PROGETTO DI UN CAPANNONE INDUSTRIALE CON STRUTTURA PORTANTE IN ACCIAIO

UNIVERSITÀ DEGLI STUDI DI ROMA “TOR VERGATA”
FACOLTÀ DI INGEGNERIA
Dipartimento di Ingegneria Civile
COMPLEMENTI DI TECNICA DELLE COSTRUZIONI
Prof. Alberto Meda
AA 2019/2020
PROGETTO DI UN CAPANNONE INDUSTRIALE
CON STRUTTURA PORTANTE IN ACCIAIO
Ingegneria e Tecniche del Costruire
Studente: Lucio Amato

Indice
ANALISI DEI CARICHI.............................................................................................................2
Carico da Neve (3.4 NTC2018) .............................................................................................2
Azione del vento (3.3 NTC2018) ...........................................................................................2
LAMIERA DI COPERTURA........................................................................................................4
ARCARECCI............................................................................................................................5
Dimensionamento per resistenza ..........................................................................................8
Verifica resistenza arcarecci .................................................................................................8
Verifica a taglio ...................................................................................................................9
Verifica deformabilità...........................................................................................................9
CAPRIATA............................................................................................................................ 11
Dimensionamento aste reticolari......................................................................................... 14
Verifica SLU aste compresse............................................................................................... 15
Verifica SLU aste tese ........................................................................................................ 17
Verifica deformabilità capriata ............................................................................................ 18
COLLEGAMENTI BULLONATI CAPRIATA.................................................................................. 18
Bullonatura del corrente superiore ...................................................................................... 18
Bullonatura del corrente inferiore........................................................................................ 20
Bullonatura diagonale ........................................................................................................ 22
Bullonatura montante ........................................................................................................ 23
VERIFICA FAZZOLETTO NODO 'N'.......................................................................................... 25
Corrente superiore LN........................................................................................................ 25
Montante MN.................................................................................................................... 28
COLONNE ............................................................................................................................ 30
Dimensionamento colonne ................................................................................................. 31
Carichi orizzontali di progetto ............................................................................................ 31
Verifica SLU ...................................................................................................................... 33
Verifica di stabilità a pressoflessione ................................................................................... 34
Verifiche di resistenza........................................................................................................ 37
Verifica SLE ...................................................................................................................... 38
NODO TRAVE-COLONNA ....................................................................................................... 38
CONTROVENTI DI FALDA...................................................................................................... 40
Dimensionamento controvento di falda................................................................................ 41
Dimensionamento e verifica pilastrini di facciata................................................................... 44
CONTROVENTI LONGITUDINALI............................................................................................ 44
Verifica controventi longitudinali ......................................................................................... 46
Controvento longitudinale interno ....................................................................................... 47

SISTEMA DI FONDAZIONE .................................................................................................... 48
Verifica sezione calcestruzzo............................................................................................... 48
Lunghezza di ancoraggio dei tirafondi ................................................................................. 49
Dimensionamento piastra di base ....................................................................................... 49
Verifica piastra con irrigidimenti.......................................................................................... 50
Saldature tra costole e piastra di base................................................................................. 53
Saldature tra piastra di base e colonna................................................................................ 54
Allegati
Tavola 1: Pianta copertura; prospetto laterale; sezione frontale; sezione longitudinale.
Tavola 2: Capriata.

pag. 1
Sito di costruzione: Napoli
Altitudine 17 m.s.l.m
Dati geometrici
Interasse tra i montanti
Coefficienti parziali
Carichi sfavorevoli: Carichi favorevoli:
Carichi permanenti strutturali
Carichi permanenti non strutturali
Carichi accidentali
Coefficienti di combinazione per le azioni variabili
Coefficienti riduttivi resistenze
Resistenza delle sezioni
Resistenza all'instabilità delle membrature

pag. 2
ANALISI DEI CARICHI
Carico da Neve (3.4 NTC2018)
Azione del vento (3.3 NTC2018)
Resistenza delle connessioni
ACCIAIO S235
Resistenza caratteristica allo snervamento
Resistenza di progetto
Modulo di Young
Coefficiente di Poisson
Densità
Zona 3
Copertura a due falde
0°< Coefficiente di forma
Coefficiente di esposizione
Coefficiente termico
Carico in direzione verticale
Zona 3
per < Coefficiente di altitudine
Coefficiente di ritorno per un periodo di ritorno di 50 anni
Velocità di riferimento
Densità aria

pag. 3
Pressione cinetica di riferimento
Classe D Categoria I
Coefficiente di esposizione massimo
Coefficiente dinamico
Coefficienti aerodinamici:
• Si considerano positive le pressioni verso l'interno;
• Faccia sopravento: investita dal vento;
• Faccia sottovento: opposta a quella investita;
• Per gli edifici bassi (h<b) l'altezza di riferimento per tutte le facce è pari alla
quota di sommità dell'edificio, la pressione del vento è pertanto uniforme.
Coefficiente di pressione esterna parete verticale sopravento
Coefficiente di pressione esterna parete verticale sottovento
Coefficiente di pressione esterna falda sopravento
Coefficiente di pressione esterna falda sottovento
Coefficiente di pressione interna positivo
Coefficiente di pressione interna negativo
Coefficiente di pressione esterna positivo falda sopravento
(per la falda sottovento è nullo)
I coefficienti di pressione definitivi sono stati ottenuti sommando i coefficienti con
stesso verso:
Coefficiente di pressione positivo parete verticale sopravento
Coefficiente di pressione negativo parete verticale sottovento
Coefficiente di pressione negativo falda sopravento

pag. 4
LAMIERA DI COPERTURA
Coefficiente di pressione negativo falda sottovento
Coefficiente di pressione positivo falda sopravento
Azioni perpendicolari alla superficie considerata:
Parete verticale sopravento
Parete verticale sottovento
Falda sopravento
Falda sottovento
Falda sopravento, vento verso l'interno
Azione tangente:
Coefficiente di attrito per una superficie ondulata
Carichi agenti sulla lamiera:
Carico da neve perpendicolare alla falda
Azione massima del vento verso l'esterno
La combinazione più sfavorevole è data dai soli carichi da vento verso l'esterno:
Si sceglie uno schema statico di trave appoggiata-appoggiata sottoposta ad un carico
uniformemente distribuito che agisce ortogonalmente ad una fascia di lamiera di
spessore unitario, dove gli appoggi sono costituiti dagli arcarecci e la luce è pari alla
lunghezza della lamiera.
Si è scelta una lamiera ISOPAN LG 40
Spessore

pag. 5
ARCARECCI
Peso
Momento d'inerzia
Modulo di resistenza
Per gli arcarecci si sceglie uno schema statico di trave Gerber con il quale si calcoleranno i
momenti massimi agenti, considerando separatamente gli effetti della flessione deviata.
La luce tra gli appoggi è pari all'interasse tra le capriate.
Carichi agenti
• Carico lamiera
Peso lamiera a metro lineare
Carico in direzione z
Carico in direzione y
• Carico da neve

pag. 6
• Carico da vento
azione da vento più gravosa perpendicolare alla falda
azione da vento verso l'interno perpendicolare alla falda
In fase di dimensionamento trascuriamo il peso proprio degli arcarecci.
1) Combinazione neve dominante
Lungo z:
Lungo y:
2) Combinazione vento dominante
Lungo z verso l'interno:
Lungo z verso l'esterno:
Lungo y:
Applicando le combinazioni di carico più sfavorevoli su uno schema Gerber con distanza
tra gli appoggi pari all'interasse tra le capriate (5 m) e distanza consecutiva tra
appoggio e cerniera pari a 0.75 m, si ottengono i seguenti risultati.

