometria è riportata nella seguente
figura.

49
Figura 3.2.5.4: Particolare del gradino
Su tutto l’intradosso della suddetta struttura di alloggiamento viene
inserito un piccolo strato di neoprene in modo da evitare contatti diretti tra
acciaio e vetro che, sotto carichi ripetuti, porterebbe alla rottura di
quest’ultimo. Lo stesso viene usato per i rivestimenti verticali dello stesso
che ricordiamo essere obbligatori per le nuove normative antincendio. Lo
spessore delle lastre di rivestimento è pari a 1 cm. Per ulteriori valutazioni
grafiche si può far riferimento alla tavola del vano scala.
Il pianerottolo è costituito sempre da lastre di vetro di spessore 2 cm
che hanno una luce massima di 917 mm. Queste lastre sono collegate a
delle travi di profilo IPE 80 che sono poggiate sull’ala superiore delle IPE
300 incernierate tra le colonne.
Il profilo delle IPE 80 è stato dimensionato anche esso ali S.L.E.
controllando che l’abbassamento massimo sia compatibile con la freccia
massima di 1/1000 richiesta per il vetro.
Tutto il corpo scala, cosi predimensionato è stato modellato e inserito nel
modello globale per valutarne l’interazione con il resto della struttura sotto
azioni orizzontali. Gli elementi del vano ascensore-scala sono stati poi
verificati ricorrendo al check-design.

50
3.2.6 Collegamenti
3.2.7 Giunti strutturali
3.2.8 Fondazione
Il modello con cui è stata dimensionata la costruzione prevede delle
cerniere come vincoli alla base delle colonne. Il terreno e le fondazioni
della struttura non sono ancora modellate. Il vincolo di cerniera sarà
schematizzato con un collegamento opportuno che connette la colonna al
plinto di fondazione, per i dettagli si rimanda al capitolo.
La scelta progettuale sulla tipologia di fondazioni da adottare ricade
in primo luogo su una fondazione diretta, nello specifico una fondazione su
plinti collegati tra loro mediante cordoli per garantire alla fondazione un
comportamento d’insieme sotto azioni sismiche.
La struttura non presenta zone specializzate a portare a terra le azioni
orizzontali, la distribuzione delle colonne è regolare in pianta cosi come è
uniforme il posizionamento degli elementi di controventamento. Questa
caratteristica di uniformità, insieme alle importanti dimensioni, e alle buone
caratteristiche meccaniche del terreno ha permesso di adottare questa
soluzione. Avendo adottato fondazioni dirette su plinti, il problema
principale in questo caso poteva essere rappresentato dai cedimenti
differenziali, soprattutto in questo caso in presenza di terreni granulari . E’
stato necessario perciò controllare la compatibilità dei cedimenti
differenziali con le caratteristiche della struttura in elevazione, e per
valutare ciò si è ricorso al controllo di alcune grandezze caratteristiche,
come riportato in letteratura.
La situazione stratigrafica del terreno su cui sarà edificata la struttura
è riportata nella figura 7.1: dal piano campagna, i primi 0.6 m di profondità
sono costituiti da riporti, tale deposito poggia su uno strato di sabbia con
ghiaia fino alla profondità di 3.6 m . Lo strato successivo, che raggiunge la
profondità di 8 m è costituito da sabbia limosa con ghiaia e poi abbiamo
uno strato di circa 20 m di sabbia debolmente limosa. La falda è presente a
15 m di profondità dal piano campagna.

51
Figura 3.8.1 - Stratigrafia del terreno
Tabella 3.8.A – Pesi per unità di volume, tensioni verticali e tensioni verticali efficaci
Si dispone dei risultati di due prove penetrometriche eseguite in sito.
Tabella 3.8.B – Risultati di prove penetrometriche
Z (m) γ (KN/m3) бv u б' v
Riporti 0 19.5 0 0
0.6 19.5 11.7 11.7
Sabbia con ghiaia 0.6 19.5 11.7 11.7
1 19.5 19.5 19.5
2 19.5 39 39
3.6 19.5 70.2 70.2
Sabbia limosa 3.6 19.5 70.2 70.2
con ghiaia 8 19.5 156 156
Sabbia 8 19.5 156 156
deb. limosa 30 19.5 585 150 435
STRATIGRAFIA
Z (m) Nspt (1) Nspt (2)
3 35 31
6 31 28
9 33 31
12 31 26
15 46 25
24 41 65
RISULTATI DELLE PROVE PENETROMETRICHE

