10.1 Verifica del corrente superiore

(1)

ricavate dalla combinazione U2_Neve1_T-25 relativa agli stati limite ultimi. M_{S1_33}:= 5088 N⋅ m⋅

T_{S1_33}:= 931 N⋅ S_{S1_33}:= −450403⋅N

Dall' analisi elastica eseguita con il programma di calcolo, si ricavano le seguenti caratteristiche di sollecitazione massime:

10.1.2 Caratteristiche della sollecitazione

i_{c_s} = 68 mm i_{c_s} Jc_s A_{c_s} := Raggi d'inerzia: J_{c_s} = 2.23×10−5m4 J_{c_s} π φc_s 4 φ_i4 −

(

)

⋅ 64 :=

Momenti principali d' inerzia:

A_{c_s} = 5×10−3m2 A_{c_s} π φc_s 2 φ_i2 −

(

)

⋅ 4 := Area: φ_i = 184 mm φ_i := φ_{c_s}−2 s⋅ _{c_s} Diametro interno: s_{c_s}:= 8 mm⋅ Spessore: φ_{c_s}:= 200 mm⋅ Diametro esterno:

10.1.1 Caratteristiche geometriche della sezione

I correnti superiori sono realizzati con profili tubolari φ 200/8

10.1 Verifica del corrente superiore

Per ogni elemento eseguiremo le verifiche allo stato limite ultimo elastico e allo stato limite ultimo di stabilità sia locale che globale.

(2)

1- verifica soddisfatta σ_id ≤ f_d = 1 con σ_id 93 N mm2 = σ_id SS1_33 A_{c_s}

⎛

⎜

⎝

⎞

⎠

2 3 τ π 2

⎛⎜

⎝

⎞

⎠

⎛⎜

⎝

⎞

⎠

2 ⋅ + := Tensioni ideali τ π 2

⎛⎜

⎝

⎞

⎠

0.018 N mm2 = τ θ

( )

S

( )

θ ⋅TS1_33 J_{c_s}⋅s_{c_s} := S π 2

⎛⎜

⎝

⎞

⎠

3.41 cm 3 = S

( )

θ θ 2 r 2 r_i2 −

(

)

⋅ r−ri 2 cos θ 2

⎛⎜

⎝

⎞

⎠

⋅

⎛

⎜

⎝

⎞

⎠

⋅

⎡

⎢

⎣

⎤

⎥

⎦

:= Momento statico: r_i = 92 mm r_i φi 2 := Raggio esterno: r = 100 mm r φc_s 2 := Raggio esterno: Tensioni tangenziali

0- verifica non soddisfatta 1- verifica soddisfatta σ_r ≤ f_d = 1 con σ_r 116 N mm2 = σ_r SS1_33 A_{c_s} M_{S1_33} J_{c_s} φ_{c_s} 2 ⋅ + := Tensioni normali 10.1.2.1 Verifiche di resistenza

(3)

0- verifica non soddisfatta 1- verifica soddisfatta σ_z ≤ f_d = 1 con σ_z 118 N mm2 = σ_z ω S⋅ S1_33 A_{c_s} M_{S1_33} ψ W⋅ 1 SS1_33 N_cr −

⎛

⎜

⎝

⎞

⎠

⋅ + := W = 2×105mm3 W Jc_s r := Modulo di resistenza: N_cr = 1×107N N_cr π 2 E ⋅ J⋅ _{c_s} l₀2 :=

Sforzo normale di Eulero:

ψ := 1 Fattore di forma:

Abbiamo che il momento flettente si può pensare costante lungo l' asta quindi per quanto detto nel punto 7.4.1 della c.n.r. 10011-85, si ha che:

ω := 1.03 e dalla tabella 7-IIIa della circolare CNR 10011-85 si ricava:

0- verifica non soddisfatta 1- verifica soddisfatta λ_y ≤ λ_max = 1

con λ_max:= 200

Snellezza massima per le membrature principali:

λ_y = 27 λ_y β l⋅ 0

i_{c_s} := Snellezza nel piano z-y:

Distanza tra un diagonale e l' altro: l0 := 1847 mm⋅ β := 1

Nel piano z-y i vincoli possono assimilarsi a cerniere:

(4)

0- verifica non soddisfatta 1- verifica soddisfatta σ_z ≤ f_d = 1 con σ_z 127 N mm2 = σ_z ω S⋅ S1_33 A_{c_s} M_{S1_33} ψ W⋅ 1 SS1_33 N_cr −