pag. 7
Momenti massimi:
Combinazione di carico più sfavorevole lungo z :
Combinazione di carico più sfavorevole lungo y :

pag. 8
Dimensionamento per resistenza
Verifica resistenza arcarecci
Ipotizzando una sezione di classe 1 si ha:
Adottiamo un IPE 140
1) Combinazione neve dominante
Lungo z:
Lungo y: combinazione più
gravosa lungo y
2) Combinazione vento dominante
combinazione più gravosa lungo z
Lungo y:

pag. 9
Verifica a taglio
Verifica deformabilità
Considerando i carichi e si ottengono i momenti massimi letti sullo schema
di trave Gerber:
Momenti resistenti:
Flessione deviata:
Massimo taglio sollecitante su schema statico trave Gerber considerando i carichi
e :
Area resistente a taglio:
Area flange
Le verifiche a taglio e momento sono indipendenti una dall'altra e sono entrambe
soddisfatte.
Combinazioni allo SLE
1) Combinazione rara neve dominante
Lungo z:
Lungo y: combinazione più gravosa lungo y

pag. 10
2) Combinazione rara vento dominante
combinazione più gravosa lungo z
Lungo y:
Considerando uno schema di trave appoggiata-appoggiata:
Verifica a deformabilità per carichi permanenti e accidentali soddisfatta.
Verifica a deformabilità per carichi accidentali sicuramente soddisfatta poiché:

pag. 11
CAPRIATA
Interasse tra le capriate
Lunghezza lamiera
Azione da neve verticale
Azione da vento ortogonale alla falda verso l'esterno
Azione da vento ortogonale alla falda verso l'interno
Peso arcareccio IPE140
Peso lamiera
Peso ipotizzato capriata
Carico permanente strutturale
gravante sulla capriata
Carichi per metro lineare:
Neve
Vento verticale
Vento verticale verso l'interno
Vento verticale verso l'esterno
Vento orizzontale
Vento orizzontale verso l'interno
Vento orizzontale verso l'esterno
Combinazioni di carico SLU
Neve dominante

pag. 12
Vento dominante
Verso l'interno
Verso l'esterno
Azione orizzontale
Verso l'interno
Verso l'esterno
1) Forze sui nodi, combinazione di carico verso l'alto
2) Forze sui nodi, combinazione di carico verso il basso

pag. 13
Sollecitazioni nelle aste per le due combinazioni di carico:
(compressione negativa; trazione positiva)
COMB 1 (kN)↑ COMB 2 (kN)↓
MONTANTI
AB 86.85 -70.6
CD 65.14 -52.95
EF 40.94 -33.28
GH 20.63 -16.77
IL 2.9 -2.35
MN -26.06 21.18
DIAGONALI
BC -145.7 118.4
DE -79.58 64.69
FG -35.97 29.24
HI -4.63 3.77
LM 19.47 -15.83
CORRENTE SUPERIORE
BD 130.9 -106.4
DF 199.5 -162.2
FH 229.1 -186.2
HL 232.8 -189.2
LN 218.2 -177.4
CORRENTE INFERIORE
AC 0 0
CE -130.3 105.9
EG -198.5 161.4
GI -228 185.3
IM -231.6 188.3

Dimensionamento aste reticolari
Si ipotizzano delle sezioni di classe 1
=NplRd ――
⋅A fyk
γM0
=A ――――
⋅NplEd γM0
fyk
Aste tese =γM0 1.05
=NRd ――
⋅A fyk
γM1
=A ―――
⋅NEd γM1
⋅χ fyk
Aste compresse =γM1 1.05
dove si ipotizza in fase di dimensionamnto: = 0.5χ
Scelgo un acciaio S275 ≔fyk 275 MPa
Si scelgono dei profili ad L accoppiati per tutte le aste:
Montanti 2(L 40 x 40 x 5) classe 1
Dati singolo profilo: ≔G40 2.97 ―
kg
m
≔h40 40 mm ≔b40 40 mm ≔t40 5 mm
≔A40 3.79 cm2
≔JY40 5.427 cm4
≔JZ40 5.427 cm4
Dati profili accoppiati ≔Gm 5.94 ―
kg
m
≔Am 7.58 cm2
≔Jym 10.85 cm4
≔Jzm 21.09 cm4
Diagonali e correnti superiore e inferiore 2(L 70 x 70 x 7) classe 2
Dati singolo profilo: ≔G70 7.38 ―
kg
m
≔h70 70 mm ≔b70 70 mm ≔t70 7 mm
≔A70 9.4 cm2
≔JY70 42.3 cm4
≔JZ70 42.3 cm4
Dati profili accoppiati ≔Gcs 14.76 ―
kg
m
≔Acs 18.8 cm2
≔Jycs 84.6 cm4
≔Jzcs 157.7 cm4
≔Gci 14.76 ―
kg
m
≔Aci 18.8 cm2
≔Jyci 84.6 cm4
≔Jzci 157.7 cm4
≔Gd 14.76 ―
kg
m
≔Ad 18.8 cm2
≔Jyd 84.6 cm4
≔Jzd 157.7 cm4
Creato con PTC Mathcad Express. Per ulteriori informazioni, vedere www.mathcad.com.

pag. 15
Verifica SLU aste compresse
Si considerano i massimi sforzi di compressione derivanti dalle due combinazioni di carico.
s=
Azione assiale di progetto
Resistenza di progetto all’instabilità nell’asta
compressa
Classe 1;2 Acciaio S275
= =
=
Fattore di imperfezione per profili ad L
= =
= Asta incernierata agli estremi
Poiché il corrente inferiore può andare in compressione a causa della combinazione di carico
da vento verso l'alto, è necessario ridurne la lunghezza di libera inflessione con
controventature longitudinali, triangolando i punti inferiori con quelli superiori mediante
elementi che lavorano solo a trazione. È necessario disporre tali elementi per ogni montante
in modo da avere una =2m affinché la verifica sia soddisfatta.