52
Le caratteristiche meccaniche dei terreni, utilizzate in fase
progettuale sono riportate in tabella 3.8.C.
CARATTERISTICHE MECCANICHE
strato c' [kPa] E [kPa] γ [kN/m3
] [°] G [kPa]
sabbia limosa con ghiaia 0 50000 19.5 36 33000
Sabbia debolmente limosa 0 85000 19.5 34 56000
Tabella 3.8.C - Caratteristiche meccaniche degli strati di terreno
L’impiego di plinti collegati da cordoli è stato adottato vista la
regolarità della disposizione delle colonne in pianta che sono collegate da
cordoli di sezione 30 x 30 cm. Il compito di questi ultimi è di assicurare un
comportamento d’insieme durante l’oscillazione sismica.
La scelta del piano di posa dei plinti ha tenuto conto delle diversa
altezza degli stessi, in funzione delle colonne. E’ stato necessario ricorrere a
tre tipologie diverse di plinti :
1. Per il nucleo centrale, la cui altezza è di 33 m si è adottato un
plinto quadrato di lato L = 2.5 m e altezza h=1.5 m ;
2. al di sotto delle colonne di altezza massima 12 m si è adottato
un plinto sempre quadrato e di lato L = 1.8 m e altezza h = 1
m ;
3. per le colonne perimetrali si è utilizzato un plinto quadrato di
lato L = 1,5 m e altezza h = 1 m ;
Poiché la falda si trova ad una profondità di 15 m dal piano di
campagna e l’intradosso del plinto di altezza h = 1.5 m è posizionato a -13.7
m dal piano di campagna si ritiene che la fondazione non abbia problemi di
risalita dell’acqua e perciò si decide di fissare come quota di sbancamento
l’intradosso dei cordoli alla profondità di – 12.50 m dal piano di campagna.
In corrispondenza dei plinti sarà necessario realizzare delle gli scavi
localizzati in modo da poter armare con casseformi il plinto e gettare in sito.
Al di sotto del plinto si realizza uno strato di magrone dello spessore di 15
cm .
I cordoli invece vengono gettati su uno strato di magrone dello
spessore di 15 cm, armando gli stessi con casseri . Al di sopra dei cordoli
viene gettato il solaio del piano terra che è costituito da una soletta piena
dello spessore di 20 cm. Lo spazio tra i cordoli, di altezza 30 cm, viene
riempito con IGLU della stessa altezza, i quali hanno il vantaggio di
garantire impermeabilizzazione e rapidità nella posa in opera.

53
Tutte le strutture di fondazione dovranno essere eseguite con un
conglomerato cementizio di classe C28/35, armato con barre di acciaio ad
aderenza migliorata B450C.

54
4. MODELLAZIONE DEGLI ELEMENTI
STRUTTURALI
La risposta della struttura nei confronti delle azioni esterne ed
interne, sia di tipo permanente che variabile, viene valutata utilizzando il
programma di calcolo agli elementi finiti Sap2000.12.
Di seguito verranno descritte dapprima le scelte di modellazione
eseguite per i vari elementi strutturali costituenti la struttura, come il solaio,
le travi, gli elementi verticali, i controventi, e successivamente verrà
illustrata l’evoluzione dei modelli globali della struttura sia per carichi
orizzontali che per carichi verticali.
4.1 Modellazione del solaio
Il solaio è stato modellato in Sap2000.12 mediante elementi
bidimensionali di piastra “shell”, di forma rettangolare o triangolare a
seconda delle esigenze geometriche imposte dallo sviluppo in pianta della
struttura.
Le caratteristiche degli elementi shell sono determinate in modo tale
che il modello risulti equivalente al solaio reale in termini di rigidezze di
piano e flessionali, mentre la massa strutturale è stata posta pari a zero e
assegnata successivamente come carico uniformemente distribuito sulla
superficie dell’elemento stesso.
Figura 4.1.1: Solaio alveolare

55
Lo spessore dell’elemento finito definito col nome di “membrana” è
stato calcolato imponendo che l’area per unità di lunghezza del solaio sia la
stessa che nel caso reale, mentre quello indicato con il nome di “flessione”
è stato determinato uguagliando le inerzie flessionali:
Figura 4.1.2: Caratteristiche del solaio
La rigidezza dell’elemento shell associata allo spessore “h”
considerato, eguaglia solamente quella effettivamente presente nel solaio
alveolare nella direzione di maggior rigidezza, ossia quella degli alveoli,
pertanto si è inserito in SAP, nella casella “Modificatori rigidezza”
presente nella finestra di definizione della sezione dell’elemento shell, un
coefficiente correttivo, pari al rapporto tra la rigidezza flessionale del solaio
nella direzione di minor rigidezza e la rigidezza dell’elemento shell
associata allo spessore “h”, in modo da eguagliare quelle presenti nel solaio
reale.