⎛

⎜

⎝

⎞

⎠

⋅ + := W = 2×105mm3 W Jc_s r := Modulo di resistenza: N_cr = 3×106N N_cr π 2 E ⋅ J⋅ _{c_s} l₁2 :=

λ_x = 54 λ_x β l⋅ 1

i_{c_s} := Snellezza nel piano z-x:

Distanza tra un controvento e il successivo: l1 := 3694 mm⋅ β := 1

Nel piano z-x i vincoli possono assimilarsi a cerniere:

10.1.2.3 Verifica di stabilità del corrente nel piano normale a quello della capriata

(5)

r_i = 92 mm r_i φi 2 := Raggio esterno: r = 100 mm r φc_s 2 := Raggio esterno: Tensioni tangenziali

0- verifica non soddisfatta 1- verifica soddisfatta σ_r ≤ f_d = 1 con σ_r 178 N mm2 = σ_r SI1_20 A_{c_s} M_{I1_20} J_{c_s} φ_{c_s} 2 ⋅ + := Tensioni normali 10.2.2.1 Verifiche di resistenza

ricavate dalla combinazione U3_Neve1_T15 relativa agli stati limite ultimi. M_{I1_20} := 20145N m⋅

T_{I1_20} := −19770⋅N

S_{I1_20} := 422118N

Presentano le medesime caratteristiche geometriche dei correnti superiori. 10.2.1 Caratteristiche geometriche della sezione

I correnti inferiori sono realizzati con profili tubolari φ 200/8

(6)

Momento statico: S

( )

θ θ 2 r 2 r_i2 −

(

)

⎛⎜

⎝

⎞

⎠

⋅

⎛

⎜

⎝

⎞

⎠

⋅

⎡

⎢

⎣

⎤

⎥

⎦

:= S π 2

⎛⎜

⎝

⎞

⎠

3.41 cm 3 = τ θ

( )

S

( )

θ ⋅TI1_20 J_{c_s}⋅s_{c_s} := τ π 2

⎛⎜

⎝

⎞

⎠

−0.379 N mm2 = Tensioni ideali σ_id SI1_20 A_{c_s}

⎛

⎜

⎝

⎞

⎠

2 3 τ π 2

⎛⎜

⎝

⎞

⎠

⎛⎜

⎝

⎞

⎠

2 ⋅ + := σ_id 87 N mm2

= con σ_id ≤ f_d = 1 1- verifica soddisfatta

(7)

0- verifica non soddisfatta 1- verifica soddisfatta σ_z ≤ f_d = 1 con σ_z 184 N mm2 = σ_z ω S⋅ I1_20 A_{c_s} M_{I1_20} ψ W⋅ 1 SI1_20 N_cr −

⎛

⎜

⎝

⎞

⎠

⋅ + := W = 2×105mm3 W Jc_s r := Modulo di resistenza: N_cr = 1×107N N_cr π 2 E ⋅ J⋅ _{c_s} l₀2 :=

con λ_max:= 200

λ_y = 27 λ_y β l⋅ 0

i_{c_s} := Snellezza nel piano z-y:

Distanza tra un diagonale e l' altro: l0 := 1847 mm⋅ β := 1

Nel piano z-y i vincoli possono assimilarsi a cerniere:

(8)

0- verifica non soddisfatta 1- verifica soddisfatta σ_z ≤ f_d = 1 con σ_z 203 N mm2 = σ_z ω S⋅ I1_20 A_{c_s} M_{I1_20} ψ W⋅ 1 SI1_20 N_cr −

⎛

⎜

⎝

⎞

⎠

⋅ + := W = 2×105mm3 W Jc_s r := Modulo di resistenza: N_cr = 3×106N N_cr π 2 E ⋅ J⋅ _{c_s} l₁2 :=

λ_x = 54 λ_x β l⋅ 1

i_{c_s} := Snellezza nel piano z-x:

Distanza tra un controvento e il successivo: l1 := 3694 mm⋅ β := 1

Nel piano z-x i vincoli possono assimilarsi a cerniere:

10.2.2.3 Verifica di stabilità del corrente nel piano normale a quello della capriata

(9)

ricavate dalla combinazione U4_Neve1_T-25 relativa agli stati limite ultimi. M_{D1_10} := −549N m⋅