pag. 16
Montanti
Diagonali
Corrente Superiore
Corrente Inferiore
L0 Jmin Ncr A λnor αi φ χ NbRd NEd s
(mm) (cm4
) (kN) (cm2
) (kN) (kN)
AB 1000 10.85 224.65 7.58 0.96 0.34 1.09 0.62 123.18 70.6 0.57
CD 1200 10.85 156.01 7.58 1.16 0.34 1.33 0.50 99.78 52.95 0.53
EF 1400 10.85 114.62 7.58 1.35 0.34 1.60 0.40 80.24 33.28 0.41
GH 1600 10.85 87.75 7.58 1.54 0.34 1.92 0.33 65.02 16.77 0.26
IL 1800 10.85 69.34 7.58 1.73 0.34 2.26 0.27 53.37 2.35 0.04
MN 2000 10.85 56.16 7.58 1.93 0.34 2.65 0.22 44.43 26.06 0.59
(mm) (cm4
) (kN) (cm2
) (kN) (kN)
BC 2236 84.6 350.35 18.8 1.21 0.34 1.41 0.47 231.51 145.7 0.63
DE 2332 84.6 322.10 18.8 1.27 0.34 1.48 0.44 218.20 79.58 0.36
FG 2441 84.6 293.98 18.8 1.33 0.34 1.57 0.41 204.09 35.97 0.18
HI 2561 84.6 267.07 18.8 1.39 0.34 1.67 0.39 189.75 4.63 0.02
LM 2690 84.6 242.07 18.8 1.46 0.34 1.78 0.36 175.69 15.83 0.09
(mm) (cm4
) (kN) (cm2
) (kN) (kN)
BD 2010 84.6 433.57 18.8 1.09 0.34 1.25 0.54 265.90 106.4 0.40
DF 2010 84.6 433.57 18.8 1.09 0.34 1.25 0.54 265.90 162.2 0.61
FH 2010 84.6 433.57 18.8 1.09 0.34 1.25 0.54 265.90 186.2 0.70
HL 2010 84.6 433.57 18.8 1.09 0.34 1.25 0.54 265.90 189.2 0.71
LN 2010 84.6 433.57 18.8 1.09 0.34 1.25 0.54 265.90 177.4 0.67
(mm) (cm4
) (kN) (cm2
) (kN) (kN)
AC 2000 84.6 437.91 18.8 1.09 0.34 1.24 0.54 267.51 0 0.00
CE 2000 84.6 437.91 18.8 1.09 0.34 1.24 0.54 267.51 130.3 0.49
EG 2000 84.6 437.91 18.8 1.09 0.34 1.24 0.54 267.51 198.5 0.74
GI 2000 84.6 437.91 18.8 1.09 0.34 1.24 0.54 267.51 228 0.85
IM 2000 84.6 437.91 18.8 1.09 0.34 1.24 0.54 267.51 231.6 0.87

pag. 17
Verifica SLU aste tese
Aste maggiormente sollecitate a trazione per ogni tipologia:
Asta Tipo NEd A tw Anetta NplRd NuRd NtRd s
(kN) (cm2) (mm) (cm2) (kN) (kN) (kN)
AB montante 86.85 7.58 5 6.08 198.524 188.237 188.24 0.46
BC diagonale 118.4 18.8 7 16.7 492.381 517.032 492.38 0.24
HL
corrente
superiore
232.8 18.8 7 16.7 492.381 517.032 492.38 0.47
IM
corrente
inferiore
188.3 18.8 7 16.7 492.381 517.032 492.38 0.38
Si considerano i massimi sforzi di trazione derivanti dalle due combinazioni di carico.
s=
Azione assiale di progetto
Resistenza di progetto a trazione =min( ; )
Classe 1,2 Acciaio S275
=
Resistenza plastica di progetto della sezione
lorda
=
Resistenza di progetto a rottura della sezione netta, in
corrispondenza dei fori per i collegamenti
Tensione caratteristica di rottura per acciaio S275
=
Utilizzando dei bulloni M14 classe 6.8
tensione di rottura

pag. 18
Verifica deformabilità capriata
COLLEGAMENTI BULLONATI CAPRIATA
Bullonatura del corrente superiore
Bulloni M14 classe 6.8
Tensione di rottura del bullone
piani di taglio
Considero la combinazione con carico verso l'alto che è quella che massimizza le
sollecitazioni nelle aste in modulo
NODO NEd (kN)
B NB=NBD=130.9
D ND=NDF-NBD =199.5-130.9=68.6
F NF=NFH- NDF =229.1-199.5=29.6
H NH=NHL- NFH =232.8-229.1=3.7
L NL= NLN -NHL =218.2-232.8=-14.6
N NN=NLN=218.2
il piano di taglio interessa il gambo non filettato della vite.

pag. 19
Distanza tra l'asse baricentrico e l'estremo superiore del profilo.
Eccentricità tra l'asse baricentrico e l'asse della bullonatura.
Verifica a taglio
Verifica a rifollamento
=
=
pag. 19

pag. 20
0
Bullonatura del corrente inferiore
il piano di taglio interessa il gambo non filettato della vite.
=
NODO NEd (kN)
A NA =NAC=0
C NC=NCE-NAC =-130.3-0=-130.3
E NE=NEG- NCE=-198.5-(-130.3)=-68.2
G NG=NGI- NEG =-228-(-198.5)=-29.5
I NI= NIM -NGI =-231.6-(-228)=-3.6
M NM=NIM=-231.6

≔tci 7 mm
≔ey_ci 19.7 mm distanza tra l'asse baricentrico e l'estremo superiore del profilo
≔eci =--h70 ey_ci e2_ci 15.3 mm
≔MEd_ci =⋅NEd_ci eci 3.543 ⋅kN m
Verifica a taglio
≔Fv_Ed_ci =⋅―
1
nr
‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾2
+
⎛
⎜
⎝
―――
NEd_ci
nb_ci
⎞
⎟
⎠
2
⎛
⎜
⎝
―――
3 MEd_ci
10 pci
⎞
⎟
⎠
2
30.84 kN
≔Fv_Rd_ci =――――
⋅⋅0.6 ftb Ab
γM2
44.334 kN =―――
Fv_Ed_ci
Fv_Rd_ci
0.696
=Fb_Rd ―――――
⋅⋅⋅⋅k α ftk db tci
γM2
≤――
Fb_Ed
Fb_Rd
1
≔Fb_Ed_ci =⋅Fv_Ed_ci nr 61.68 kN
=k min
⎛
⎜
⎝
-―――
⋅2.8 e2
df
1.7 ;2.5
⎞
⎟
⎠ ≔k 2.5
=α min
⎛
⎜
⎝
――
e1
⋅3 df
; ―
ftb
ftk
;1
⎞
⎟
⎠
≔ftk 430 MPa
≔α 1
≔Fb_Rd_ci =―――――
γM2
84.28 kN =―――
Fb_Ed_ci
Fb_Rd_ci
0.732
pag. 21

Bullonatura del diagonale
≔NEd_d 145.7 kN il piano di taglio interessa il gambo non filettato della vite.
≔nb_d =―――――
⋅γM2 NEd_d
⋅⋅⋅0.6 ftb nr Ab
1.643 ≔nb_d 3
≤≤⋅1.2 df e1 +⋅4 t 40 mm ≔e1_d =⋅3 df 45 mm
≤≤⋅1.2 df e2 +⋅4 t 40 mm ≔e2_d =――
h70
2
35 mm
≤≤⋅2.2 df p min(( ⋅14 t;200 mm)) ≔pd 5 cm
≔td 7 mm
≔ey_d 19.7 mm distanza tra l'asse baricentrico e l'estremo superiore del profilo
≔ed =--h70 ey_d e2_d 15.3 mm
≔MEd_d =⋅NEd_d ed 2.229 ⋅kN m
Verifica a taglio
≔Fv_Ed_d =⋅―
1
nr
‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾2
+
⎛
⎜
⎝
――
NEd_d
nb_d
⎞
⎟
⎠
2
⎛
⎜
⎝
―――
MEd_d
2 pd
⎞
⎟
⎠
2
26.719 kN
≔Fv_Rd_d =――――
⋅⋅0.6 ftb Ab
γM2
44.334 kN =―――
Fv_Ed_d
Fv_Rd_d
0.603
pag. 22

