Webinar: “STRUTTURE IN ACCIAIO: DAL DIMENSIONAMENTO DELLE MEMBRATURE AL PROGETTO DELLE STRUTTURE INDUSTRIALI” – Dal 19 gennaio al 10 febbraio 2024

[Benedetto Cordova]

Gli iscritti al webinar possono porre qui domande di chiarimento o approfondimento ai relatori.

[ANDREA MORABITO]

Era da un po’ di anni che non mi occupavo più di progettazione strutturale e questa lezione è stata molto interessante soprattutto nei nuovi aspetti dell’Eurocodice. Ovviamente non eseguendo più quotidianamente questo tipo di calcoli ero un po’ arrugginito e non ho potuto comprendere tutto a fondo.
L’unica osservazione che faccio è che forse si sarebbero potuti fare maggiori esempi, magari aggiungendo un’ulteriore sessione di qualche ora.
Faccio comunque i complimenti al relatore per la brillante esposizione.

[Massimiliano Bregolin]

Corso molto ben fatto. Complimenti ai docenti. Infatti è il secondo anno che lo riseguo sia perchè l’anno scorso avevo perso due giornate di lezione sia per riprendere concetti in generale su cui non mi ero, a causa del lavoro che svolgo in altri campi, per niente aggiornato.
Massimiliano

[Predicatori Giovanni]

Buongiorno, il valore di Lcr=2.7L definito a pag. 20 delle dispense dell’ing. Caffè, deriva da un’analisi di buckling, dove si apprezza la rigidezza della connessione trave-pilastro? grazie

[Michele Marchiol]

Buongiorno, ho una domanda relativa al calcolo delle forze da applicare al modello FEM per la simulazione delle imperfezioni globali e locali.
L’Eurocodice definisce tali carichi fittizi come una percentuale dello sforzo verticale Ned agente sugli elementi: mi domando, quale sforzo verticale Ned devo considerare per la definizione di tali carichi?

In prima battuta, risponderei il carico agente nella combinazione di carico studiata. Pertanto dovrei definire per ogni singolo caso di carico i relativi carichi fittizi e combinare tali carichi fittizi esattamente come fatto per i carichi “effettivi” (dove con effettivi intendo i carichi reali, come gravitazionali, vento, etc).
Tale operazione ovviamente risulta parecchio onerosa, perche i nodi, i frame e i carichi possono risultare molto numerosi. Fortunatamente alcuni software automatizzano il processo con i notional load (SAP2000), ma tale semplificazione la si può applicare unicamente ai carichi gravitazionali e ai carichi che simulano le imperfezioni globali.
Si può considerare pertanto corretto considerare, per Ned, il carico assiale dovuto unicamente ai carichi gravitazionali e pertanto trascurare nella definizione dei carichi fittizi i carichi orizzontali?

Invece, per i carichi che simulano le imperfezioni locali, quale procedimento seguite? Esiste qualche procedimento automatizzato sui software (ad esempio SAP2000) per la definizione di tali carichi? Inoltre, il carico che simula l’imperfezione locale va applicato solamente alle colonne o anche alle travi?

[Michele Marchiol]

Buongiorno, ho una delucidazione da chiedere in merito alla scelta della tipologia di analisi.
In passato ho sempre agito nel seguente modo:
– se αcr>10, ho svolto analisi lineare calcolando i Kfactor dei vari elementi (considerandoli >=1 se la struttura era un telaio a momento, <= se la struttura era controventata)
– se αcr<10, ho svolto analisi PDelta limitando a 1 il valore del Kfactor.
Sostanzialmente ho sempre applicato l’Equivalent Member method per αcr>10.
Dalle tabelle riportate nelle slide del corso deduco che, se αcr>10, potrei applicare il metodo M2 limitando a 1 il KFactor, pur non facendo analisi del 2 ordine (l’unica accortezza è di inserire le imperfezioni globali, comunque trascurabili se il mio modello ha carichi orizzontali >0,15 i carichi gravitazionali). Inoltre, osservo che tale metodologia di analisi non è una introduzione dell’EC3 2022, ma era prevista già dall’EC3 2005.

Mi domando quindi: fin’ora ho sostanzialmente sovradimensionato le mie strutture?

[Alessandro Desimoni]

Il tema delle verifiche di stabilità delle membrature presso-inflesse appartenenti ai telai è oggetto di dibattito nella comunità scientifica da diversi decenni.
La motivazione, come spiegato nel primo modulo del corso, è riconducibile al fatto che la soluzione esatta in forma chiusa esiste unicamente per membrature isolate e per semplici configurazioni di carico e vincolo.
Nelle altre casistiche è necessario ricorrere a valutazioni approssimate, di tipo analitico e/o numerico.
L’Eurocodice 3 parte 1-1 (sia in versione 2005 che 2022) prevede la possibilità di utilizzare metodologie differenti, dando la possibilità al progettista di scegliere l’approccio che più reputa opportuno a seconda del problema in studio e dei mezzi di calcolo di cui dispone.
Come evidenziato nel secondo modulo del corso, i vari approcci conducono a risultati simili, con differenze che non eccedono quasi mai il 10%.
Considerando tutte le incertezze in gioco, utilizzare l’uno o l’altro metodo dovrebbe condurre, nelle intenzioni dei normatori, a progettazioni con gradi di sicurezza sostanzialmente analoghi; pertanto, non mi pare che lei abbia finora sovradimensionato le sue strutture, essendosi mosso all’interno delle metodologie previste dalla norma.

