17. Analisi delle sollecitazioni sulla soletta

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Capitolo 17 268 Analisi delle sollecitazioni sulla soletta

17. Analisi delle sollecitazioni sulla

soletta

I carichi considerati sono i permanenti g1 (peso proprio della soletta), i permanenti portati g2 (peso della pavimentazione e per lo sbalzo anche la cordolatura ed il guardrail), i carchi accidentali Q2a (6 impronte da 10ton ciascuna) più gravosi rispetto ai Q2b (3ton/ml).

I carichi accidentali sono previsti dalla normativa su più colonne di 3,5m o in alternativa per le strutture secondarie anche una sola fila di carichi (3 ruote di carico da 10ton ciascuna) dove più gravosi.

Si è valutato poi il posizionamento di tali carichi che massimizza il momento positivo, negativo ed il taglio.

I valori del momento dovuto ai carichi accidentali sono stati calcolati con riferimento alla trave di cls di larghezza pari alla larghezza collaborante (comportamento a “striscia”) di cui abbiamo parlato nel cap. 3.

I risultati sono stati successivamente riportati al metro lineare uniformandoli agli altri carichi per poi procedere alla valutazione dell’ armatura necessaria al metro.

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18. Verifiche sulla soletta

18.1 Verifica agli stati limite ultimi per flessione

La verifica per elementi inflessi prevede: Mslu < Mrdu essendo:

Mslu valore dell’ azione flettente Mrdu = fyd⋅Ast⋅(h-hc) momento di rottura fyd = fyk/1,15 tensione di calcolo

fyk = 4300 daN/cm2 resistenza caratteristica di snervamento per barre FeB 44K

Ast = nt⋅π⋅φ2/4 area dell’ armatura in zona tesa nt numero di ferri in zona tesa

φ diametro delle barre d’ armatura

h = H-r distanza tra lembo compresso e armatura tesa r copriferro

(

)

C r A E x B h sc s sc cd c ⋅ ⋅ ⋅ + ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎣ ⎡ _⋅ _⋅ ⋅ = ε σ 2 8 , 0 2

distanza tra la risultante delle compressioni ed il lembo compresso

σcd = 0,85⋅fcd tensione di calcolo fcd=0,83 Rck/1,6 tensione di rottura Rck = 350 daN/cm2 resistenza caratteristica B larghezza della trave

x distanza dell’ asse neutro dal lembo compresso εsc deformazione dell’ acciaio in zona compressa Es modulo di Young

Asc = nc⋅π⋅φ2/4 area dell’ armatura in zona compressa nc numero di ferri in zona compressa

La verifica è stata effettuata sia per la sezione di mezzeria interessata da momento positivo che per la sezione sull’ appoggio soggetta a momento negativo.

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Capitolo 18 270 Verifiche sulla soletta

18.2 Verifica agli stati limite ultimi per azioni taglianti

La verifica viene effettuata in assenza di armatura a taglio e consiste nel valutare che: Vsdu < Vrdu

in cui:

Vsdu valore dell’ azione tagliante

Vrdu = 0,25⋅fctd⋅r⋅(1+50⋅ρ1)⋅B⋅h⋅δ valore dell’ azione tagliante di rottura del cls non armato a taglio

fctd = fctk/1,6 tensione di calcolo a rottura per trazione fctk = 0,7⋅fctm tensione caratteristica di rottura per trazione fctm =0,27⋅(Rck/10)2/3⋅10 _{resistenza media a rottura} Rck = 350 daN/cm2 resistenza caratteristica r = 1,6-h (>1)

ρ1 =Asl/B⋅h (≤ 0,02)

Asl = nt⋅π⋅φ2/4 area dell’ armatura longitudinale in zona tesa nt numero di ferri in zona tesa

B larghezza della trave

h = H-r distanza tra lembo compresso e armatura tesa δ = 1

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18.3 Verifica agli stati limite delle tensioni di esercizio

Questa verifica viene effettuata agli stati limite di esercizio per le combinazioni rare e

quasi permanenti.

La Normativa sui ponti prevede per le combinazioni agli stati limite di esercizio SLE rare (FII) un coefficiente pari a 1 sia per i pesi propri (G1) che per i permanenti portati (G2) che per i carichi accidentali.

La stessa Normativa prevede per le combinazioni agli stati limite di esercizio SLE quasi permanenti (FI) un coefficiente pari a 1 sia per i pesi propri (G1) che per i permanenti portati (G2), mentre per i carichi accidentali un coefficiente ψ2 (cfr.§6) da calcolare in

dipendenza dalla luce della campata.

La verifica consiste nel valutare in prima analisi se si è raggiunto lo stato fessurato o fase II (cls non reagente a trazione) e cioè se:

σct > fctm in cui:

σct = (Mrare/Jxi)⋅H/2 tensione di trazione nel cls Mrare momento sollecitante in combinazione rara

Jxi momento d’ inerzia della sezione reagente trasformata in cls equivalente (fase I) H altezza della sezione della trave di cls

fctm resistenza media a rottura (cfr. §18.2)

In questo caso la tensione di esercizio viene calcolata in fase II e la verifica prevede: σc < 0,6⋅fck

σc < 0,45⋅fck per la tensione di compressione nel cls e

σs < 0,7⋅fyk per la tensione di trazione nell’ acciaio, dove:

σc = (M/Jxi) x tensione di compressione nel cls con M = Mrare o Mq.p.