T_{D1_10} := 53 N⋅ S_{D1_10} := −80147⋅N

i_d = 30 mm i_d Jd A_d := Raggi d'inerzia: J_d = 1.001×10−6m4 J_d π φd 4 φ_i4 −

(

)

⋅ 64 :=

A_d = 1.08×10−3m2 A_d π φd 2 φ_i2 −

(

)

⋅ 4 := Area: φ_i = 82 mm φ_i := φ_d−2 s⋅ _d Diametro interno: s_d:= 4 mm⋅ Spessore: φ_d:= 90 mm⋅ Diametro esterno:

10.3.1 Caratteristiche geometriche della sezione I diagonali sono realizzati con profili tubolari φ 90/4

(10)

1- verifica soddisfatta σ_id ≤ f_d = 1 con σ_id 74 N mm2 = σ_id SD1_10 A_d

⎛

⎜

⎝

⎞

⎠

2 3 τ π 2

⎛⎜

⎝

⎞

⎠

⎛⎜

⎝

⎞

⎠

⎛⎜

⎝

⎞

⎠

5 10 3 − × N mm2 = τ θ

( )

S

( )

θ ⋅TD1_10 J_d⋅s_d := S π 2

⎛⎜

⎝

⎞

⎠

0.38 cm 3 = S

( )

θ θ 2 r 2 r_i2 −

(

)

⎛⎜

⎝

⎞

⎠

⋅

⎛

⎜

⎝

⎞

⎠

⋅

⎡

⎢

⎣

⎤

⎥

⎦

:= Momento statico: r_i = 41 mm r_i φi 2 := Raggio esterno: r = 45 mm r φd 2 := Raggio esterno: Tensioni tangenziali

0- verifica non soddisfatta 1- verifica soddisfatta σ_r ≤ f_d = 1 con σ_r 99 N mm2 = σ_r SD1_10 A_d M_{D1_10} J_d φ_d 2 ⋅ + := Tensioni normali 10.3.2.1 Verifiche di resistenza

(11)

0- verifica non soddisfatta 1- verifica soddisfatta σ_z ≤ f_d = 1 con σ_z 62 N mm2 = σ_z ω S⋅ D1_10 A_d M_{D1_10} ψ W⋅ 1 SS1_33 N_cr −

⎛

⎜

⎝

⎞

⎠

⋅ + := W = 2×104mm3 W Jd r := Modulo di resistenza: N_cr = 1×106N N_cr π 2 E ⋅ J⋅ _d l_d2 :=

con λ_max:= 200

λ_y = 43 λ_y β l⋅ d

i_d := Snellezza nel piano z-y:

Lunghezza del diagonale: ld := 1322 mm⋅

β := 1 Nel piano z-y i vincoli possono assimilarsi a cerniere:

(12)

T_{M1_1} := −52⋅N S_{M1_1} := −114000⋅N

i_m = 30 mm i_m Jm A_m := Raggi d'inerzia: J_m = 1.001×10−6m4 J_m π φm 4 φ_i4 −

(

)

⋅ 64 :=

A_m = 1.08×10−3m2 A_m π φm 2 φ_i2 −

(

)

⋅ 4 := Area: φ_i = 82 mm φ_i := φ_m−2 s⋅ _m Diametro interno: s_m := 4 mm⋅ Spessore: φ_m := 90 mm⋅ Diametro esterno:

Le aste di collegamento sono realizzate con profili tubolari φ 90/4

(13)

0- verifica non soddisfatta 1- verifica soddisfatta σ_id ≤ f_d = 1 con σ_id 105 N mm2 = σ_id SM1_1 A_m

⎛

⎜

⎝

⎞

⎠

2 3 τ π 2

⎛⎜

⎝

⎞

⎠

⎛⎜

⎝

⎞

⎠

⎛⎜

⎝

⎞

⎠

−5 10 3 − × N mm2 = τ θ

( )

S

( )

θ ⋅TM1_1 J_m⋅s_m := S π 2

⎛⎜

⎝

⎞

⎠

0.38 cm 3 = S

( )

θ θ 2 r 2 r_i2 −

(

)

⎛⎜

⎝

⎞

⎠

⋅

⎛

⎜

⎝

⎞

⎠

⋅

⎡

⎢

⎣

⎤

⎥

⎦

:= Momento statico: r_i = 41 mm r_i φi 2 := Raggio esterno: r = 45 mm r φm 2 := Raggio esterno: Tensioni tangenziali