56
Figura 4.1.3: Finestra definizione caratteristiche elemento
L’ipotesi fatta è che il solaio abbia comportamento prevalentemente
unidirezionale vista l’ortotropia.
Questi coefficienti sono stati ottenuti come spiegato di seguito:
 Coefficienti delle rigidezze flessionali m11, m22, m12 ottenuti come
rapporto tra l’inerzia per unità di lunghezza del solaio reale e l’inerzia
dell’elemento shell nella direzione considerata;
 Coefficienti delle rigidezze di piano f11, f22, f12 ottenuti come rapporto
tra le aree per unità di lunghezza del solaio reale e l’area dell’elemento
shell, nella direzione considerata;
 Coefficienti di taglio V13, V23 ottenuti come i precedenti,
dipendentemente dalla direzione considerata
Gli elementi shell inseriti per costruire il modello del solaio hanno il
sistema di riferimento locale orientato come mostrato in figura, dove l’asse
1 è quello avente colore rosso e parallelo all’asse y, l’asse 2 avente colore
bianco parallelo all’asse x, e l’asse 3 ortogonale al piano individuato dai
precedenti ed ortogonale all’asse z.
Figura 4.1.4: Sistema di riferimento locale delle shell

57
La discretizzazione della mesh è stata eseguita in due modi differenti
nei modelli utilizzati per valutare la risposta a carichi orizzontali e in quelli
utilizzati per valutare la risposta per carichi verticali, tenendo in conto sia
l’accuratezza della soluzione sia l’onere computazionale, parametri
entrambi direttamente proporzionali alla raffinatezza del modello. Si è
cercato di realizzare una discretizzazione quanto più regolare possibile con
elementi, ove possibile, di forma quadrata o rettangolare, in modo da
assicurarne un corretto funzionamento.
4.2 Modellazione delle travi
Gli elementi strutturali, quali in particolare travi, pilastri e
controventi, sono modellati attraverso elementi monodimensionali indicati
nel programma con nome di “frame”, a ciascuno dei quali assegnata la
corrispondente sezione.
Figura 4.2.1: Trave modellata tramite elementi "frame"
L’elemento Frame è rappresentato da una linea retta che congiunge
due punti, i e j (nodi), ognuno dei quali ha sei gradi di libertà (3 traslazioni
e 3 rotazioni). Ciascun elemento ha il proprio sistema di coordinate locale
per la definizione delle proprietà della sezione e dei carichi e per
l’interpretazione dei risultati. Gli assi di questo sistema locale sono indicati
con i numeri 1, 2 e 3; il primo asse è diretto lungo l’elemento, gli altri due
giacciono nel piano perpendicolare ad esso.

58
Figura 4.2.2: Sistema di riferimento locale dell'elemento "frame"
La discretizzazione di tali elementi è dettata da quella degli elementi
shell su di essi convergenti.
Per quanto riguarda la modellazione dei vincoli alle estremità delle
travi, essendo queste collegate alle colonne mediante cerniere, vengono
assegnati dei “release” , ovvero rilasci, di momento.
Figura 4.2.3: Assegnazione dei release alle travi

59
Per le travi binate sono stati modellati due frame paralleli, distanti tra
loro 58 cm. Esse sono poi collegate alla colonna attraverso dei bracci rigidi
ai quali sono assegnati i release. Per quanto riguarda le caratteristiche
inerziali, non è sufficiente assegnare le sezione poiché essa non ha rigidezza
costante, per effetto dei fori alveolari ed inoltre è una trave mista acciaio-
calcestruzzo e quindi bisogna tener conto del contributo dato dalla soletta.
E’ stato quindi necessario ricavare la corretta rigidezza della stessa,
ricorrendo ad una modellazione di dettaglio agli elementi finiti.
L’inerzia della trave è stata valutata imponendo una forza unitaria
distribuita o concentrata nella mezzeria e leggendo la freccia della trave,
nota la quale sono invertibili le relazioni note da scienza delle costruzioni
per una trave appoggiata:
La prima relazione è per una trave appoggiata con carico
concentrato, mentre la seconda con carico distribuito.
Sono stati introdotti più modelli per valutare come influisse sulla rigidezza J
la modalità con la quale è stato assegnato il carico. I risultati osservati sono
riportati sulla tabella che segue :
1. trave in acciaio modellata come elemento frame con sezione costante
(HEA 400x280) e carico unitario applicato distribuito lungo
l’elemento;
2. trave in acciaio modellata con elementi shell con sezione costante
(HEA 400x280) e carico unitario applicato distribuito lungo
l’elemento;
3. trave in acciaio modellata con elementi shell e fori esagonali con
carico unitario distribuito;
4. trave in acciaio modellata con elementi shell e fori esagonali con
carico unitario concentrato in mezzeria;
5. trave mista acciaio-calcestruzzo modellata con elementi shell e fori
esagonali con carico unitario concentrato in mezzeria