=Fb_Rd ―――――
⋅⋅⋅⋅k α ftk db td
γM2
≤――
Fb_Ed
Fb_Rd
1
≔Fb_Ed_d =⋅Fv_Ed_d nr 53.438 kN
=k min
⎛
⎜
⎝
-―――
⋅2.8 e2
df
1.7 ;2.5
⎞
⎟
⎠ ≔k 2.5
=α min
⎛
⎜
⎝
――
e1
⋅3 df
; ―
ftb
ftk
;1
⎞
⎟
⎠
≔ftk 430 MPa
≔α 1
≔Fb_Rd_d =―――――
γM2
84.28 kN =―――
Fb_Ed_d
Fb_Rd_d
0.634
Bullonatura del montante
≔NEd_m 65.14 kN il piano di taglio interessa il gambo non filettato della vite.
≔db 10 mm ≔df 11 mm ≔ftb 600 ――
N
mm2
≔Ab =―――
⋅π db
2
4
79 mm2
≔Ares =⋅0.8 Ab 63 mm2
≔nr 2 piani di taglio
≔nb_d =―――――
⋅γM2 NEd_m
1.44 ≔nb_m 3
pag. 23

≔nb_d =―――――
⋅γM2 NEd_m
1.44 ≔nb_m 3
≤≤⋅1.2 df e1 +⋅4 t 40 mm ≔e1_m =⋅3 df 33 mm
≤≤⋅1.2 df e2 +⋅4 t 40 mm ≔e2_m =――
h40
2
20 mm
≤≤⋅2.2 df p min(( ⋅14 t;200 mm)) ≔pm 3 cm
≔tm 5 mm
≔ey_m 11.6 mm distanza tra l'asse baricentrico e l'estremo superiore del profilo
≔em =--h40 ey_m e2_m 8.4 mm
≔MEd_m =⋅NEd_m em 0.547 ⋅kN m
Verifica a taglio
≔Fv_Ed_m =⋅―
1
nr
‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾2
+
⎛
⎜
⎝
―――
NEd_m
nb_m
⎞
⎟
⎠
2
⎛
⎜
⎝
―――
MEd_m
2 pm
⎞
⎟
⎠
2
11.775 kN
≔Fv_Rd_m =――――
⋅⋅0.6 ftb Ab
γM2
22.619 kN =―――
Fv_Ed_m
Fv_Rd_m
0.521
=Fb_Rd ―――――
γM2
≤――
Fb_Ed
Fb_Rd
1
≔Fb_Ed_m =⋅Fv_Ed_m nr 23.551 kN
=k min
⎛
⎜
⎝
-―――
⋅2.8 e2
df
1.7 ;2.5
⎞
⎟
⎠ ≔k 2.5
=α min
⎛
⎜
⎝
――
e1
⋅3 df
; ―
ftb
ftk
;1
⎞
⎟
⎠
≔ftk 430 MPa
≔α 1
≔Fb_Rd_m =―――――
⋅⋅⋅⋅k α ftk db tm
γM2
43 kN =―――
Fb_Ed_m
Fb_Rd_m
0.548
VERIFICA FAZZOLETTO NODO 'N'
pag. 24

VERIFICA FAZZOLETTO NODO 'N'
Corrente superiore LN
≔NHL 218.2 kN Azione assiale del corrente superiore maggiormente sollecitato
≔sf 20 mm Spessore fazzoletto
=pcs 5 cm Passo tra i bulloni
≔df 15 mm Diametro foro
≔fyk 275 MPa =γM0 1.05 ≔σRd =――
fyk
γM0
261.905 MPa
Sezione 1
pag. 25

Sezione 1
≔NSd_HL_1 =⋅0.5 NHL 109.1 kN
≔h1_HL =⋅⋅2 pcs tan((30 °)) 57.735 mm
≔An_HL =⋅⎛⎝ -h1_HL df
⎞⎠ sf 854.701 mm2
Area netta sezione 1
≔σSd_HL_1 =―――
NSd_HL_1
An_HL
127.647 MPa ≤σSd_HL_1 σRd
Sezione 2
≔NSd_HL_2 =⋅―
3
4
NHL 163.65 kN
≔h2_HL =+e2_cs ⋅⋅2 pcs tan((30 °)) 92.735 mm
≔An_HL =⋅⎛⎝ -h2_HL df
⎞⎠ sf 15.547 cm2
≔Sx0_2 =-⋅⎛⎝ ⋅h2_HL sf
⎞⎠ ――
h2_HL
2
⋅⎛⎝ ⋅df sf
⎞⎠ e2_cs 75.498 cm3
≔YG_2 =――
Sx0_2
An_HL
48.561 mm ≔e =-YG_2 e2_cs 13.561 mm
pag. 26

≔YG_2 =――
Sx0_2
An_HL
48.561 mm ≔e =-YG_2 e2_cs 13.561 mm
≔M =⋅NSd_HL_2 e 2.219 ⋅kN m
≔Ix_2 =-
⎛
⎜
⎜⎝
+――――
⎛
⎝ ⋅sf h2_HL
3 ⎞
⎠
12
⋅⎛⎝ ⋅h2_HL sf
⎞⎠
⎛
⎜
⎝
-YG_2 ――
h2_HL
2
⎞
⎟
⎠
2 ⎞
⎟
⎟⎠
⎛
⎜
⎝
+―――
⎛
⎝ ⋅sf df
3 ⎞
⎠
12
⋅⋅sf df e2
⎞
⎟
⎠
127.73 cm4
≔σSd_HL_1 =+―――
NSd_HL_2
An_HL
⋅――
M
Ix_2
YG_2 189.635 MPa ≤σSd_HL_1 σRd
Sezione 3
≔NSd_HL_3 =NHL 218.2 kN
≔h3_HL 121.6 mm
≔An_HL_3 =⋅⎛⎝ -h3_HL df
⎞⎠ sf 21.32 cm2
≔Sx0_3 =-⋅⎛⎝ ⋅h3_HL sf
⎞⎠ ――
h3_HL
2
⋅⎛⎝ ⋅df sf
⎞⎠ e2_cs 137.366 cm3
≔YG_3 =―――
Sx0_3
An_HL_3
64.43 mm ≔e =-YG_3 e2_cs 29.43 mm
≔M =⋅NSd_HL_3 e 6.422 ⋅kN m
≔Ix_3 =-
⎛
⎜
⎜⎝
+――――
⎛
⎝ ⋅sf h3_HL
3 ⎞
⎠
12
⋅⎛⎝ ⋅h3_HL sf
⎞⎠
⎛
⎜
⎝
-YG_3 ――
h3_HL
2
⎞
⎟
⎠
2 ⎞
⎟
⎟⎠
⎛
⎜
⎝
+―――
⎛
⎝ ⋅sf df
3 ⎞
⎠
12
⋅⋅sf df e2
⎞
⎟
⎠
276.333 cm4
≔σSd_HL_1 =+―――
NSd_HL_3
An_HL_3
⋅――
M
Ix_3
YG_3 252.075 MPa ≤σSd_HL_1 σRd
Montante MN
pag. 27

Montante MN
≔NMN 26.06 kN ≔sf 20 mm Spessore fazzoletto
=pm 3 cm ≔df 11 mm
≔fyk 275 MPa =γM0 1.05
≔σRd =――
fyk
γM0
261.905 MPa
Sezione 1
≔NSd_MN_1 =⋅―
2
3
NMN 17.373 kN
≔h1_MN =⋅⋅2 pm tan((30 °)) 34.641 mm
≔An_MN =⋅⎛⎝ -h1_MN df
⎞⎠ sf 4.728 cm2
≔σSd_MN_1 =―――
NSd_MN_1
An_MN
Sezione 2
pag. 28