Mrare, Mq.p. momenti sollecitanti in combinazione rara e quasi permanente

Jxi momento d’ inerzia della sezione reagente trasformata in cls equivalente (fase II) x distanza dell’ asse neutro dal lembo compresso in fase II

fck = 0,83⋅Rck (Rck cfr. §18.2)

σs = 15(Mrare/Jxi) (h-x) tensione di trazione nell’ armatura (h cfr. §18.2) fyk = 4300 daN/cm2 resistenza caratteristica di snervamento dell’ acciaio

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Capitolo 18 272 Verifiche sulla soletta

18.4 Verifica agli stati limite di esercizio a fessurazione

Questa verifica viene effettuata agli stati limite di esercizio per le combinazioni

frequenti e quasi permanenti.

La Normativa prevede per le combinazioni agli stati limite di esrcizio SLE frequenti (FI) un coefficiente pari a 1 sia per i pesi propri (G1) che per i permanenti portati (G2), mentre per i carichi accidentali un coefficiente ψ1 (cfr.cap.6) da calcolare.

La stessa Normativa prevede per le combinazioni agli stati limite di esrcizio SLE quasi permanenti (FI) un coefficiente pari a 1 sia per i pesi propri (G1) che per i permanenti portati (G2), mentre per i carichi accidentali un coefficiente ψ2 (cfr.cap.6) da calcolare.

Stato limite di fessurazione (rif. prospetto 7-I del D.M. 9/01/1996)

Considerando l'ambiente in cui verrà realizzato questa struttura moderatamente

aggressivo e l'armatura che viene utilizzata poco sensibile, avremo che (tab.18.1):

Combinazione Stato limite wsl(mm)

frequente apertura delle fessure 0,2

quasi permanente apertura delle fessure 0,1

Tab.18.1: Valori limite dell’ ampiezza delle fessure agli stati limite per combinazioni di carico frequente e quasi permanente.

La verifica prevede che:

wk < wsl

Per il calcolo della ampiezza delle fessure si utilizza la relazione riportata dalla vigente normativa:

wk = 1,7⋅εsm⋅srm dove:

εsm = σs/Es⋅[β1⋅β2⋅(σsr/σs)] deformazione media dell’ armatura

σs = 15(M/Jxi) (h-x) tensione di trazione nell’ armatura in fase II con M = Mfrq o Mq.p. σsr = 15(M/Jxi) (h-x) tensione di trazione nell’ armatura nel passaggio dalla fase I alla

fase II con M = Mfrq o Mq.p.

Mfrq, Mq.p. momenti sollecitanti in combinazione frequente e quasi permanente Jxi (cfr.§18.3)

x (cfr.§18.3) h (cfr.§18.2) Es modulo di Young

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β1 = 1 per barre nervate FeB44K β2 = 0,5 per molti cicli di carico

srm = 2⋅(c+s/10)+k1⋅k2⋅φ/p interasse medio delle fessure in regime di fessurazione stabilizzata

c = r-φ/2 copriferro delle barre longitudinali

s interasse trasversale delle barre longitudinali con s<14⋅φ k1 = 0,4 per barre nervate

k2 = 0,125 flessione semplice φ diametro delle barre tese p = Ast/(B⋅λ)

Ast = nt⋅π⋅φ2/4 area dell’ armatura longitudinale in zona tesa

nt numero di ferri in zona tesa

λ =2,5⋅r altezza della sezione di cls che collabora efficacemente con l’ armatura tesa

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Capitolo 19 274 Verifiche dei connettori

19. Verifiche dei connettori

La solidarizzazione tra soletta di cls e trave in acciaio non viene affidata all’ aderenza tra i due materiali, ma si realizza attraverso particolari dispositivi di collegamento in acciaio, da disporre lungo tutta la trave.

Alcune tipologie sono rappresentate nella figura 19.1:

Fig.19.1: Esempi di connettori per strutture miste acciaio-calcestruzzo.

Quella adottata nel caso in esame è una connessione a taglio a piolo tipo Nelson (figura 19.1-a).

Il collegamento dei connettori a taglio viene generalmente eseguito mediante saldatura con cordoni d’ angolo (figura 19.2) il cui diametro non deve essere minore di 1,25d; l’ altezza media non deve essere minore di 0,2d, mentre l’ altezza minima non deve essere minore di 0,15d.

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19.1 Verifica a taglio dei connettori

La verifica a taglio viene effettuata nella sezione di appoggio della trave dove solitamente vi è lo sforzo di taglio massimo.

Pertanto per la verifica del connettore (del tipo a piolo con testa) dovrà essere soddisfatta la condizione che lo sforzo di scorrimento Qp agente nel singolo piolo non

superi il valore della resistenza di progetto a taglio.