Per quanto concerne la procedura denominata M2 nell’EN 1993-1-1:2022 (telaio con αcr ≥ 10, analizzato al prim’ordine con imperfezioni globali, membrature verificate a instabilità con lunghezza critica per telai non-sway mode), nell’EN 1993-1-1:2005 non sembra essere esplicitamente indicato se sia o meno prevista.
Nella stesura delle slides per il primo modulo del corso (in particolare per la tabella di pagina 80), per dirimere la questione si è fatto riferimento ai due seguenti riferimenti bibliografici:
– BOISSONNADE N., GREINER R., JASPART J.P., LINDNER J. (ECCS Technical committée 8), Rules for Member Stability in EN 1993-1-1- Background documentation and design guidelines, ECCS, Portugal, 2006
– GREINER R., KETTLER M., LECHNER A., JASPART J.P., WEYNAND K., ZILLER C., OERDER R., SEMI-COMP+: Valorization action of Plastic member capacity of semi-compact steel sections – a more economic design, Background Documentation, European Commision, 2011.
In entrambi i documenti (redatti, tra gli altri, da alcuni degli estensori dell’EN 1993-1-1:2005) è chiaramente indicato che nelle condizioni di applicabilità del metodo M2 (telaio con αcr ≥ 10) non è previsto l’utilizzo di imperfezioni globali. È indicata, invece, la possibilità di inserire imperfezioni locali e svolgere analisi del II° ordine per condurre unicamente verifiche di resistenza ed evitare di dover effettuare verifiche di stabilità.
Data la non chiarezza dell’EN 1993-1-1:2005 sul punto, è tuttavia possibile che siano state fornite differenti interpretazioni della norma da altri autori; invito il collega a indicare il riferimento bibliografico al quale fa riferimento, al fine di fornire il più completo quadro possibile sul tema.

[Benedetto Cordova]

Circa il dimensionamento delle connessioni dei controventi (connessioni soggette a forze di taglio) nelle strutture sismiche, durante la lezione di venerdì 2 febbraio, un collega aveva chiesto:
“L’utilizzo di bulloni precaricati EN14399 e le relative verifiche ad attrito sono necessari anche per progettazione elastica?”
Avevo risposto che la prescrizione vale solo per le strutture dissipative, quindi NON in progettazione elastica. Fornisco qui il riferimento preciso: la prescrizione di usare unioni a taglio di tipo B o C (ad attrito) escludendo quelle di tipo A (a taglio + rifollamento), si trova nell’EC8: EN 1998-1 al paragrafo §6.5.5: “Regole di progettazione per collegamenti in zone dissipative”, quindi chiaramente limitata alle strutture dissipative.

Per avere una spiegazione più estesa e, spero, più chiara di quanto detto nel webinar, potete consultare anche una domanda fatta con riferimento ad un altro webinar: “LA PRATICA DELLE STRUTTURE IN ACCIAIO – 3 NOVEMBRE 2023”, sempre nel Forum.
Un collega aveva lì chiesto:
“In zona sismica, in Italia, sono ammesse unioni precaricate ad attrito come resistenza allo stato limite ultimo (SLV)? Oppure in condizione sismica SLV si devono dimensionare le unioni sempre a taglio?”
(https://www.collegiotecniciacciaio.it/forums/topic/webinar-la-pratica-delle-strutture-in-acciaio-3-novembre-2023/#post-17233)
Seguono due risposte, una mia ed una dell’ing. Borgogni che aveva tenuto il webinar, che possono essere utili.

Saluti,
Benedetto Cordova

[Benedetto Cordova]

DOMANDE DEL MODULO 1 (DESIMONI): NORMATIVE

Riportiamo qui le domande con relative risposte formulate durante lo svolgimento del modulo 1 del webinar, pensando che possa essere utile metterle a disposizione di tutti. Le risposte sono state concordate tra tutti i relatori.

DOMANDA:
Le formulazioni riportate nella nuova EN 1993-1-1:2022 (ad es. quelle per il calcolo della resistenza per instabilità laterale con ritegni intermedi) potrebbero essere già ora impiegate nella pratica professionale? Questa norma è già considerabile come documento di comprovata validità?