Sezione 2
≔NSd_MN_2 =NMN 26.06 kN
≔h2_MN =⋅⋅⋅2 2 pm tan((30 °)) 69.282 mm
≔An_MN =⋅⎛⎝ -h2_MN df
⎞⎠ sf 11.656 cm2
≔σSd_MN_2 =―――
NSd_MN_2
An_MN
COLONNE
pag. 29

pag. 30
COLONNE
Considero uno schema statico composto da due mensole collegate in testa da un pendolo.
La linea di influenza di ogni colonna è pari a L1_long
carico orizzontale per unità di lunghezza agente sulla colonna
sopravento verso l'interno
carico orizzontale per unità di lunghezza agente sulla
colonna sottovento verso l'esterno
l'area della sezione del pendolo si considera come la somma dell'area della sezione del
corrente
superiore e di quella del corrente inferiore.
La rigidezza del pendolo è dunque

pag. 31
Dimensionamento colonne
Carichi orizzontali di progetto:
Parete verticale sopravento:
a) Solo neve
b) Neve dominante
Dimensiono le colonne considerandole come semplici mensole incastrate alla base,
ignorando in questa fase la presenza del pendolo.
Scelgo un profilo HE 300 B
Combinazioni di carico utilizzate per la verifica delle colonne
a) q= SLU
b) q= + SLU
c) q= + SLU
d) q= + SLE

pag. 32
Risoluzione dello schema iperstatico
c) Vento dominante
d) Deformabilità
Parete verticale sottovento:
a) Solo neve
b) Neve dominante
c) Vento dominante
d) Deformabilità

pag. 33
Combinazione Q1 (kN/m) Q2 (kN/m) X (kN)
a 0 0 0
b 5.408 3.985 2.128
c 9.013 6.641 3.547
d 6.01 4.428 2.366
Verifica SLU
In fase di dimensionamento sono stati trascurati i carichi verticali gravanti sulle colonne e la
reazione del pendolo.
In fase di verifica andranno considerati anche questi contributi:
• peso proprio profilo adottato ;
• carico orizzontale trasmesso dalla capriata X;
• carichi distribuiti orizzontali;
• forza assiale verticale trasmessa dalla capriata R.
Combinazioni di carico allo SLU:
a) Solo neve

pag. 34
Combinazione R (kN) Q1 (kN/m) X (kN) G (kN/m)
a 54.57 0 0 1.17
b 70.6 5.408 2.128 1.17
c 63.08 9.013 3.547 1.17
Verifica di stabilità a pressoflessione
b) Neve dominante:
c) Vento dominante verso il basso:
Classe 1 Acciaio S275
=
=
Fattore di imperfezione per profili HE
= =
=
Nel piano del telaio, direzione z.
Fuori piano, direzione y (ortogonalmente al telaio)
Instabilità nel piano del telaio

pag. 35
La condizione più gravosa è quella nel piano del telaio.
a) Solo neve
Instabilità fuori piano

pag. 36
b) Neve dominante
c) Vento dominante

pag. 37
Verifiche di resistenza
a) Solo neve
a) Neve dominante
a) Vento dominante

Verifica SLE
=q1_sle 6.01 ――
kN
m
≔Xsle 2.366 kN
≔δtesta =-―――――
⋅q1_sle Hnetto
4
⋅⋅8 E Jc_y
――――
⋅Xsle Hnetto
3
⋅⋅3 E Jc_y
5.06 cm ≔δamm =――
Hnetto
150
5.33 cm
Dimensionamento e verifica flangia di nodo trave-colonna
Sciegliamo dei bulloni M14 classe 5.6
≔fub 500 MPa ≔ϕ14 14 mm ≔Abr ⋅0.8 ―――
⋅π ϕ14
2
4
≔NEd 86.85 kN sforzo normale massimo in modulo agente sulla colonna.
＝VEd_b ――
NEd
nb
≔VRd_b =――――
⋅⋅0.6 fub Abr
γM2
29.556 kN ≔nb =――
NEd
VRd_b
3
Scegliamo ≔nb 6 ≔VEd_b =――
NEd
nb
14.475 kN
Per effetto dell'eccentricità dello sforzo normale, applicato nel baricentro della colonna, si
crea un momento al nodo che genera uno sforzo di trazione sui bulloni.
≔nbf 2 numero di bulloni per fila
≔M =⋅NEd ―
hc
2
13.028 ⋅kN m
≔p 6 cm passo tra i bullini
≔d1 6 cm distanza tra il bordo della piastra e il bullone
≔d2 =+d1 p 12 cm ≔d3 =+d2 p 18 cm
≔Ft_max =―――――
⋅M d3
++d1
2
d2
2
d3
2
46.527 kN forza massima di trazione su una fila
≔Ft_max_b =―――
Ft_max
nbf
23.263 kN Forza massima di trazione su un bullone
≔Ft_Rd =――――
⋅⋅0.9 fub Abr
1.25
44.334 kN Forza resistente di trazione
=+――
VEd_b
VRd_b
――――
Ft_max_b
⋅1.4 Ft_Rd
0.865 Verifica a taglio più trazione
pag. 38

=Fb_Rd ―――――
γM2
≤――
Fb_Ed
Fb_Rd
1
Spessore flangia ≔tp 1 cm
≔e1 6 cm ≔e2 4 cm
≔Fb_Ed_d =VEd_b 14.475 kN
≔df 15 mm ≔k 2.5 ≔α 1 ≔ftk 430 MPa
≔Fb_Rd_d =―――――
⋅⋅⋅⋅k α ftk ϕ14 tp
γM2
120.4 kN =―――
Fb_Ed_d
Fb_Rd_d
0.12
pag. 39

pag. 40
CONTROVENTI DI FALDA
Schema statico controvento di falda:
Lo schema statico di riferimento è quello di una travatura reticolare a correnti paralleli caricata nei
nodi in cui viene trascurato il contributo resistente dei diagonali compressi. Le forze nodali sono
dovute alla pressione del vento che viene scaricata in corrispondenza dei nodi della travatura per
effetto dei pilastrini di facciata.
Nomenclatura nodi controvento di falda: Schema statico pilastrini di facciata:

pag. 41
Dimensionamento controvento di falda
ASTA NEd (kN)
Arcarecci Compressione
AB -67.6
CD -60.84
EF -47.32
GH -33.8
IL -20.28
MN -13.52
Corrente superiore capriata 1 Trazione
AC 0
CE 24.34
EG 43.26
GI 56.78
IM 64.9
Corrente superiore capriata 2 Compressione
BD -24.34
DF -43.26
FH -56.78
HL -64.9
LN -67.6
Controvento Trazione
BC 65.53
DE 50.97
FG 36.4
HI 21.84
LM 7.28
Scelgo un profilo L 40x40x5
altezza del pilastrino di facciata più alto
interasse tra i pilastrini di facciata

Verifica controvento di falda
Unione arcareccio controvento di falda
≔NEd_cf 65.53 kN
≔db 12 mm ≔df 13 mm ≔ftb 800 ――
N
mm2
≔Ab =―――
⋅π db
2
4
113 mm2
≔Ares =⋅0.8 Ab 90 mm2
≔nr 1
≔nb =―――――
⋅γM2 NEd_cf
⋅⋅⋅0.6 ftb nr Ares
1.886 ≔nb_cf 2
≔e1_cf 40 mm ≔e2_m =――
h40
2
20 mm ≔pcf 5 cm ≔tcf 5 mm
≔ey_cf 11.6 mm distanza tra l'asse baricentrico e l'estremo superiore del profilo
≔ecf =--h40 ey_m e2_m 8.4 mm
≔MEd_cf =⋅NEd_cf ecf 0.55 ⋅kN m
pag. 42