Lo sforzo di scorrimento che compete ogni singolo elemento di collegamento vale: Qp = Q/np

dove:

Q = τ⋅dp sforzo di taglio totale agente nel tratto dp considerato

τ = V⋅S/J tensione tangenziale espressa per unità di lunghezza

V sforzo di taglio in corrispondenza della sezione di estremità della trave S momento statico della soletta in cls rispetto all’ asse neutro della sezione

mista omogeneizzata

J momento d’ inerzia della sezione composta (acciaio-cls) dp intervallo tra due file successive di connettori

np numero di connettori affiancati nello stesso tratto

Nel caso di solette piene la resistenza di progetto a taglio di un piolo munito di testa può essere assunta pari al minore dei valori ottenuti con le seguenti equazioni (cfr § 4.3.1 della CNR 10016/2000): v u Rd d f P γ π ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ ⋅ ⋅ ⋅ =0,8 4 2 v c ck Rd E f d P γ α⋅ ⋅ ⋅ ⋅ =₀_,₂₉ 2 dove: α = 0,2⋅[(h/d)+1] per 3 ≤ h/d ≤ 4 α = 1 per h/d > 4

fu resistenza ultima a trazione del materiale del piolo, ≤ 500 N/mm2

fck resistenza cilindrica caratteristica del cls in N/mm2

Quindi per la verifica deve risultare:

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Capitolo 19 276 Verifiche dei connettori

19.2 Disposizione dei connettori

Dalle verifiche risultano necessari tre connettori affiancati ad interasse di 20cm.

In corrispondenza dei tratti delle travi principali e secondarie di testata dove sono presenti i coprigiunti necessari per i collegamenti, si dispone un solo connettore ad interasse di 20cm come riportato nelle figure 19.3 e 19.4.

Fig.19.3: Disposizione dei connettori in corrispondenza dei coprigiunti della trave principale.

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20. Verifiche sugli apparecchi di

appoggio

Le verifiche sono state effettuate per tre diverse situazioni di carico sul ponte:

1. ponte con carico sull’ appoggio in analisi per massimizzare la reazione verticale; 2. ponte con carico in mezzeria per massimizzare l’ angolo di rotazione;

3. ponte scarico e vento spirante in modo da decomprimere maggiormente l’ apparecchio analizzato per valutare l’ eventuale trazione dello stesso.

20.1 Verifica del basamento

Viene effettuata per i tre tipi di apparecchio Il basamento è soggetto a due sistemi di forze:

- un carico simmetrico p dovuto alla pressione esercitata dal disco elastomerico (che si comporta come liquido incomprimibile) sul fondo e sulle pareti del basamento (fig.20.1) - un carico asimmetrico pmax dovuto alla pressione esercitata dal coperchio sul basamento per effetto della forza orizzontale H distribuita in modo radiale con legge parabolica (figura 20.2-a e 20.2-b)

Fig.20.1: Pressione di contatto del disco elastomerico.

max pmax

Fig.20.2-a: Pressione del coperchio sul basamento. Fig.20.2-b: Legge di distribuzione parabolica della forza orizzontale H.

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Capitolo 20 278 Verifiche sugli apparecchi d’ appoggio

20.1.1 Verifica della tensione di trazione nell’ anello

La verifica di sicurezza è stata effettuata verificando che pa ≤ fd in cui: r r G G a t b H t b p h d p ⋅ ⋅ + ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = 2 2

max _{trazione esercitata sull’ anello di sezione b⋅t}

r dalla

pressione della gomma e dalla forza orizzontale

2 4 G z d R p ⋅ =

π pressione esercitata dal disco elastomerico

dG diametro del disco elastomerico hG spessore del disco elastomerico b larghezza dell’ anello

tr altezza dell’ anello

2 2

y x ris R R

H = + forza orizzontale risultante

2 2

max Hris Hpar

H = + forza orizzontale massima

Hpar = µ⋅Rz+µb⋅Hris forza parassita derivante dagli attriti rispettivamente al bordo dell’ anello e all’ interfaccia tra PTFE e lamina d’ acciaio

µ =0,06 coefficiente d’ attrito in funzione della pressione agente (0,06 per σ≤100daN/cm2₎

µb = 0,1 coefficiente d’ attrito PTFE-acciaio Rz azione sollecitante verticale

fd resistenza di calcolo pari a 35,5kN/cm2 per Fe 510 e t≤4mm

20.1.2 Verifica della pressione tra anello e coperchio

La verifica di sicurezza è stata effettuata verificando che pmax/s ≤ fd dove: G d H p_max =1,5⋅ max

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20.1.3 Verifica della sezione di attacco tra anello e piastra di base

Questa sezione si verifica considerando sia la pressione della gomma che la pressione massima tra anello e coperchio (figura 20.3)

p

max

p

Fig.20.3

Si calcola il valore del taglio t e del momento flettente m per unità di lunghezza nel punto più sollecitato della sezione di attacco

La verifica porge: d a f p ≤ 3 d a f t ≤ pa = 6⋅m/b2 _{tensione normale massima} m = pmax⋅hpmax+ p⋅hG2

/2 momento per unità di lunghezza hpmax = hG+s/2

p cfr. § 20.1.1

hG spessore del disco elastomerico

s spessore del contatto tra coperchio e basamento ta = 1,5⋅t/b

t = pmax taglio per unità di lunghezza (pmax cfr. § 20.1.2) b larghezza dell’ anello

20.1.4 Verifica dello spessore della piastra di base

Si ha:

B/50 < tu essendo:

B diametro del basamento

(13)

20.1.5 Verifica della pressione sul calcestruzzo

La pressione media deve risultare:

pc < fclsd con: 2 4 B R pc z ⋅ = _π

fclsd pressione media di progetto per contatto localizzato

La pressione massima al bordo (ipotizzando la distribuzione lineare):

3 max 32 B M p p tot c c ⋅ ⋅ + = π

La pressione minima al bordo:

3 min 32 B M p pc c tot ⋅ ⋅ − = π in cui: Mtot = Mα+MH

Mα = Rz⋅dG⋅(0,05+5⋅tan(α)) momento parassita dovuto alla rotazione MH = Hmax⋅(tu+hpmax) momento dovuto alla forza orizzontale totale α angolo di rotazione richiesto al vincolo attorno ad un asse orizzontale tu spessore minimo del basamento

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20.2 Verifica di stabilità del coperchio

Viene effettuata interamente per gli apparecchi di tipo mobile unidirezionale.

Per l’ apparecchio di tipo fisso si fa riferimento solamente al §20.2.2 mentre per quello libero si rimanda al § 20.2.3.

20.2.1 Verifica della guida

Trascurando l’ attrito tra PTFE e acciaio inossidabile e assumendo una distribuzione uniforme di pressione si ha:

p1 < fd p2 < fd 1 1 h l H p F ris ⋅

= pressione tra guida e coperchio

lF lunghezza della guida h1 = tD-tDmin 2 2 h l H p F ris ⋅

= pressione tra guida e piastra di scorrimento

h2 = hF-h1-tT-tb

hF altezza della guida tT spessore del PTFE

tb spessore dell’ acciaio inossidabile con riferimento alle notazioni di figura 20.4

Fig.20.4: Vista schematica di una guida in acciaio per apparecchi d’ appoggio mobili unidirezionali. La forza di trazione nei bulloni risulta dalla:

3 2 2 2 1 F b T ris b h t t h H T ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ + + + ⋅ =

(15)

Capitolo 20 282 Verifiche sugli apparecchi d’ appoggio la tensione del bullone deve risultare:

pb < fbd.N dove: 2 4 φ π _⋅ ⋅ = n T pb

fbd.N resistenza di progetto a trazione n numero di bulloni

φ diametro del bullone

20.2.2 Verifica a flessione del coperchio

pacc < fd min 6 D c H acc t l M p ⋅ ⋅ =

MH = Hris⋅dy/2 momento flettente provocato dalla coppia Hris nella mezzeria del

coperchio

Hris forza orizzontale risultante (cfr. § 20.1.1)

dy = hF-h2/2+tDmin-s/2 distanza tra le rette di applicazione delle forze Hris

hF altezza della guida

h2 = hF-h1-tT-tb

s spessore del contatto tra coperchio e basamento

tDmin spessore minimo del coperchio

lc =dG-n⋅φ larghezza del coperchio al netto dei fori dei bulloni dG diametro del disco elastomerico

n numero di bulloni φ diametro del bullone

(16)

Fig.20.5: Azioni agenti sul coperchio dell’ apparecchio d’appoggio.

20.2.3 Verifica della pressione sul PTFE

Si calcola considerando il carico verticale V ed il solo momento parassita Mα poichè i momenti provocati da Hy e Hxpar sono trascurabili rispetto a Mα.

ptmax < fpdB ptmin > 0 essendo:

ptmax = pt+Mα/W ptmin = pt-Mα/W

pt = Rz/A pressione media sul A superficie al netto della guida

W modulo resistente a flessione al netto della guida fpdB = 900daN/cm2 resistenza di progetto al bordo

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20.3 Verifica della piastra superiore

Viene effettuata per gli apparecchi di tipo mobile unidirezionale e libero. La verifica risulta: ptr.max < fd con: 2 min min max . 6 G x G x r tr t B M t B T p ⋅ ⋅ + ⋅

= tensione di trazione massima nell’ acciaio

Tr = Hris sforzo di trazione

Bx diametro minimo della piastra di scorrimento tGmin spessore minimo della piastra di scorrimento

M = Hris⋅a/2 momento flettente agente nella mezzeria della piastra a braccio della forza Hris

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21. Materiali utilizzati

Per la realizzazione del telaio in acciaio di questo organismo strutturale saranno impiegati i seguenti materiali :

• ACCIAIO IMPIEGATO: - Travi principali

- Acciaio Fe 510 → fd =355 N /mm2 - E =205000 N / mm2 modulo di elasticità normale - G =80000 N / mm2 modulo di elasticità tangenziale - α =1,2 *10-5_°C-1 _{coefficiente di dilatazione termica}

- Travi secondarie

- coprigiunti

- irrigiditoci

- armatura della soletta

- Acciaio FeB44K → fyd =374 N /mm2_{tensione di calcolo}

- E =205000 N / mm2 modulo di elasticità normale - G =80000 N / mm2 modulo di elasticità tangenziale - α =1,2 *10-5_°C-1 _{coefficiente di dilatazione termica}

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Capitolo 21 286 Materiali utilizzati - traliccio della lastra in cls