0- verifica non soddisfatta 1- verifica soddisfatta σ_r ≤ f_d = 1 con σ_r 106 N mm2 = σ_r SM1_1 A_m M_{M1_1} J_m φ_m 2 ⋅ + := Tensioni normali 10.4.2.1 Verifiche di resistenza

(14)

σ_z ω S⋅ M1_1 A_m M_{M1_1} ψ W⋅ 1 SM1_1 N_cr −

⎛

⎜

⎝

⎞

⎠

⋅ + := W = 2×104mm3 W Jm r := Modulo di resistenza: N_cr = 2×106N N_cr π 2 E ⋅ J⋅ _m l_m2 :=

con λ_max:= 200

λ_y = 33 λ_y β l⋅ m

i_m := Snellezza nel piano z-y:

Lunghezza del diagonale: lm := 1000 mm⋅

β := 1 Nel piano z-y i vincoli possono assimilarsi a cerniere:

10.4.2.2 Verifica di stabilità locale delle aste di collegamento correnti superiori

(15)

i_{y_tot} = 65 cm i_{y_tot} Jtot

A_tot :=

Raggi d'inerzia totale:

J_tot = 609868 cm4 J_tot J_{s_tot} h 2

⎛⎜

⎝

⎞

⎠

2 A_{s_tot} ⋅ +

⎡

⎢

⎣

⎤

⎥

⎦

Jc_s h 2

⎛⎜

⎝

⎞

⎠

2 A_{c_s} ⋅ +

⎡

⎢

⎣

⎤

⎥

⎦

+ :=

Momento d' inerzia totale correnti:

J_{s_tot} = 245729 cm4 J_{s_tot} 2 J_{c_s} h 2

⎛⎜

⎝

⎞

⎠

2 A_{c_s} ⋅ +

⎡

⎢

⎣

⎤

⎥

⎦

⋅ :=

Momento d' inerzia totale correnti superiori:

A_tot = 0.014 m2 A_tot := 3 A⋅ _{c_s}

Area totale:

A_{s_tot} = 0.01 m2 A_{s_tot}:= 2 A⋅ _{c_s}

Area totale correnti superiori:

h:= 1000 mm⋅ Interasse tra i correnti superiori e inferiori:

l₁ := 1000 mm⋅ Interasse tra i due correnti superiori:

l₀ := 1847 mm⋅ Passo diagonali:

L:= 30000 mm⋅ Luce della capriata:

10.6.1 Caratteristiche geometriche dei due correnti considerati accoppiati

10.6 Verifica di stabilità globale della capriata

Questi sono realizzati con delle funi-chiuse. Per le loro caratteristiche vedi schede nel Par.3.3.3 .

(16)

0- verifica non soddisfatta 1- verifica soddisfatta σ_z ≤ f_d = 1 con σ_z 35 N mm2 = σ_z ω S⋅ S1_33 A_tot := S_{S1_33}:= −450403⋅N Lo sforzo normale massimo agente risulta:

λ_{y_eq} = 50 λ_{y_eq} λ_{y_tot}2 10 A⋅ tot ld

3 ⋅ A_d l0 2 ⋅ ⋅h2 + := Snellezza equivalente: λ_{y_tot} = 46 λ_{y_tot} β L⋅ i_{y_tot} := Snellezza totale: β := 1 I vincoli alle estremità della capriata possono assimilarsi a cerniere:

(17)

W_a Ja φ_a⋅2 := W_a = 3×10−4m3 Raggi d'inerzia: i_a Ja A_a := i_{c_s} = 68 mm

Per la determinazione del momento flettente agente sul piano YZ consideriamo pe l' arcareccio lo schema statico di trave semplicemente appoggiata, mentre

ricaviamo lo sforzo di compressione dall' analisi elastica eseguita con il programma di calcolo sul controvento di falda nel piano XY.

Lunghezza arcarecci: l_arc:= 7240 mm⋅

Interasse arcarecci: l_int := 1800 mm⋅

Carico permanente portato al metro lineare (peso copertura):

p_pan 30 10⋅ −5 N mm2 ⋅

:= P_pan := p_pan⋅l_int P_pan 0.54 N

mm =

Peso proprio arcareccio: p_arc 0.47 N

mm ⋅ :=

10.7 Verifica degli arcarecci

Gli arcarecci sono realizzati con profili tubolari φ200/10 10.7.1 Caratteristiche geometriche della sezione