≔ecf =--h40 ey_m e2_m 8.4 mm
≔MEd_cf =⋅NEd_cf ecf 0.55 ⋅kN m
Verifica a taglio
≔Fv_Ed_cf =⋅―
1
nr
‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾2
+
⎛
⎜
⎝
―――
NEd_cf
nb_cf
⎞
⎟
⎠
2
⎛
⎜
⎝
―――
MEd_cf
pcf
⎞
⎟
⎠
2
34.565 kN
≔Fv_Rd_cf =――――
⋅⋅0.6 ftb Ab
γM2
43.429 kN =―――
Fv_Ed_cf
Fv_Rd_cf
0.796
=Fb_Rd ―――――
γM2
≔ftk 430 MPa
≤――
Fb_Ed
Fb_Rd
1
≔Fb_Ed_cf =Fv_Ed_cf 34.565 kN
=k min
⎛
⎜
⎝
-―――
⋅2.8 e2
df
1.7 ;2.5
⎞
⎟
⎠ ≔k 2.5
=α min
⎛
⎜
⎝
――
e1
⋅3 df
; ―
ftb
ftk
;1
⎞
⎟
⎠ ≔α 1
≔Fb_Rd_cf =―――――
⋅⋅⋅⋅k α ftk db tcf
γM2
51.6 kN =―――
Fb_Ed_cf
Fb_Rd_cf
0.67
Verifica a trazione
≔A2_cf 175 mm2
≔A1_cf 135 mm2
≔ANET =+A1_cf
⎛⎝A2_cf
⎞⎠ 310 mm2
=fyk 275 MPa =ftk 430 MPa
≔NplRd =―――
⋅Acf fyk
γM0
99.262 kN ≔NuRd =―――――
⋅⋅0.9 ANET ftk
γM2
95.976 kN
≔NRd_cf =min⎛⎝ ,NplRd NuRd
⎞⎠ 95.976 kN =―――
NEd_cf
NRd_cf
0.683
Dimensionamento e verifica pilastrini di facciata
pag. 43

pag. 44
Dimensionamento e verifica pilastrini di facciata
Verifica a flessione
CONTROVENTI LONGITUDINALI
Schema di riferimento nel piano laterale del capannone:
Considerando il pilastrino più alto della facciata soggetto al carico distribuito orizzontale
Scelgo un HE140B classe 1
Verifica a taglio

pag. 45
Determinata la reazione R come la forza trasferita dal controvento di falda, questa verrà trasmessa
in fondazione dal controvento longitudinale. In quanto la parete sottovento è soggetta ad
un'azione minore la reazione R viene dimezzata.
Trascurando la presenza del diagonale compresso lo schema statico può essere ridotto ad un arco
a tre cerniere.
sollecitazione di trazione del controvento longitudinale
Scelgo un profilo UPN 40x35

Verifica controventi longitudinali
≔db 12 mm ≔df 13 mm ≔ftb 600 ――
N
mm2
≔Ab =―――
⋅π db
2
4
113 mm2
≔Ares =⋅0.8 Ab 90 mm2
≔nr 1
≔nb =―――――
⋅γM2 NCL
⋅⋅⋅0.6 ftb nr Ares
0.837 ≔nb_cl 2 ≔pcl 5 cm
Verifica a taglio bullonatura
≔Fv_Ed_cl =――
NCL
nb_cl
10.91 kN ≔Fv_Rd_cl =――――
⋅⋅0.6 ftb Ab
γM2
32.572 kN =―――
Fv_Ed_cl
Fv_Rd_cl
0.335
=Fb_Rd ―――――
γM2
≔ftk 430 MPa≤――
Fb_Ed
Fb_Rd
1
≔Fb_Ed_cf =Fv_Ed_cf 34.565 kN
Verifica a trazione
≔A2_cl =⋅⋅2 ⎛⎝ -bcl tw_cl
⎞⎠ tf_cl 420 mm2
≔A1_cl =-⋅hcl tw_cl ⋅tw_cl df 135 mm2
≔ANET =+A1_cl
⎛⎝A2_cl
⎞⎠ 555 mm2
=fyk 275 MPa =ftk 430 MPa
≔NplRd =―――
⋅Acl fyk
γM0
162.643 kN ≔NuRd =―――――
⋅⋅0.9 ANET ftk
γM2
171.828 kN
≔NRd_cl =min⎛⎝ ,NplRd NuRd
⎞⎠ 162.643 kN =―――
NCL
NRd_cl
0.134
pag. 46

pag. 47
Controvento longitudinale interno
Procedendo come con il controvento longitudinale, dimensiono il controvento longitudinale interno
che riduce la lunghezza libera di inflessione del corrente inferiore compresso. È necessario
triangolare i punti inferiori con quelli superiori per ogni montante.
sollecitazione di trazione del controvento longitudinale
Scelgo un profilo UPN 40x35

SISTEMA DI FONDAZIONE
Plinto in CLS 25/30
≔Rck 30 MPa ≔fck 25 MPa ≔γC 1.5 ≔αc 0.85
≔fcd =⋅αc ――
fck
γC
14.167 MPa
Piastra di diffusione in acciaio S450
≔Lp =⋅2 hc 60 cm ≔fy_p 440 MPa
Dimensionamento Tirafondi
Classe tirafondi 6.8 ≔fy_tir 480 MPa ≔γs 1.15
≔fyd_tir =――
fy_tir
γs
417.391 MPa
Consideriamo una sezione di clc delle dimensioni della piastra:
≔Bcls 60 cm ≔Hcls 60 cm ≔δ 5 cm copriferro
≔d =-Hcls δ 55 cm
Dalla combinazione con vento dominante si ottiene il massimo momento sollecitante la
base della colonna
≔MSd ⋅260 kN m ≔As =―――――
MSd
⋅⋅0.9 d fyd_tir
12.584 cm2
Utilizzando dei tirafondi ≔ϕ24 24 mm ≔Aϕ24 =⋅π ――
ϕ24
2
4
452.389 mm2
≔ntir =――
As
Aϕ24
2.782 ≔ntir 3
≔As =⋅ntir Aϕ24
⎛⎝ ⋅1.357 103 ⎞⎠ mm2
≔A's =As
⎛⎝ ⋅1.357 103 ⎞⎠ mm2
Verifica sezione calcestruzzo presso/tenso inflessa
(utilizzando il software "VcaSLU")
=fcd 14.167 MPa =Hcls 60 cm =Bcls 60 cm =δ 5 cm =d 55 cm
=As 13.572 cm2
=A's 13.572 cm2
=fyd_tir 417.391 MPa
≔Es 210000 MPa
pag. 48

≔Es 210000 MPa
Combinazione neve dominante:
≔NEd -80 kN ≔MEd ⋅156 kN m ≔MRd ⋅313.5 kN m =――
MEd
MRd
0.498
Combinazione vento dominante, verso il basso:
≔NEd -73 kN ≔MEd ⋅260 kN m ≔MRd ⋅311.8 kN m =――
MEd
MRd
0.834
Combinazione vento dominante, verso l'alto, sezione tensoinflessa:
≔NEd 78 kN ≔MEd ⋅260 kN m ≔MRd ⋅274 kN m =――
MEd
MRd
0.949
Lunghezza di ancoraggio dei tirafondi
≔fctm ⋅0.3 ‾‾‾‾3
fck
2
≔fctk ⋅0.7 fctm ≔η 1 ≔fbk ⋅⋅2.25 η fctk
≔fbd ――
fbk
γC
≔fbd 2.69 MPa ≔Lanc =――――
⎛⎝ ⋅fyd_tir ϕ24
⎞⎠
⋅4 fbd
93 cm
Dimensionamento piastra di base (combinazione vento dominante, verso il basso)
Schema 1
pag. 49