RISPOSTA:
A rigore, il nuovo EN 1993-1-1:2022 non può ancora essere utilizzato in Italia in quanto non è stato pubblicato il relativo annesso nazionale. Potrebbe essere impiegato in uno stato europeo che riconosce l’uso degli Eurocodici dal momento in cui viene pubblicato l’annesso nazionale per quello stato. Potrebbe essere impiegato in un paese extra-europeo solo se l’uso è esplicitamente consentito nelle specifiche fornite dal committente.
In ogni caso, è opportuno rilevare che, come indicato nella copertina della versione italiana edita dalla UNI, “La presente norma è concepita per essere usata insieme alla EN 1990, alla EN 1991 (tutte le parti), alle parti della EN 1992 e alla EN 1999 in cui le strutture di acciaio strutture o le componenti di acciaio sono citate in tali documenti”. Pertanto, per la piena applicabilità del nuovo EN 1993-1-1:2022 è necessario che il quadro dei documenti sopra citati sia completamente disponibile nella versione più aggiornata (Eurocodici di IIa generazione).

[Benedetto Cordova]

DOMANDE DEL MODULO 1 (DESIMONI): METODI DI ANALISI DEI TELAI

Riportiamo qui le domande con relative risposte formulate durante lo svolgimento del modulo 1 del webinar, pensando che possa essere utile metterle a disposizione di tutti. Le risposte sono state concordate tra tutti i relatori.

DOMANDA:
Il metodo dei diagrammi di Wood prevede che vi siano incastri tra le travi e le colonne?

RISPOSTA:
I digrammi di Wood sono costruiti ipotizzando la continuità tra le membrature nel nodo considerato. È possibile tenere conto del grado di vincolo all’estremo opposto delle travi che convergono nel nodo, oltre che del vincolo a terra di cerniera o incastro per la colonna del primo livello .

DOMANDA:
Se nelle analisi di un telaio tengo conto delle imperfezioni, aumentano le sollecitazioni e per questo motivo non devo eseguire le verifiche di instabilità ma solo quelle di resistenza?

RISPOSTA:
L’inserimento delle imperfezioni, con il conseguente incremento di sollecitazioni, è il modo più accurato per valutare il comportamento all’instabilità di una membratura.
Occorre distinguere tra le imperfezioni globali, responsabili degli effetti P-Δ, e le imperfezioni locali, responsabili degli effetti P-δ.
Inserendo solo le prime ed effettuando analisi geometriche non lineari (GNIA), è comunque necessario effettuare le verifiche di stabilità, considerando una lunghezza libera di inflessione pari a quella geometrica della membratura (Lcr = L) – Metodo M3.
Inserendo anche le imperfezioni locali ed eseguendo sempre un’analisi GNIA, è possibile omettere le verifiche di stabilità nel piano considerato – Metodo M4 (vanno tuttavia eseguite fuori piano, a meno di non inserire le pertinenti imperfezioni e utilizzare il metodo M5).
Effettuando un’analisi lineare al prim’ordine (LA) è necessario eseguire verifiche di stabilità considerando una lunghezza libera di inflessione della membratura pertinente con il modo instabile laterale del telaio – Metodo EM.
In sostanza, le verifiche di stabilità devono essere condotte per considerare gli effetti del second’ordine e le imperfezioni non incluse nell’analisi. Utilizzando il metodo EM, gli effetti P-Δ vengono simulati adottando una lunghezza libera di inflessione dipendente dal modo instabile laterale del telaio, mentre gli effetti P-δ vengono tenuti in conto tramite il fattore di imperfezione α.

DOMANDA:
Le azioni simiche devono essere considerate tra i casi di carico che uso per trovare l’αcr?

RISPOSTA:
Sì, l’analisi di buckling dovrebbe essere effettuata per ogni combinazione di carico. Questo comporta un rilevante onere computazionale, compete alla sensibilità del progettista individuare le combinazioni realmente significative per cui condurre le analisi.
Per quanto concerne le azioni sismiche, si ricorda che le NTC2018 al §7.3.1 introducono il fattore θ, reciproco di αcr, per il quale valgono limitazioni più stringenti relativamente al campo di applicabilità delle analisi del prim’ordine.

[Laura Ragazzoni]

ripeto qui la domanda perché si riferisce all’ultima risposta di B. Cordova di questo post #17635. Erroneamente l’avevo postata nel #17636

Relativamente alla ricerca di alfa critico, “l’analisi di buckling dovrebbe essere effettuata per ogni combinazione di carico“. Questo vale anche per la formula [C4.2.5.] della Circolare delle NTC [Formula a pag.71 slide Desimoni] “alfa,cr = (h*H,ED)/(delta*V,ED)” utilizzabile per le stilate di pilastri “dei telai multipiano e portali con falde poco inclinate“?

Vanno cioè considerate anche le combinazioni di carico senza forze orizzontali esplicite (es. neve senza vento) o con forze orizzontali agenti perpendicolarmente alla stilata considerata (es vento ortogonale al piano della stilata)? Nella circolare c’è scritto: “Nel calcolo di H,ED e di delta si devono considerare oltre alle forze orizzontali esplicite, anche quelle fittizie dovute alle imperfezioni, calcolate come al par. C.4.2.3.5.” il che sembra non prendere in considerazione i casi in cui le forze orizzontali esplicite non ci sono.

• Questa risposta è stata modificata 8 mesi, 3 settimane fa da Benedetto Cordova.