Diametro esterno: φ_a:= 200 mm⋅ Spessore: s_a:= 10 mm⋅ Diametro interno: φ_i := φ_a−2 s⋅ _a φ_i = 180 mm Area: A_a π φa 2 φ_i2 −

(

)

⋅ 4 := A_a = 6×10−3m2

Momenti principali d' inerzia: J_a π φa

4 φ_i4 −

(

)

⋅ 64 := J_a = 3×10−5m4 Modulo di resistenza:

(18)

q ⋅l 2 q₂ 3.63 N mm = q₂:= q_p+1.5 p⋅ _{v_c} COMBINAZIONE 2: P₁ := 0 M₁ = 26248 N m⋅ M₁ q1 larc 2 ⋅ 8 := q₁ 4.01 N mm = q₁:= 1.4 q⋅ _p+1.5 q⋅ _n COMBINAZIONE 1: p_{v_f} = 14448 N p_{v_f} p 16.55⋅ ⋅mlint 2 := p 97 daN m2 ⋅ := Sovraccarico vento (vento frontale sull' arcareccio fino a 16.55m):

p_{v_c} 1.75 N mm = p_{v_c}:= p l⋅_int p 97 daN m2 ⋅ := Sovraccarico vento (vento in aspirazione sul tetto fino a 16.55m):

q_n 1.73 N mm =

q_n:= q_{s_I}⋅l_int

Sovraccarico neve: qs_I 960

N m2 ⋅ := q_p 1.01 N mm = q_p:= P_pan+p_arc Somma dei carichi permanenti:

(19)

σ_z3 144 N mm2

= con σ_z3 ≤ f_d = 1 1- verifica soddisfatta 0- verifica non soddisfatta 10.7.2.2 Verifica di stabilità locale dell' arcareccio

Nel piano z-y i vincoli possono assimilarsi a cerniere: β := 1

l_a := 7240 mm⋅ Distanza tra un diagonale e l' altro:

Snellezza nel piano z-y: λ_y β l⋅ a i_a

:= λ_y = 108

λ_max:= 200 con λ_y ≤ λ_max = 1 1- verifica soddisfatta 0- verifica non soddisfatta e dalla tabella 7-IIIa della circolare CNR 10011-85 si ricava: ω := 1.98 COMBINAZIONE 3: q₃:= 1.4 q⋅ _p+1.5 q⋅ _n+1.05 p⋅ _{v_c} q₃ 5.84 N mm = M₃ q3 larc 2 ⋅ 8 := M₃ = 38260 N m⋅ P₃ := 1.05 p⋅ _{v_f} P₃ = 15171 N 10.7.2.1 Verifiche di resistenza σ_z1 M1 W_a := σ_z1 97 N mm2

= con σ_z1 ≤ f_d = 1 1- verifica soddisfatta 0- verifica non soddisfatta σ_z2 P2 A_a M₂ W_a + := σ_z2 92 N mm2

= con σ_z2 ≤ f_d = 1 1- verifica soddisfatta 0- verifica non soddisfatta

σ_z3 P3 A_a M₃ W_a + :=

(20)

Fattore di forma: ψ := 1

Sforzo normale di Eulero lungo x: N_{cr_x} π

2

E ⋅ J⋅ _a l_a2

:= N_{cr_x} = 1×106N Sforzo normale di Eulero lungo x: N_{cr_y}:= N_{cr_x}

Momento flettente lungo y: M_{3_y} := 20097 N⋅ m⋅

σ_z ω P⋅ 3 A_a M₃ ψ W⋅ _a 1 P3 N_cr −

⎛

⎜

⎝

⎞

⎠

⋅ + M3_y ψ W⋅ _a 1 P3 N_cr −

⎛

⎜

⎝

⎞

⎠

⋅ + := σ_z 223 N mm2

= con σ_z ≤ f_d = 1 1- verifica soddisfatta

(21)

Raggi d'inerzia: i_s Js A_s

:= i_s = 30 mm

Verifichiamo questo elemento per resistere ad uno sforzo di compressione pari al maggiore tra wP/100, dove P è il massimo sforzo di compressione agente sul corrente inferiore della capriata, e lo sforzo di calcolo Q ricavato dall' analisi del controvento di falda.