Schema 1
≔L1 15 cm
≔Ns =⋅fyd_tir As 566.47 kN ≔V1Ed =Ns 566.47 kN
≔M1Ed =⋅Ns
⎛⎝ -L1 δ⎞⎠ 56.647 ⋅kN m
Schema 2
≔L2 15 cm ≔σ'sy 151.3 MPa ≔x 6.3 cm ≔N's =⋅σ'sy A's 205.3 kN
≔Ncls =⋅⋅⋅fcd 0.8 x Bcls 428.4 kN ≔V2Ed =+N's Ncls 633.7 kN
≔M2Ed =+⋅N's
⎛⎝ -L2 δ⎞⎠ ⋅Ncls
⎛⎝ -L2 ⋅0.4 x⎞⎠ 74 ⋅kN m
Schema 1
≔τ ―――
fy_p
⋅‾‾3 γM0
≔tp =―――――
⋅⋅V1Ed
‾‾3 γM0
⋅fy_p Lp
4 mm per taglio
≔tp =
‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾2
―――――
⋅⋅6 M1Ed γM0
⋅Lp fy_p
37 mm per flessione
Schema 2
≔τ ―――
fy_p
⋅‾‾3 γM0
≔tp =―――――
⋅⋅V2Ed
‾‾3 γM0
⋅fy_p Lp
4 mm per taglio
≔tp =
‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾2
―――――
⋅⋅6 M2Ed γM0
⋅Lp fy_p
42 mm
≔tp 5 cm
per flessione
Spessore della piastra dimensionato.
Verifica piastra con irrigidimenti
Caso di pressoflessione, combinazione con vento dominante, verso il basso.
Adottiamo i due schemi di carico precedenti
=V1Ed 566 kN =M1Ed 57 ⋅kN m
=V2Ed 634 kN =M2Ed 74 ⋅kN m
pag. 50

=M2Ed 74 ⋅kN m=V2Ed 634 kN
Si effettua una prima verifica considerando che gli irrigidimenti lavorino solo a taglio e la
piastra solo a flessione.
Taglio sugli irrigidimenti:
≔Lc 15 cm ≔tc 2 cm ≔Ai =⋅Lc tc 30 cm2
≔τRd =―――
fy_p
⋅‾‾3 γM0
241.937 MPa
≔τ1Ed =――
V1Ed
⋅2 Ai
94 MPa ≔τ2Ed =――
V2Ed
⋅2 Ai
106 MPa
Flessione sulla piastra indebolita dai fori:
≔ϕf_tir =+ϕ24 1 mm 25 mm diametro del foro
≔Ix =
⎛
⎜
⎝
-―――
⋅Lp tp
3
12
⋅3
⎛
⎜
⎝
――――
⋅ϕf_tir tp
3
12
⎞
⎟
⎠
⎞
⎟
⎠
546.9 cm4
≔yG ―
tp
2
≔σRd =――
fy_p
γM0
419 MPa
≔σ1Ed =⋅――
M1Ed
Ix
yG 258.958 MPa ≔σ2Ed =⋅――
M2Ed
Ix
yG 338 MPa
≔σid =‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾+σ2Ed
2
⋅3 τ2Ed
2
385 MPa =――
σid
σRd
0.918
Si effettua una seconda verifica considerando la distribuzione delle tensioni normali
sull'intera sezione, in primo luogo senza considerare i fori nella piastra.
pag. 51

Si effettua una seconda verifica considerando la distribuzione delle tensioni normali
sull'intera sezione, in primo luogo senza considerare i fori nella piastra.
≔Atot =+⋅tp Lp ⋅2 tc Lc 360 cm2
≔Sbase =+⋅⋅tp Lp ―
tp
2
⋅⋅⋅2 tc Lc
⎛
⎜
⎝
+tp ―
Lc
2
⎞
⎟
⎠
⎛⎝ ⋅1.5 103 ⎞⎠ cm3
≔yG =――
Sbase
Atot
4.167 cm ≔ymax =-+tp Lc yG 15.833 cm
≔Ix =++―――
⋅Lp tp
3
12
⋅⋅tp Lp
⎛
⎜
⎝
-yG ―
tp
2
⎞
⎟
⎠
2
⋅2
⎛
⎜
⎜⎝
+―――
⋅tc Lc
3
12
⋅⋅tc Lc
⎛
⎜
⎝
-+―
Lc
2
tp yG
⎞
⎟
⎠
2 ⎞
⎟
⎟⎠
⎛⎝ ⋅6.75 103 ⎞⎠ cm4
≔τ2Ed =――
V2Ed
⋅2 Ai
106 MPa Taglio solo sugli irrigidimenti
≔σ2Ed =⋅――
M2Ed
Ix
ymax 173.576 MPa Tensione normale massima
≔σid =‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾+σ2Ed
2
⋅3 τ2Ed
2
252 MPa =――
σid
σRd
0.602
Verifica sull'intera sezione, considerando la sezione indebolita della piastra.
Utilizzando gli irrigidimenti si può diminuire lo spessore della piastra
≔tp 3 cm spessore della piastra di base ridotto
≔Apiastra -⋅tp Lp
⎛⎝ ⋅⋅3 ϕf_tir tp
⎞⎠ ≔Ac ⋅2 tc Lc
pag. 52

≔Apiastra -⋅tp Lp
⎛⎝ ⋅⋅3 ϕf_tir tp
⎞⎠ ≔Ac ⋅2 tc Lc
≔Atot =+Apiastra Ac 217.5 cm2
≔Sbase =+⋅Apiastra ―
tp
2
⋅⋅⋅2 tc Lc
⎛
⎜
⎝
+tp ―
Lc
2
⎞
⎟
⎠
866.25 cm3
≔yg =――
Sbase
Atot
3.983 cm
≔Ix +-+―――
⋅Lp tp
3
12
⋅⋅tp Lp
⎛
⎜
⎝
-yG ―
tp
2
⎞
⎟
⎠
2
⋅3
⎛
⎜
⎜⎝
+――――
⋅ϕf_tir tp
3
12
⋅⋅ϕf_tir tp
⎛
⎜
⎝
-yG ―
tp
2
⎞
⎟
⎠
2 ⎞
⎟
⎟⎠
⋅2
⎛
⎜
⎜⎝
+―――
⋅tc Lc
3
12
⋅⋅tc Lc
⎛
⎜
⎝
-+―
Lc
2
tp yG
⎞
⎟
⎠
2 ⎞
⎟
⎟⎠
=Ix
⎛⎝ ⋅4.77 103 ⎞⎠ cm4
≔τ2Ed =――
V2Ed
⋅2 Ai
106 MPa Taglio solo sugli irrigidimenti
≔σ2Ed =⋅――
M2Ed
Ix
ymax 245.637 MPa Tensione normale massima
≔σid =‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾+σ2Ed
2
⋅3 τ2Ed
2
306 MPa =――
σid
σRd
0.731
Saldature tra costole e piastra di base
Saldature a cordone d'angolo
pag. 53