[Benedetto Cordova]

Risponde l’ing. Alessandro Desimoni

La trattazione semplificata di cui alla formula [C4.2.5] della Circolare 7/2019, che riprende la formula (5.2) dell’EN 1993-1-1:2005, prende in considerazione:

– le azioni orizzontali nel piano del telaio considerato (quindi non quelle fuori piano)

– le azioni orizzontali esplicite (e.g. vento) e quelle fittizie dovute alle imperfezioni equivalenti.

Quindi vanno considerate anche le combinazioni nelle quali non sono presenti azioni orizzontali esplicite; in caso contrario, non sarebbe possibile cogliere i casi di instabilità del telaio dovuti ai soli carichi verticali, che possono anche rivelarsi quelli caratterizzati da alfa critici minori.

A conferma di ciò, nel nuovo EN 1993-1-1:2022, la formula (7.3), oltre a precisare che la verifica è relativa all’instabilità globale nel piano del telaio, indica di considerare come azioni orizzontali solo quelle fittizie, riducendo così il numero di combinazioni di carico da valutare (dipendenti, quindi, dai soli carichi verticali).

[Benedetto Cordova]

DOMANDE DEL MODULO 1 (DESIMONI): VERIFICHE DI RESISTENZA

Riportiamo qui le domande con relative risposte formulate durante lo svolgimento del modulo 1 del webinar, pensando che possa essere utile metterle a disposizione di tutti. Le risposte sono state concordate tra tutti i relatori.

DOMANDA:
Alcuni sagomari forniscono interassi limite min e max di foratura (ad esempio sulle ali di un profilo IPE o HE) e diametro max dei fori. A quali verifiche si riferiscono?

RISPOSTA:
Le posizioni dei fori indicate sui sagomari tengono conto di problemi costruttivi (se un foro è troppo vicino ad un raccordo tra ala e anima, ad esempio, non sarà possibile porre in piano dado e rondella), e recepiscono le indicazioni normative relativamente ai passi minimi e massimi, agli interassi e alle distanze dai bordi dei fori (per evitare, ad esempio, problemi di rifollamento legati all’eccessiva vicinanza ad un bordo libero).
I sagomari più recenti dovrebbero far riferimento al §3.5 dell’EN 1993-1-8, quelli più datati al §5.3.3 delle CNR-UNI 10011 (generalmente più cautelative).

DOMANDA:
Mi sembra che sezioni di classe 1 e 2 siano soggette alle stesse verifiche. Potrebbe fare un esempio in cui si coglie la differenza tra i due tipi di sezione?

RISPOSTA:
Le sezioni in classe 1 e 2 sono entrambe in grado di sviluppare il momento plastico resistente; pertanto, sono soggette alle stesse verifiche di resistenza e di stabilità. La classse 2 presenta unicamente limitazioni nel campo di utilizzo.
La differenza tra le due classi riguarda la capacità rotazionale ultima della sezione, maggiore per la classe 1 e tale da consentire lo sviluppo di una cerniera plastica. Questo aspetto si ripercuote sulla possibilità di utilizzare l’analisi plastica globale per le sole sezioni di classe 1. In ambito sismico, qualora si utilizzi un comportamento dissipativo e la classe di duttilità alta, è necessario l’impiego di sezioni in classe 1 (sia ai sensi dell’Eurocodice 8 che delle NTC2018).

[Laura Ragazzoni]

Relativamente alla ricerca di alfa critico, “l’analisi di buckling dovrebbe essere effettuata per ogni combinazione di carico“. Questo vale anche per la formula [C4.2.5.] della Circolare delle NTC “alfa,cr = (h*H,ED)/(delta*V,ED)” utilizzabile per le stilate di pilastri “dei telai multipiano e portali con falde poco inclinate“?

Vanno cioè considerate anche le combinazioni di carico senza forze orizzontali esplicite (es. neve senza vento) o con forze orizzontali agenti perpendicolarmente alla stilata considerata (es vento ortogonale al piano della stilata)? Nella circolare c’è scritto: “Nel calcolo di H,ED e di delta si devono considerare oltre alle forze orizzontali esplicite, anche quelle fittizie dovute alle imperfezioni, calcolate come al par. C.4.2.3.5.” il che sembra non prendere in considerazione i casi in cui le forze orizzontali esplicite non ci sono.

[Benedetto Cordova]

DOMANDE DEL MODULO 1 (DESIMONI): VERIFICHE DI STABILITÀ 1/2

Riportiamo qui le domande con relative risposte formulate durante lo svolgimento del modulo 1 del webinar, pensando che possa essere utile metterle a disposizione di tutti. Le risposte sono state concordate tra tutti i relatori.

DOMANDA:
Se eseguiamo una analisi del II ordine con verifica di instabilità, dobbiamo comunque rispettare il limite di λ < 200? A me è capitato di avere un profilo che verificava ad instabilità ma aveva una snellezza di poco superiore a 200 e il Genio Civile mi ha imposto il cambio della sezione. Ma nelle NTC (§4.2.4.1.3.1) è scritto: ” È opportuno limitare la snellezza λ al valore di 200 per le membrature principali ed a 250 per le membrature secondarie”. Il che è da intendersi un consiglio e non una prescrizione.