- Acciaio FeB44K → fyd =374 N /mm2_{tensione di calcolo}

- E =205000 N / mm2 modulo di elasticità normale - G =80000 N / mm2 modulo di elasticità tangenziale - α =1,2 *10-5_°C-1 _{coefficiente di dilatazione termica}

- εsu =0,01 deformazione a rottura

- apparecchi d’ appoggio

- connettori

• SALDATURE:

- A completa penetrazione di I classe - A cordoni d'angolo

• BULLONI:

Nella carpenteria metallica sono di norma utilizzate solo le classi indicate nella tabella (tab21.1) seguente che illustra le categorie di accoppiamento fra dadi e bulloni:

normali ad alta resistenza

Vite 4,6 5,6 6,6 8,8 10,9

Dado 4 5 6 8 10

Tab.21.1: Classi per l’accoppiamento fra dadi e bulloni. Collegamento testa-testa travi principali:

Vite diametro d = 30mm Classe 10.9

(20)

Resistenza di progetto a trazione fd,N = 700N/mm2

Resistenza di progetto a taglio fd,V = 495N/mm2

Dado 10

Collegamento trave secondaria-trave principale Vite diametro d = 20mm

Classe 8.8

Area resistente Ares = 245mm2

Dado 8

Collegamento apparecchi d’ appoggio Vite diametro d = 20mm

Classe 10.9

Area resistente Ares = 245mm2

Dado 10

• C.L.S.:

La soletta è costituita da cls classe 350; le caratteristiche principali sono: spessore = 250mm

peso specifico = 2,5*10-5_N/m3

Rck = 35N/mm2

fcd = 18,156N/mm2

• PAVIMENTAZIONE:

La pavimentazione ha la funzione di sottrarre all’ usura e alla diretta azione del traffico e degli agenti atmosferici, l’ estradosso del ponte e gli strati di impermeabilizzazione su di esso disposti.

Allo scopo di evitare frequenti rifacimenti, particolarmente onerosi sul ponte, tutta la pavimentazione, compresi i giunti e le altre opere accessorie, deve essere eseguita con materiali della migliore qualità e con la massima cura esecutiva.

(21)

Capitolo 21 288 Materiali utilizzati Si distinguono tre tipi di pavimentazioni.

1. normali

2. di conglomerato cementizio 3. speciali

Di norma la pavimentazione stradale sul ponte deve essere tale da non creare evidenti variazioni di continuità rispetto alla strada in cui il ponte è inserito.

Dato che la pavimentazione stradale più utilizzata è di tipo “flessibile”, sul ponte si prosegue per continuità con una copertura a strati di conglomerato bituminoso da porre sopra l’ impermeabilizzazione e l’ eventuale massetto per la pendenza trasversale. Il manto di copertura è costituito quindi da uno strato di binder di 8cm di spessore e da uno strato bituminoso di usura di 4cm di spessore per un totale di 12cm.

La pendenza del 2,5% per lo smaltimento delle acque è data da uno strato variabile di cls sottostante il binder.

Il conglomerato bituminoso deve presentare una percentuale di vuoti particolarmente bassa per ridurre la permeabilità.

spessore pavimentazione =120 mm peso specifico = 1,8*10-5 N/mm3

• GOMMA:

gomma vulcanizzata - Mescolanze

Le mescolanze di gomma utilizzate per la fabbricazione degli apparecchi possono essere in elastomero naturale o sintetico e devono essere esenti da rigenerato e da polveri di gomma vulcanizzata di recupero (figura 21.1).

(22)

- Caratteristiche fisico-mecaniche

Tutte le caratteristiche fisico-meccaniche riportate nella tabella 21.2 seguente devono essere controllate dal produttore mediante prove di laboratorio.

Caratteristiche Unità di

misura

Valori limite: Metodologia di prova secondo UNI

-durezza nominale -campo di durezza

-tolleranza sulla durezza specifica -resistenza a rottura

-allungamento a rottura -deformazione residua dopo

compressione del 25% per 24 ore a 70°C Shore A3 Shore A3 Shore A3 N/mm^2 % % 50 45-55 ±3 ≥15,5 ≥450 ≤20 60 56-65 ±3 ≥15,5 ≥350 ≤20 70 66-75 ±3 ≥15,5 ≥300 ≤20 4916 6065 6065 4913 -deteriorazione termica 96 ore a

70°C max variazione di durezza -max variazione di resistenza a rottura -max variazione di allungamento % a rottura Shore A3 % % ±10 -15 -20 ±10 -15 -20 ±10 -15 -20 5408

-resistenza all’ ozono 50 p.p.c.m.– 20% allungamento 96 ore a 40°C

Nessuna screpolatura

Visibile ad occhio nudo

6067-6068

-temperatura limite di fragilità -attacco al metallo

-moduloG

-tolleranza sul modulo

°C N/mm N/mm^2 % ≤-25 ≥10 0,7 ±15 ≤-25 ≥10 0,9 ±15 ≤-25 ≥10 1,1 ±15 7320 5405

(23)

Capitolo 21 290 Materiali utilizzati I limiti di accettabilità dei parametri fisico-meccanici sono riportati nella tabella 21.3 seguente: -densità -resistenza a trazione (23°C) -allungamento a rottura (23°C) -durezza Shore D 2170±30 kg/m3 ≥24 N/mm2 ≥300% ≥55 (UNI 4916-74)

Tab.21.3: limiti di accettabilità dei parametri fisico-meccanici dei materiali in gomma utilizzati negli apparecchi d’ appoggio.