Saldature a cordone d'angolo
≔Fs =⋅⋅⋅τ2Ed 2 tc Lp
⎛⎝ ⋅3 103 ⎞⎠ kN ≔agola =―――
tc
⋅2 ‾‾2
0.707 cm
≔ssald =⋅agola
‾‾2 1 cm spessore della saldatura
≔hHE 30 cm ≔Agola =+⋅⋅4 ⎛⎝ -Lp hHE
⎞⎠ agola ⋅⋅2 Lp agola 169.706 cm2
≔τ∥_s =――
Fs
Agola
149 MPa
≔β1 0.62 per acciaio S450 dalla tabella 4.2.XIX NTC2018
≔τRd_s =⋅fy_p β1 272.8 MPa ≤τ∥_s ⋅fy_p β1
Saldature tra piatra di base e colonna
Considero le sollecitazioni massime agenti alla base della colonna
≔MEd_s ⋅260 kN m ≔NEd_s 80 kN ≔VEd_s 68.5 kN
Si ipotizza in fase di dimensionamento che l'anima assorba solo il taglio e le ali solo
il momento flettente
Proprietà della colonna:
pag. 54

Proprietà della colonna:
≔rc 27 mm ≔tc_f 19 mm ≔tc_w 11 mm ≔hprof 300 mm ≔bprof 300 mm
≔d =--hprof ⋅2 tc_f ⋅2 rc 208 mm ≔b' =-―
bc
2
――
tc_w
2
144.5 mm
≔fyk 275 MPa acciao della colonna
Cordoni d'anima
Considerando le sezioni di gola (di ampiezza ) dei cordoni d'anima ribaltate sul pianoa2
della piastra di diffusione. Per effetto del taglio queste saranno sollecitate daVEd τ∥
＝τ∥_s ―――
VEd_s
⋅⋅2 a2 d
≔d --hprof 2 tc_f 2 rc ≔τ∥_s ⋅β1 fyk
≔β1 0.7 ≔β2 0.85 per acciaio S275 dalla tabella 4.2.XIX NTC2018
≔a2 =――――
VEd_s
⋅⋅⋅2 fyk d β1
0.086 cm
La normativa impone che per la sezione di gola siano rispettati i limiti:
≤≤――
tc_w
2 ‾‾
2
2
a2 ――
tc_w
‾‾
2
2
=――
tc_w
2 ‾‾
2
2
4 mm =――
tc_w
‾‾
2
2
8 mm
≔a2 4 mm a cui corrisponde uno spessore del cordone d'anima:
≔s2 =⋅a2
‾‾2 5.7 mm
Cordoni d'ala
Trascuro i cordoni interni di lunghezza b', a vantaggio di sicurezza. Il momento flettente
agente sulle sezioni di gola (di amiezza a1) ribaltate sul piano della piastra, provoca delle
tensioni normali all'asse dei cordoni
＝MEd_s ⋅⋅⋅nort a1 bprof
⎛⎝ +hprof a1
⎞⎠ ＝nort ―――――――
MEd_s
⋅⋅a1 bprof
⎛⎝ +hprof a1
⎞⎠
≔nort ⋅β1 fyk
da cui deriva l'equazione di secondo grado:
-+a1
2
⎛⎝ ⋅⋅bprof β1 fyk
⎞⎠ a1
⎛⎝ ⋅⋅⋅bprof hprof β1 fyk
⎞⎠ MEd_s ≔a1 1.5 cm ≔s1 =⋅a1
‾‾2 2.1 cm
pag. 55

Verifica della saldatura tra piastra di base e colonna
≔As =++⋅⋅2 a1 bprof ⋅⋅4 a1 b' ⋅⋅2 a2 d 193.34 cm2
area della saldatura.
Il taglio fa nascere le tensioni:VEd
1) sui cordoni d'ala;τort
2) sui cordoni d'anima.τ∥
≔τ∥ =――
VEd_s
As
3.543 MPa ≔τort τ∥
Per effetto di MEd e NEd nascono delle tensioni normali;
＝nort_1 +nort_N nort_M (1) Ala
＝nort_2 +nort_N nort_M (2) Anima
≔nort_N =――
NEd_s
As
4.138 MPa tensioni date dallo sforzo normale.
Per le tensioni che nascono dal occorre valutare il momento d'inerzia della seioneMEd
della saldatura:
≔Ix_s =++2 ―――
⋅a2 d3
12
4
⎛
⎜
⎜⎝
+―――
⋅b' a1
3
12
⎛
⎜
⎝
--――
hprof
2
tc_f ―
a1
2
⎞
⎟
⎠
2
⎛⎝ ⋅a1 b'⎞⎠
⎞
⎟
⎟⎠
2
⎛
⎜
⎜⎝
+――――
⋅bprof a1
3
12
a1 ――
bprof
4
⎛⎝ +a1 hprof
⎞⎠
2 ⎞
⎟
⎟⎠
36182 cm4
≔nort_M_1 =⋅――
MEd_s
Ix_s
⎛
⎜
⎝
+――
hprof
2
a1
⎞
⎟
⎠
118.6 MPa ≔nort_M_2 =⋅――
MEd_s
Ix_s
―
d
2
74.7 MPa
≔nort_1 +nort_N nort_M_1 ≔nort_2 +nort_N nort_M_2
Verifica sui cordoni d'ala (1):
pag. 56

Verifica sui cordoni d'ala (1):
=‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾⎛
⎝ +nort_1
2
τort
2 ⎞
⎠ 122.755 MPa =⋅β1 fyk 192.5 MPa =β1 0.7
=+||nort_1
|| ||τort
|| 126.247 MPa =⋅β2 fyk 233.75 MPa =β2 0.85
Verifica sui cordoni d'anima (2):
=‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾‾⎛
⎝ +nort_2
2
τ∥
2 ⎞
⎠ 78.95 MPa =⋅β1 fyk 192.5 MPa =β1 0.7
=||nort_2
|| 78.87 MPa =⋅β2 fyk 233.75 MPa =β2 0.85
pag. 57

5000 5000 5000 5000 5000 5000 5000
2000200020002000200020002000200020002000
20m
35m
5000 5000 5000 5000 5000 5000 5000
9000
1000
Arcarecci IPE 140
L 40x40x5
UPN 40x35
01.Logo_Tor_Vergata-1.png
Università degli Studi di Roma "Tor Vergata"
Complementi di Tecnica delle Costruzioni
Anno Accademico 2019/2020
Docente: Prof. Ing. Alberto Meda
Pianta copertura
Sezione longitudinale
Prospetto laterale
Sezione frontale
Scala 1:200
8000
1000
20 m
1000
2000
2010
6°
10 m
5000 5000 5000 5000 5000 5000 5000
Controvento longitudinale interno

HE 300 B
L40x40x5
L 70x70x7
L 70x70x7
L 70x70x7
L 70x70x7
L 70x70x7
L40x40x5
L
70x70x7
BULLONATURA CORRENTE SUPERIORE
M14 6.8
2 L 70 x 70 x 7
e1
e2
p
02.Logo_Tor_Vergata-1.png
Università degli Studi di Roma "Tor Vergata"
Complementi di Tecnica delle Costruzioni
Anno Accademico 2019/2020
Docente: Prof. Ing. Alberto Meda
Capriata
z
y
2000 mm
Scala 1:30
Bullonature
Profilo HEB 300
Scala 1:5
Scala 1:10
M14 6.8
2 L 70 x 70 x 7
e1
e2
p
BULLONATURA CORRENTE INFERIORE
BULLONATURA DIAGONALE
M14 6.8
e1
e2
p
M10 6.8 e1
e2
p
2 L 70 x 70 x 7
BULLONATURA MONTANTE
2 L 40 x 40 x 5
M14 5.6
60
240
226
FLANGIA NODO TRAVE COLONNA
50 5050 50
60
60
60
20

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