RISPOSTA:

Le vecchie CNR UNI 10011 (§7.2.2.2) affermavano: “La snellezza non deve superare il valore 200 per le membrature principali e 250 per quelle secondarie: in presenza di azioni dinamiche rilevanti, i suddetti valori vengono limitati rispettivamente a 150 e 200”. Quindi le limitazioni erano mandatorie. Le NTC2018 addolciscono e rendono “opportune” le limitazioni, senza indicare le limitazioni più restrittive in caso di “azioni dinamiche rilevanti”. Nelle varie versioni dell’Eurocodice 3 non ci sono indicazioni a riguardo. È interessante leggere cosa dicono le AISC 360-16 al § E2 dei commentary: “The concept of a maximum limiting slenderness ratio has experienced an evolutionary change from a mandatory “…The slenderness ratio, KL /r, of compression members shall not exceed 200…” in the 1978 AISC Specification (AISC, 1978) to no restriction at all in the 2005 AISC Specification (AISC, 2005). The 1978 ASD and the 1999 LRFD Specifications (AISC, 2000b) provided a transition from the mandatory limit to a limit that was defined in the 2005 AISC Specification by a User Note, with the observation that “…the slenderness ratio, KL /r, preferably should not exceed 200….” However, the designer should keep in mind that columns with a slenderness ratio of more than 200 will have a critical stress (Equation E3-3) less than 6.3 ksi (43 MPa). The traditional upper limit of 200 was based on professional judgment and practical construction economics, ease of handling, and care required to minimize inadvertent damage during fabrication, transport and erection. These criteria are still valid and it is not recommended to exceed this limit for compression members except for cases where special care is exercised by the fabricator and erector”. Quindi abbastanza in linea con le prescrizioni delle NTC2018 che non obbligano ma consigliano. A rigor di logica quindi non sarebbe strettamente obbligatorio rispettare le limitazioni delle NTC2018.

DOMANDA:

Per una trave ISE 1000 è più appropriato utilizzare il metodo generale per l’instabilità flessotorsionale?

RISPOSTA:

Trattandosi di una sezione a I è lecito utilizzare sia il metodo generale che quello per le sezioni laminate e saldate equivalenti. Occorre sottolineare che trattandosi di un profilo saldato e con rapporto h/b > 2, la curva di instabilità è la d, caratterizzata da un coefficiente di imperfezione elevato; pertanto, si tratta di uno dei casi in cui la differenza di risultati tra metodo generale (più cautelativo) e metodo per le sezioni laminate e saldate equivalenti risulta più accentuata.

DOMANDA:
Non vi è nessuna trattazione dell’instabilità laterale per travi a mensola con carico distribuito?

RISPOSTA:
Indicazioni in merito a questa casistica possono essere reperite nell’EN 1999-1-1 (strutture in alluminio), Appendice I, tabella I.4.
Ulteriori informazioni sono presenti nel documento ECCS n. 119 “Rules for member stability in EN 1993-1-1 – Background documentation and design guidelines” e sul manuale ECCS “Design of steel structures IIa ed.”.

DOMANDA:
Nella formula del Mcr a 3 fattori sarebbe possibile valutare C1 secondo Serna Lopez?

RISPOSTA:
Le formulazioni per il calcolo del momento critico non vengono riportate direttamente nel testo dell’Eurocodice 3 né in quello delle NTC; pertanto, è onere del professionista determinarlo secondo metodologie di comprovata validità.
Essendo presenti in letteratura numerose trattazioni, è sempre opportuno verificare la validità della formulazione in funzione delle condizioni al contorno. In genere non è consigliabile attingere coefficienti per la formula di Mcr da trattazioni differenti, a meno di non essere certi che siano riferiti allo stesso caso. Nello specifico, la formula di Serna e Lopez fornisce valori di C1 in genere allineati con quelli determinati tramite i diagrammi del documento ECCS n.119; è bene, in ogni caso, verificare tale corrispondenza, in modo da poter assumere correttamente i valori di C2, desumibili dai diagrammi del documento ECCS.

DOMANDA:
Nel caso di travi che supportano una lamiera grecata, si può considerare che questa impedisca l’instabilità laterale se è saldata alla piattabanda superiore?

RISPOSTA:
Senza entrare nel merito delle problematiche tecnologiche legate alla saldatura di lamiere zincate (quali spesso sono le lamiere grecate), in generale la presenza di una lamiera grecata, seppur efficacemente collegata all’impalcato, può solo fornire un contributo stabilizzante (anche significativo), tuttavia difficilmente si rivela sufficiente a considerare il profilo perfettamente vincolato contro l’instabilità flesso-torsionale (avendo un vincolo non simmetrico, si ha instabilità flesso-torsionale, non laterale).
Il fenomeno di interazione tra lamiera e travi è piuttosto complesso, essendo molti i parametri legati alla deformabilità, resistenza e stabilità della lamiera che entrano in gioco.
Informazioni dettagliate, comprensive della trattazione della lamiera come diaframma di piano, possono essere reperite nel documento ECCS n° 88/1995 “European Recommendations for the Application of Metal Sheeting acting as Diaphragm” e nel capitolo 5 del manuale ECCS “Design of cold-formed steel structures”.