• PTFE (politetrafluoroetilene):

- Caratteristiche fisico-mecaniche (tab.21.4)

Il PTFE (figura 21.2) è un materiale termoplastico caratterizzato da un’ elevata stabilità chimica, incombustibile, inattaccabile da quasi tutti i solventi ed utilizzabile ad elevate temperature.

Fig.21.2:Apparecchio d’ appoggio; strato di PTFE.

La sua caratteristica peculiare è di essere un materiale autolubrificante che presenta, a contatto con una superficie metallica lucidata, un coefficiente di attrito molto basso, tendente a diminuire con l’ aumento della pressione di contatto e con la diminuzione della velocità di scorrimento.

(24)

- ACCIAIO INOSSIDABILE AUSTENITICO (per superfici di scorrimento piane):

Le lamiere di acciaio inossidabile per le superfici di scorrimento piane, sferiche o cilindriche devono avere particolari requisiti prescritti dalla UNI 6903/71.

Esse devono avere uno spessore minimo di 1,5mm.

Le superfici a contatto con il PTFE saranno lucidate e dovranno avere una rugosità <1µm secondo la UNI 3963.

(25)

Capitolo 22 292 Verifiche di resistenza dei collegamenti

22. Verifiche di resistenza dei

collegamenti

22.1 Collegamenti bullonati

22.1.1 Tecnologia delle unioni bullonate

22.1.1.1 Classificazione dei bulloni

Gli elementi costituenti il bullone sono ( figura 22.1):

- vite con testa esagonale e gambo completamente o parzialmente filettato (fig.22.1-a) - dado esagonale (fig.22.1-b)

- rondelle circolari (fig.22.1-c)

Fig.22.1-a Fig.22.1-b Fig.22.1-c

La bullonatura utilizzata nelle seguenti giunzioni riporta le caratteristiche specificate al § 21

22.1.1.2 Geometria dei bulloni

Le caratteristiche geometriche principali sono: - passo della filettatura: p

- diametro nominale del gambo: d

- diametro del nocciolo (parte non filettata): dn

- diametro medio: dm

- diametro della sezione resistente: dres=( dn+ dm)/2

- area della parte non filettata del gambo: A=π⋅d2_/4

(26)

22.1.1.3 Tolleranze dei bulloni

L’ accoppiamento bullone-piastra richiede delle tolleranze sia per quanto riguarda il gioco foro-bullone che l’ eventuale lunghezza del tratto non filettato del gambo.

I diametri più comuni dei bulloni sono riportati nella tabella 22.1 seguente, dalla quale si ricava anche il valore della sezione resistente Ares, che entra nella verifica a taglio al

posto dell’ area del gambo A qualora la parte filettata sia a contatto con le piastre di giunto (e comunque sempre nelle verifiche a trazione).

Tab.22.1: Prospetto riassuntivo dei valori dell’ area resistente Ares, della forza normale Ns e della coppia di serraggio Ts per vari tipi di bulloni.

Tolleranze foro-bullone φ-d ≤ 1mm con d ≤ 20mm φ-d ≤ 1,5mm con 20 < d ≤ 24mm φ-d ≤ 2mm con 24 < d

Lunghezza parte non filettata

La lunghezza ottimale della parte non filettata è pari allo spessore delle piastre da unire. In questo modo il contatto piastre-bullone avviene ovunque lungo il tratto non filettato. La filettatura inizia quindi all’ interno dello spessore della rondella

22.1.1.4 Interasse tra i fori e distanza dai bordi

Nella valutazione dalla capacità portante delle unioni bullonate si tiene conto delle distribuzioni e delle sollecitazioni sui singoli bulloni in corrispondenza degli stati limite ultimi.

La normativa impone dei parametri dimensionali frutto di indagini sperimentali. Con riferimento ai simboli in figura 22.2 si ha:

(27)

Capitolo 22 294 Verifiche di resistenza dei collegamenti - P nella direzione della forza:

elementi tesi: 3d ≤ p ≤ 25tmin

elementi compressi: 3d ≤ p ≤ 15tmin

- a ≥ 2d:

bordo non irrigidito: a ≤ 6tmin

bordo irrigidito: a ≤ 9tmin

- a1 ≥ 1,5d:

bordo non irrigidito: a1 ≤ 6tmin

bordo irrigidito: a1 ≤ 9tmin

Fig.22.2: Indicazioni per il posizionamento dei bulloni nelle giunzioni.

22.1.2 Resistenza delle unioni bullonate

I collegamenti bullonati presenti nel progetto sono effettuati mediante unioni in cui i bulloni sono sollecitati a taglio.

Le unioni a taglio sono tipiche dei casi in cui si voglia ripristinare la continuità di elementi interrotti mediante opportuni coprigiunti

L’ esempio più semplice di unione a taglio è costituita da due lamiere collegate da un bullone e sottoposte ad un carico esterno FV come riportato in figura 22.3 e che

riproduce ciò che succede nel giunto che stiamo analizzando.