60
Modello Elemento finito I (mm4
)
1 Frame 294x106
2 Shell 297x106
3 Shell 259x106
4 Shell 258x106
5 Shell 757*106
Dai primi due modelli si è verificata la correttezza della
modellazione elementi shell; dal terzo e dal quarto si è osservata l’influenza
sulla rigidezza di come è stato applicato il carico. Essendo quest’ultima non
significativa, nel modello 5, si è inserito anche il blocco di calcestruzzo
collaborante e valutata J applicando una forza unitaria concentrata.
Figura 4.2.4 – Modellazione trave alveolare con elementi shell
Figura 4.2.5 - Modellazione del calcestruzzo collaborante sulla trave con elementi shell

61
Ricavata l’inerzia della sezione mista acciaio- calcestruzzo, questa è
stata introdotta nel modello globale assegnando un elemento frame con
sezione in acciaio HEA 400x280, e intervenendo sui modificatori come
riportato sotto. Nello specifico si è ridotta la massa, per tenere conto dei fori
e incrementata l’inerzia come rapporto tra quella della sezione in acciaio e
quello della sezione mista.
Figura 4.2.5 - Modificatori proprietà/rigidezza per la trave alveolare modellata con elemento
frame
4.3 Modellazione delle colonne
Anche le colonne ed i controventi, come specificato sopra, sono state
modellate attraverso elementi frame aventi sezioni di area opportuna.
Per le colonne sono state previste inizialmente tre rastremazioni.
Figura 4.3.1: Rastermazione delle colonne

62
N° rastremazione Z(m)
1° 14
2° 24
3° 33
Tabella 4.3.A: Rastremazioni delle colonne
La scelta delle quote delle rastremazioni è legata a motivazioni di
maggiori facilità di montaggio in quanto la realizzazione dell’unione tra
colonne di sezioni differenti fatta nel nodo ove convergono travi o
controventi verticali sarebbe stata di maggiore complessità.
La soluzione scelta prevede che l’unione tra colonne di sezioni
differenti, come si descriverà in seguito, sia di tipo bullonata ed eseguita
direttamente in cantiere.
Le colonne infine vengono realizzate tutte in continuità.
4.4 Posizionamento e modellazione dei controventi
Sebbene la scelta del sistema finale di controventamento sia giunta a
termine di un processo iterativo che ha portato a una soluzione finale
totalmente diversa da quella ipotizzata in partenza, tuttavia la modellazione
dei controventi è stata eseguita sempre utilizzando, com’è ovvio, elementi
frame, ai quali, durante i vari tentativi, è stata cambiata di volta in volta
sezione e/o posizionamento.
Nelle varie configurazioni adottate prima di giungere a quella
definitiva, il fattore comune a tutte è stato il vincolo progettuale che
impediva di posizionare controventi nei telai perimetrali del lato lungo e la
necessità di prevedere spazi sufficienti per l’accesso ai vari ambienti,
accessi che secondo un architettonico di massima realizzato in fase
preliminare, sono stati previsti per la maggior parte nei telai del lato lungo.
Per questo motivo, nei telai del lato lungo lo schema ricorrente, è
analogo a quello riportato in seguito:
Figura 4.4.1 - Schema ricorrente di disposizione dei controventi in direzione X

Costruzioni Metalliche - Necci Valleriani Schwartz

Costruzioni Metalliche - Necci Valleriani Schwartz

Recommended

Recommended

More Related Content

What's hot

What's hot (20)

Viewers also liked

Viewers also liked (20)

Similar to Costruzioni Metalliche - Necci Valleriani Schwartz

Similar to Costruzioni Metalliche - Necci Valleriani Schwartz (20)

More from Franco Bontempi Org Didattica

More from Franco Bontempi Org Didattica (20)

Recently uploaded

Recently uploaded (10)

Costruzioni Metalliche - Necci Valleriani Schwartz