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[Benedetto Cordova]

DOMANDE DEL MODULO 1 (DESIMONI): VERIFICHE DI STABILITÀ 2/2

Riportiamo qui le domande con relative risposte formulate durante lo svolgimento del modulo 1 del webinar, pensando che possa essere utile metterle a disposizione di tutti. Le risposte sono state concordate tra tutti i relatori.

DOMANDA:
La EN 1993-1- 1:2022 stabilisce quando un ritegno intermedio (una trave secondaria che si innesta su una trave principale) può essere considerato ritegno torsionale?

RISPOSTA:
Nella versione 2005, al §6.3.2.4, vengono date informazioni sulla distanza tra i ritegni laterali affinché una trave possa essere considerata stabilizzata all’instabilità flesso-torsionale.
Nella EN 1993-1-1:2022 tale paragrafo non è più presente.
Una utile indicazione si può trovare sulla pubblicazione SCI (Steel Construction Institute) P212 – “Joints in Steel Construction Simple Connections”:
“4.3 RECOMMENDED GEOMETRY The design procedures which follow set down a number of recommended details that are intended to achieve the required connection ductility. When detailing the joint, the main requirements are as follows:
(i) the cleats are positioned close to the top flange in order to provide positional restraint;
(ii) the cleats are at least 0.6 x the supported beam depth in order to provide the beam with adequate torsional restraint;
(iii) the cleats are relatively thin (8 mm or 10 mm);
(iv) the bolts in the supporting member are at reasonable cross centres (100 mm + beam web thickness).
The first two requirements ensure that in those cases where the beam is laterally unrestrained, it can be designed with an effective length of 1.0L. (BS 5950–1[1]: Table 13)”.
Quindi occorre che la trave secondaria sia allineata superiormente alla principale, che la sua altezza sia almeno il 60% di quella della principale e, aggiungo, che ci siano almeno 2 bulloni e comunque tutti i bulloni che possono essere inseriti nella secondaria.

DOMANDA:
L’instabilità flesso-torsionale di profili accoppiati (es. 2UPN accostati in verticale), segue sempre la teoria vista? In questo caso, il fatto che il carico possa essere applicato su entrambi i profili (es. arcarecci che si appoggiano su travi principali costituite da profili accoppiati), quindi con un certo braccio rispetto al baricentro della sezione composta, come deve essere trattato?

Vale sempre la penalizzazione per il carico applicato all’estradosso? Posso beneficiare di effetti stabilizzanti o, a favore di sicurezza, li trascuro?

RISPOSTA:
Le formule di verifica per il caso generale sono applicabili a sezioni non necessariamente a I o H. Le
formulazioni per il momento critico viste durante il corso sono riferite a trattazioni valide per profili a I e H mono o doppiamente simmetrici. Non è specificato se siano da ritenersi valide per profili accoppiati, quali 2 UPN schiena contro schiena, collegate da imbottiture.

DOMANDA:
Circa l’instabilità laterale o laterale e flessotorsionale in aste caricate di punta, per le sezioni per le quali Ncr,T < Ncr,z , va considerato Ncr,T nelle formule?
Circa la pressoflessione, nelle formule di interazione e nel calcolo dei coefficienti, per la parte che riguarda la compressione si fa riferimento solo all’instabilità flessionale. Sarebbe corretto considerare anche quella torsionale o flessotorsionale, dove possono essere significative (es. sezioni H, cruciformi, montanti a C)?

 

RISPOSTA:
Nell’EN 1993-1-1:2022 viene precisato che qualora la membratura sia soggetta a fenomeni di instabilità torsionale o flesso-torsionale per effetto dello sforzo normale, nel calcolo dei coefficienti kij il fattore χz deve essere sostituito da χT o χTF .

DOMANDA:
Per travi con sezioni che ricadono in classe 4: se gli elementi sono abbastanza lunghi da far innescare le instabilità globali prima dell’innesco delle instabilità locali (in quanto Ncr e Mcr diventano molto piccoli), ha senso fisico considerare le riduzioni delle aree? I vari coefficienti considerano in qualche modo questo fatto?

 

RISPOSTA:
Parlando di travi con sezione in classe 4, quali quelle per le vie di corsa da carroponte, utilizzando il metodo delle tensioni ridotte risulta evidente la distinzione fisica tra i due fenomeni di instabilità locale e globale. Infatti, se l’anima è dotata di irrigidimenti opportuni tali da evitare l’insorgenza dell’instabilità locale per i carichi di progetto (come nell’esempio finale del Modulo 1 del corso), non occorre ridurre le tensioni e quindi nella verifica di stabilità globale della trave può essere attinta la completa resistenza della sezione. Numericamente, su un modello a shell di dettaglio della trave, si ha che il moltiplicatore critico per instabilità globale precede quello per instabilità locale. Viceversa, se l’instabilità locale risulta predominante, è necessario ridurre la tensione di lavoro nella membratura (metodo delle tensioni ridotte) o ridurre le aree (metodo delle sezioni efficaci). Occorre prestare molta attenzione al caso in cui i moltiplicatori per instabilità locale e globale siano vicini, in quanto il fatto che domini l’una o l’altra instabilità può essere legato a ipotesi di modellazione. In tale caso sarebbe bene porsi “a favore di sicurezza” utilizzando quindi il metodo delle tensioni ridotte o delle sezioni efficaci.