(28)

Allo stato limite ultimo si può ricavare il valore FV del carico esterno in corrispondenza

del quale avviene il collasso dell’ unione. I possibili meccanismi di collasso sono: - rottura per taglio del bullone (fig.22.4-a)

- rottura per rifollamento della lamiera (fig.22.4-b) - rottura per taglio della lamiera (fig.22.4-c) - rottura per trazione della lamiera (fig.22.4-d)

Fig.22.4-a: Fig.22.4-b Fig.22.4-c Fig.22.4-d

Nella seguente tabella 22.2 sono riportati, per le differenti classi di bulloni i valori di fd,V e fk,N in N/mm-2

(29)

22.1.3 Collegamento trave principale-trave principale con coprigiunti

(a completo ripristino)

Il collegamento viene verificato a completo ripristino in modo tale cioè da far fronte ad un momento pari al momento resistente elastico M=We⋅fd.

La rottura in questo modo può avvenire fuori dal giunto e per un valore del carico tale da consentire il raggiungimento del limite elastico in tutto il profilo.

Questo tipo di giunzioni però possono collassare per rottura della sezione netta cioè depurata dai fori per la bullonatura e quindi non sempre consentono le deformazioni plastiche nelle altre sezioni dell’ elemento collegato.

Per questo motivo in genere i giunti bullonati con coprigiunto e bulloni a taglio sono a parziale ripristino.

In essi cioè si crea un punto di debolezza conseguente, o la rottura del bullone, o il rifollamento del foro.

L’ elemento collegato resta quindi in campo elastico fino al collasso della giunzione. Tuttavia è possibile disporre di un numero sufficientemente elevato di bulloni per portare il giunto in condizione di resistere ad un carico pari a quello di snervamento dell’ elemento collegato.

In tale caso è spesso la verifica della sezione netta ad essere determinante.

Le condizioni che devono essere soddisfatte per garantire il completo ripristino sono le seguenti:

a. Rb ≥ fy⋅A (che assicura la rottura dell’ elemento collegato e non della bullonatura)

b. α⋅An/A ≥ fy/ft (che garantisce la duttilità dell’ elemento) in cui:

Rb il minore tra i valori delle resistenze dell’ unione bullonata nei confronti della rottura per taglio dei bulloni o per rifollamento della piastra

A area della sezione lorda An area della sezione netta

fy tensione di snervamento dell’ acciaio ft tensione di rottura dell’ acciaio

(30)

Poiché la sezione della trave principale non è doppiamente simmetrica, l’ asse neutro non è di simmetria, allora per il calcolo del momento resistente elastico cui deve far fronte il collegamento, dei due moduli di resistenza elastica si assume quello minore, corrispondente alla massima tensione in valore assoluto.

22.1.3.1 Verifica allo stato limite elastico dei bulloni

La verifica pone:

τ < fdV con:

fdV resistenza di progetto a taglio

b b s f n A n N ⋅ ⋅ =

τ per le flange superiori e inferiori

b s b A n R ⋅ = τ per l’ anima in cui:

Nf sforzo agente sui due coprigiunti inferiori o superiori ns numero di superfici a contatto

nb numero di bulloni

Ab area della parte non filettata del gambo Rb sforzo risultante sul singolo bullone

Per un’ analisi più dettagliata si rimanda al cap.8 dell’ allegato cd

22.1.3.2 Verifica allo stato limite ultimo di rifollamento

La verifica porge:

σrif < α⋅fd con:

α = a/φ con a distanza del bullone dal bordo libero

f b f rif s n N ⋅ ⋅ = φ σ per le piattabande a b rif s R ⋅ = φ σ per l’ anima

(31)

Capitolo 22 298 Verifiche di resistenza dei collegamenti in cui

φ diametro del bullone sf spessore delle piattabande sa spessore dell’ anima

22.1.3.3 Verifica allo stato limite elastico dei coprigiunti

Deve verificarsi che:

σ < ⋅fd essendo reag p f A N , = σ in cui:

Nf sforzo agente sui due coprigiunti inferiori o superiori

Ap,reg area della sezione trasversale dei coprigiunti al netto dei fori

22.1.3.4 Verifica a completo ripristino dei coprigiunti

Per le piattabande si ha:

p d cop c d A f A f _, ⋅ > ⋅ per la sezione priva di fori e

p n d cop n c d A f A f _, ⋅ _, > ⋅ _, per la sezione netta, in cui

Acop area della sezione trasversale dei coprigiunti Ap area della sezione trasversale della piattabanda

An,cop area della sezione trasversale dei coprigiunti al netto dei fori An,p area della sezione trasversale della piattabanda al netto dei fori Per l’anima si ha:

a a cop cop A h A h ⋅ > ⋅ essendo

Aa area della sezione trasversale dell’ anima della trave hcop altezza dei coprigiunti d’ anima

(32)

22.1.3.5 Verifica allo stato limite elastico della sezione trasversale indebolita dai fori

Si deve verificare che:

σid < fd

con σid calcolata al lembo estremo della trave e all’ attaccatura con l’ anima. Per l’ analisi dettagliata si confronti il cap.8 dell’ allegato cd.