Nel piano z-y i vincoli possono assimilarsi a cerniere: β := 1

l_s := 4120 mm⋅ Lunghezza del montante:

Snellezza nel piano z-y: λ_y β l⋅ s i_s

:= λ_y = 135

Snellezza massima per le membrature secondarie:

λ_max:= 250 con λ_y ≤ λ_max = 1 1- verifica soddisfatta 0- verifica non soddisfatta

10.8 Verifica del profilo stabilizzante il corrente inferiore

Tale elemento ha lo scopo di stabilizzare il corrente inferiore della trave principale ed è realizzato con un profilo tubolare φ 90/4

Diametro esterno: φ_s:= 90 mm⋅ Spessore: s_s:= 4 mm⋅ Diametro interno: φ_i := φ_s−2 s⋅ _s φ_i = 82 mm Area: A_s π φs 2 φ_i2 −

(

)

⋅ 4 := A_s = 0.001 m2

Momenti principali d' inerzia: J_s π φs

4 φ_i4 −

(

)

⋅ 64 := J_s = 1×10−6m4 Modulo di resistenza: W Js φ_s 2 := W = 2×10−5m3

(22)

10.9 Verifica dei diagonali del controvento di falda

0- verifica non soddisfatta 1- verifica soddisfatta σ_z ≤ f_d = 1 con σ_z 161 N mm2 = σ_z ω Q⋅ A_s := 10.8.2.2 Verifiche di stabilità

0- verifica non soddisfatta 1- verifica soddisfatta σ_z ≤ f_d = 1 con σ_z 68 N mm2 = σ_z Q A_s := 10.8.2.1 Verifiche di resistenza Q:= 73525 N⋅ Sforzo ricavato dall' analisi del controvento di falda:

V = −14207N V ω P⋅

100 :=

P := −602000⋅N Massimo sforzo di compressione del corrente inferiore:

(23)

10.10 Verifica dei montanti costituenti la baraccatura "Lato barriera San

Marco"

Le azioni del vento frontale sono ripartite sulla capriata tramite dei montanti verticali sui quali poggiano dei pannelli di rivestimento. Questi sono degli elementi in vetro con deposito a controllo solare della serie SGG ANTELIO della

(24)

L:= 30000 mm⋅ Luce capriata:

i_m := 3712 mm⋅ Interasse tra i montanti:

h_max:= 8060 mm⋅ Altezza massima dei montanti:

i_mon = 67 mm i_mon Jmon A_mon := Raggi d'inerzia: J_mon = 2.7×10−5m4 J_mon π φmon 4 φ_i4 −

(

)

⋅ 64 :=

A_mon = 6×10−3m2 A_mon π φmon 2 φ_i2 −

(

)

⋅ 4 := Area: φ_i = 180 mm φ_i := φ_mon−2 s⋅ _mon Diametro interno: s_mon:= 10 mm⋅ Spessore: φ_mon:= 200 mm⋅ Diametro esterno:

10.10.1 Caratteristiche geometriche della sezione I montanti sono realizzati con profili tubolari φ200/10

(25)

Lo schema statico dei montanti di frontone è quello di trave appoggiata

orizzontalmente su luce massima di 8.06 m e caricata con la pressione del vento:

Permanenti

Peso specifico vedi par. 1.4.1: ρ_a 7.85 N

mm3 ⋅ :=

Peso proprio del montante: p_m ρ_a π φmon

2 φ_i2 −

(

)

⋅ 4 ⋅ := p_m 46857 N mm =

(26)

σ := Mx ⋅φmon

In base al punto 6.5.1. della circolare C.N.R. 10011-85, quando il momento flettente agisce in un piano principale d' inerzia abbiamo che lo sforzo normale

σ_Mpuò essere valutato mediante la seguente formula :

M_x = 51996865 N mm⋅ M_x Fu hmax 2 ⋅ 8 :=

Momento flettente lungo x: 10.10.3 Verifiche di resistenza

F_u 6 N mm =

F_u := 0.9 p⋅ _p+1.5 q⋅ _v

Assumendo il carico vento come azione base si ha:

Combinazione di Carico

q_v 3.6 N mm =

q_v:= p i⋅_m

Considerando l' area di competenza di ciascun corrente la distribuzione uniforme di carico agente sul corrente sarà:

p 97 daN m2 ⋅ := La pressione del vento sulla parete sopravento

già calcolata nel paragrafo 3.2.1.6 è data:

Sovraccarichi

p_p 1.11 N mm =

p_p:= p_pan⋅i_m

Considerando l' area di competenza di ciascun corrente la distribuzione uniforme di carico agente sul corrente sarà:

p_pan 30 10⋅ −5 N mm2 ⋅ :=

Carico permanente portato