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[Benedetto Cordova]

DOMANDE DEL MODULO 1 (DESIMONI): ANALISI DI BUCKLING SU MODELLI FEM
Riportiamo qui le domande con relative risposte formulate durante lo svolgimento del modulo 1 del webinar, pensando che possa essere utile metterle a disposizione di tutti. Le risposte sono state concordate tra tutti i relatori.

DOMANDA:
Come posso validare un’analisi di buckling eseguita con un software?

RISPOSTA:
La validazione può essere fatta unicamente per schemi statici semplici di cui conosce la soluzione analitica del fenomeno instabile considerato, ad esempio una mensola di cui si può calcolare manualmente Ncr o una trave in semplice appoggio di cui si può determinare Mcr.
Per i telai che rientrano nel campo di applicabilità della teoria di Wood, è possibile effettuare un confronto considerando il telaio caricato con forze esploratrici.
Comunque, ricordiamo che il comportamento fisico della gran parte delle strutture non è quasi mai un problema di biforcazione, ma di deformabilità sotto carico.

DOMANDA:
L’alfa critico che ottengo dall’analisi di buckling è un coefficiente globale dell’intera struttura?

RISPOSTA:
Un’analisi agli autovalori consente di estrarre tutti i modi, locali o globali che siano.
È compito del progettista analizzare gli autovettori (forme instabili) associati ai vari autovalori (alfa critici) e valutare quali corrispondano a modi locali e quali a modi globali.

[Benedetto Cordova]

DOMANDE DEL MODULO 1 (DESIMONI): QUESITI GENERALI

Riportiamo qui le domande con relative risposte formulate durante lo svolgimento del modulo 1 del webinar, pensando che possa essere utile metterle a disposizione di tutti. Le risposte sono state concordate tra tutti i relatori.

DOMANDA:
In un portale in acciaio formato da travi e pilastri a sezione rastremata, quali sono le verifiche e gli accorgimenti tecnici sui quali porre maggiore attenzione?

RISPOSTA:
Problema non banale e risposta non condensabile in poche righe, anche in quanto legata alla geometria specifica del singolo caso in studio. Nell’Appendice BB dell’EN 1993-1-1:2005 c’erano alcuni cenni alle sezioni variabili (anche per la presenza di haunch).
Per maggiori dettagli, si possono consultare le seguenti pubblicazioni dello Steel Construction Institute: SCI P399 “Design of steel portal frame buildings”; SCI P397 “Elastic design of single span steel portal frame buildings”. Qualora la geometria lo consenta, si può valutare si approcciare al problema utilizzando “il metodo generale”.

[Benedetto Cordova]

Risposta alla domanda #17417 a cura dell’ing. Simone Caffè.

Le imperfezioni globali sono riferite alla sollecitazione assiale di volta in volta presente in una membratura per ciascuna combinazione di carico. Tuttavia, come correttamente asserito dal collega, alcuni software consentono di associare il notional load a ciascun carico verticale come percentuale di esso e pertanto i relativi effetti saranno combinati con i fattori di combinazione del carico dal quale sono prodotti. In altre parole, se ci si riferisse al G2 e IMPG2 fosse il notional load ad esso riferito, l’IMPG2, nelle combinazioni delle azioni, avrebbe i medesimi fattori di combinazione di G2, ferma restando la necessità di “permutare in segno” IMPG2.
Le imperfezioni hanno effetto unicamente sui carichi verticali, non avrebbe pertanto senso applicare un notional load ad un carico che sia già orizzontale (di fatto i software non lo consentono).
L’applicazione delle imperfezioni locali è tutt’altro che immediata, come asserito dall’Ing. Desimoni. Per strutture semplici (telai/portali monopiano) si possono usare i notional load autoequilibrati, ovvero carichi uniformemente distribuiti lungo l’asse della membratura, i quali producono il medesimo momento derivante da un’imperfezione sinusoidale associata alla forza normale presente nella membratura considerata. Tuttavia, per strutture più complesse (anche semplicemente un telaio multipiano e multicampata), l’inserimento delle imperfezioni locali richiederebbe un attento studio della loro distribuzione sia in pianta che in altezza, con un conseguente incremento spropositato degli scenari di carico. Si può sempre valutare la possibilità di meshare gli elementi (e.g. in 5 parti), processare un’analisi modale o di buckling e utilizzare la forma più adeguata per “deformare” il modello iniziale, che a questo punto sarà in grado di cogliere tanto gli effetti delle imperfezioni globali quanto gli effetti delle imperfezioni locali. Anche in questo caso, tuttavia, si rende necessario utilizzare più forme iniziali per individuare quale possa produrre il massimo tasso di sfruttamento nelle membrature.
Infine, ritengo che le imperfezioni locali vadano applicate a ciascuna membratura compressa.
Vista la difficoltà operativa, ribadisco che l’unica strategia a mio avviso competitiva sia quella di effettuare analisi GNIA+M3 e condurre a posteriori le verifiche di stabilità con riferimento a Lcr=L, tenendo in conto degli effetti locali nelle verifiche e non nelle analisi.