22.1.4 Collegamento trave principale-trave secondaria con

coprigiunti

Il procedimento risulta del tutto analogo a quello della trave principale §22.1.3.

Mentre però nella trave principale i momenti flettenti trasmessi alle piattabande e all’ anima vengono dedotti dal momento resistente elastico, in questo caso derivano dal momento sollecitante la trave.

Anche lo sforzo agente sui coprigiunti Nf viene calcolato diversamente.

Nel primo caso si ha:

cop d f f A

N = ⋅

con:

Acop area dei coprigiunti Fd resistenza di calcolo Nel caso in esame:

fb b f f t h M N − = con:

tfb spessore delle flange

hb altezza delle sezione trasversale della trave

(33)

22.2 Collegamenti saldati

22.2.1 Classificazione delle unioni saldate

I cordoni di saldatura sono gli elementi resistenti dell’ unione saldata; in base alla loro forma e posizione nel giunto le unioni saldate possono classificarsi i vari modi.

In fase di montaggio possono aversi:

- saldatura in piano, se le passate vengono depositate su superfici orizzontali dall’ alto verso il basso;

- saldatura in frontale, se le passate vengono depositate su un piano verticale con andamento orizzontale;

- saldatura in verticale, se le passate vengono depositate su un piano verticale con andamento verticale;

- saldatura in sopratesta, se le passate debbono essere depositate su un piano orizzontale giacente al di sopra della testa dell’ operatore.

In relazione alla posizione reciproca dei pezzi da saldare si distinguono: - giunti testa a testa;

- giunti d’ orlo; - giunti d’ angolo; - giunti a T; - giunti a L;

- giunti per sovrapposizione.

Ai fini delle verifiche di resistenza, le vigenti norme (CNR 10011 e Norme tecniche M. LL. PP.) fanno riferimento a due categorie ben distinte:

- giunti a completa penetrazione; - giunti con cordoni d’angolo.

Limitatamente ai giunti a completa penetrazione, le norme distinguono inoltre due classi di qualità: appartengono alla classe I i giunti eseguiti con particolare accuratezza ed in grado di soddisfare ai controlli radiografici richiesti per il raggruppamento B della UNI 7272.

Alla II appartengono invece quei giunti che soddisfano a condizioni meno severe di quelli imposti ai giunti di I classe e precisamente quelli che all’ esame radiografico forniscono risultati richiesti per il raggruppamento F della UNI 7272.

(34)

22.2.2 Resistenza delle unioni saldate

Nel caso in esame per i giunti a cordoni d’ angolo la verifica effettuata è:

1) τ2_perp 0.85f+σ2_perp +τ2_par ≤ d per l’ acciaio Fe360

0.70fd per l’ acciaio Fe430 e510

2)τperp +σperp ≤ fd per l’ acciaio Fe360

0.85fd per l’ acciaio Fe430 e510

Mentre per le saldature a completa penetrazione si ha:

2 2 2 ₃ par par perp par perp id σ σ σ σ τ σ = + − ⋅ + ⋅

Agli stati limite deve verificarsi che: I classe σid < fd

II classe σid < 0,85fd

Dove:

σperp è la tensione di trazione o compressione normale alla sezione longitudinale della saldatura;

σpar è la tensione di trazione o compressione parallela alla sezione longitudinale della saldatura;

(35)

Capitolo 23 302 Accorgimenti contro il degrado

23. Accorgimenti messi in opera

contro il degrado

Tutti gli elementi della struttura metallica dovranno essere protetti dal fenomeno della corrosione attraverso la verniciatura.

Il rivestimento a base di sostanze organiche proteggerà l’acciaio mediante un film resistente alla corrosione. Lo strato di vernice garantirà una protezione duratura e poche semplici operazioni di manutenzione per gli elementi strutturali che rimarranno in vista. Per garantire l’efficacia del rivestimento ed una perfetta aderenza al metallo base si dovranno compiere le seguenti operazioni:

1)Preparazione della superficie metallica:

Tale operazione risulta necessaria dato che la mancanza di condizionamento della superficie metallica renderebbe inefficace anche la migliore delle pitture.

2)Impiego di mezzi e tecniche appropriati per l’applicazione delle pitture:

Le pitture andranno perfettamente mescolate e si dovrà limitare il più possibile l’uso dei diluenti.

La superficie metallica da rivestire dovrà essere perfettamente pulita dal grasso, dalla polvere e da ogni altro materiale estraneo alla superficie stessa.

Si dovrà aspettare la perfetta essiccazione della prima mano prima di applicarne una seconda.

Si dovrà procedere alla protezione delle parti che non devono essere rivestite. Per l’applicazione della pittura si adopererà la tecnica a freddo.

(36)

3)Manutenzione e rivestimenti protettivi:

Per poter mantenere permanentemente inalterate nel tempo le caratteristiche del rivestimento sarà necessario eseguire , dove la struttura rimarrà in vista, adeguate operazioni di manutenzione ordinaria nei momenti opportuni.

In ogni caso si seguiranno autorevoli standards, quali ad esempio quelli elaborati dalla S.S.A. Swedish Standars Association in collaborazione con l’A.S.T.M. e l’S.S.P.C. Structures Painting Council.