[Salvatore Meli]

Gent.mo ing. Benedetto Cordova,
nella presente struttura relativa ad una scala esterna in acciaio, il pianerottolo di arrivo è costituito da un sistema di lamiera, piatti e UPN trasversali.
Tra il nodi 61 e 62, in presenza di una compressione assiale per effetto di carichi orizzontali, ho considerato una lunghezza libera di inflessione Lo=270 cm , pari alla distanza tra il nodo 61 e 62 con K1-2=1 e K1-3=1.
Gli UPN 80 trasversali si possono ritenere dei ritegni e considerare la lunghezza libera i inflessione Lo’=Lo/4?

[Benedetto Cordova]

Buongiorno ing. Meli,
ha uno schizzo per capire meglio la geometria? Qui non è facile inserire una immagine, se me la manda per email (b.cordova@ctanet.it) poi la inserisco io nel Forum.
Grazie.

[Salvatore Meli]

Ho inviato uno schizzo per mail
Grazie

[Benedetto Cordova]

Penso che si possa certamente considerare che i profili UPN costituiscano un ritegno per i correnti (piatti 120×10), per cui la loro lunghezza di libera infleaasione diventa Lo = 270 / 4 = 67,5 cm.
Questo però implica che la lamiera superiore da 8 mm di spessore agisca come controvento di piano del pianerottolo, e quindi sia saldata, anche a tratti ma con continuità. Se non ci si fida di come la lamiera è saldata alle strutture sottostanti, allora si potrebbe mettere un controvento di piano usando un L anche abbastanza piccolo. Questa scelta sarebbe indispensabile se invece della lamiera ci fosse usato un grigliato (che non vincola in alcun modo le strutture sulle quali giace). Quindi, se ci si fida del fissaggio della lamiera (che immagino sarà striata) allora va bene così, altrimenti si può aggiungere un controvento di piano.
Spero di essere stato di qualche aiuto.
Un cordiale saluto,
Benedetto Cordova

[Salvatore Meli]

Molto utile
grazie e un cordiale saluto

[Vittoria Francesca Parrella]

Buongiorno, ho una domanda relativa alle sezioni a T in acciaio: come si procede per la definizione della classe di  una sezione a T (non sono riuscita a trovare dei riferimenti in normativa)? Grazie

[Benedetto Cordova]

Buongiorno Vittoria,

In effetti l’EC3-1-1 non dice come classificare le sezioni a T.

Se si va sulle norme americane AISC 360 invece, lì si trovano due tabelle, B4.1a (classificazione in compressione) e B4.1b (classificazione in flessione) dove, oltre a tutti i profili ad H, ci sono anche i T.

Non possiamo usare la classificazione di AISC in Italia, però possiamo fare qualche osservazione su di essa. I limiti per le ali dei T sono simili a quelli per le ali dei profilati ad H, mentre quelli per l’anima del T sono meno severi (si può pensare perché l’anima è tenuta da due ali, in genere di spessore maggiore) ma più severi di quelli relativi all’anima di un profilato ad H (perché in quest’ultimo l’anima è tenuta da entrambi gli estremi, mentre nel T solo da un estremo).

Quindi, In analogia con le AISC, potremmo dire che le ali del T le classifichiamo, in compressione, come quelle di un H (“outstanding flanges”); l’anima del T, a favore di sicurezza possiamo classificarla allo stesso modo, sempre in compressione (in realtà dovrebbe stare un po’ meglio, per quello che possiamo dedurre dall’AISC).

Per quanto riguarda la flessione, tecnicamente si può applicare la formulazione per le “outstand flanges”, che risulta un po’ meno immediata a causa della distribuzione a farfalla (in classe 3) o a blocchi (in classe 1 e 2) delle tensioni. La classificazione, tra l’altro, varierà a seconda del verso del momento (e sarà penalizzante solo nel caso di estremo libero dell’anima compresso). Una spiegazione, sia analitica che con esempi, di come procedere alla classificazione della sezione inflessa la si può trovare in questo documento, al §2.2.

Spero che quanto scritto aiuti.

Un cordiale saluto

Benedetto Cordova

[Cremonini Carlo]

Buongiorno, avrei bisogno di un chiarimento in merito a questo tema:

C’è differenza, e se sì più o meno quanto, tra il prezzo unitario (al kg) di elementi in carpenteria metallica (fornitura e posa in opera) tra la classificazione EXC2 e EXC3?

[Autore]

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