Prima di analizzare il caso pratico di miglioramento sismico edificio industriale è bene ricapitolare quanto riportato nelle Norme Tecniche per le Costruzioni che definiscono al paragrafo 8.4 le tipologie di intervento sull’esistente, ovvero:

• “interventi di riparazione o locali: interventi che interessino singoli elementi strutturali e che, comunque, non riducano le condizioni di sicurezza preesistenti”. Tali interventi, conosciuti anche come di messa in sicurezza e descritti al paragrafo 8.4.1 riguardano le azioni volte a salvaguardare l’integrità di un fabbricato per evitare crolli o danneggiamenti ulteriori. Un tipico esempio nel caso di edifici in prefabbricato cementizio è la connessione degli elementi strutturali mediante piastre o tasselli in carpenteria metallica. Gli interventi di messa in sicurezza sono generalmente leggeri in termine di impegno e di costi.
• “interventi di miglioramento: interventi atti ad aumentare la sicurezza strutturale preesistente, senza necessariamente raggiungerei livelli di sicurezza fissati al paragrafo 8.4.3”, riguardano le realizzazioni che permettono ad un edificio esistente di accrescere la propria rispondenza ad un terremoto secondo quanto previsto al paragrafo 8.4.2. Nel caso pratico sotto descritto si sono adottati i criteri “%richiesti” per un fabbricato realizzato ex novo (vale a dire quanto, in percentuale rispetto ad un edificio ex novo, l’edificio migliorato deve essere in grado di sopportare un terremoto –per l’Emilia Romagna la percentuale minima è del 60%). Gli interventi di miglioramento sono più invasivi sia a livello di stop dell’attività produttiva che dal punto di vista economico e richiedono un collaudo statico. Tuttavia l’utilizzo di soluzioni in acciaio può consentire di ridurre al minimo l’ingerenza a fronte di un investimento economico sostenibile.
• “interventi di adeguamento: interventi atti ad aumentare la sicurezza strutturale preesistente, conseguendo i livelli di sicurezzafissati al § 8.4.3”. Tali interventi, eviscerati al paragrafo 8.4.3. sono obbligatori per: sopraelevazioni o ampliamenti, variazioni di destinazione d’uso, interventi di trasformazione che comportino un sistema strutturale differente dal precedente, modifiche di classe d’uso “che conducano a costruzioni di classe III ad uso scolastico o di classe IV”. È evidente che questa tipologia d’intervento possa essere la più complessa a livello progettuale e di costi e che richieda come per il miglioramento un collaudo statico. In alcuni casi, valutata la condizione dell’edificio esistente, le sue caratteristiche e gli eventuali danni subiti risulta più opportuno l’abbattimento dello stesso e la realizzazione di un nuovo edificio.

Vediamo di seguito un caso pratico di messa in sicurezza e miglioramento sismico di un edificio in cemento armato contenuto nella dispensa di Fondazione Promozione Acciaio intitolata: “L’acciaio negli interventi di miglioramento o adeguamento sismico di edifici industriali esistenti – Casi pratici e valutazioni economiche”.

Non perderti: Cemento armato SLE. Quali verifiche effettuare agli stati limite di esercizio?

Caso pratico di miglioramento sismico edificio industriale: dati e costi progetto

Dati del progetto:

• Stabilimento MW FEP, San Giovanni in Persiceto (BO)
• Committente: MW FEP spa
• Zona sismica: 3
• Progetto: Francesco Bercè – EFFEBI srl (messa in sicurezza)
• Progetto architettonico: Massimo Bergonzoni (miglioramento sismico)
• Progetto strutturale: Devis Sonda, Andrea Pollini – Myamoto (miglioramento sismico)
• Costruttore metallico: EFFEBI srl
• Immagini: EFFEBI srl

Lo stabilimento bolognese dell’azienda, operante nel settore dell’elettronica, è composto da un capannone produttivo e una palazzina uffici realizzati negli anni 60 in cemento armato e laterizio. Gli uffici sono distribuiti su tre piani mentre la produzione avviene in un volume monopiano con capriate reticolari a doppio shed.

Fig.1_Stabilimento produttivo: stato di fatto ©Fondazione Promozione Acciaio

Durante il sisma del 2012 lo stabilimento riportò alcuni danni con crepe nelle pareti di tamponamento e problematiche nel collegamento trave-colonna. Il danneggiamento degli appoggi ha quindi richiesto in primis un intervento di messa in sicurezza per evitare un collasso degli elementi di copertura.  Per collegare quest’ultimi alle travi perimetrali è stata predisposta una struttura in acciaio.

La scelta di elementi in carpenteria metallica è stata dettata dall’urgenza di porre in sicurezza il capannone per consentire la ripresa dell’attività; partiti il 25 giugno 2012 i lavori si sono conclusi dopo soli trenta giorni.

Il costo medio degli interventi di messa in sicurezza si è attestato a 37 € / mq realizzando:

• cerchiatura alla sommità dei pilastri e loro connessione con le travi;
• inserimento di nuovi pilastri aderenti agli esistenti della palazzina uffici per evitare lo sfilamento delle capriate;
• connessioni e legature alle capriate intermedie;
• connessioni fra le capriate e le colonne;
• connessioni capriate con travi e colonne nella testata esterna.

Caso pratico di miglioramento sismico edifici industriali: gli interventi effettuati

Successivamente sono stati poi eseguiti i lavori atti a migliorare la risposta sismica dell’edificio per portarlo al 60% dei requisiti richiesti per la realizzazione di un nuovo edificio. In questo caso la scelta progettuale doveva confrontarsi con l’intenzione della Committenza di non interrompere le attività lavorative. Le lavorazioni incompatibili con lo svolgersi dell’attività aziendale sono state dunque limitate in due brevi periodi durante i quali l’azienda aveva già in programma la chiusura.

Gli interventi di miglioramento hanno riguardato sia la palazzina uffici che l’edificio produttivo. Per la palazzina uffici si è provveduto a realizzare dei controventi longitudinali inserendo quattro setti reticolari interni e quattro esterni. I setti sono in carpenteria metallica, con travi HE e diagonali BRB (elementi dissipativi ad instabilità impedita).

Fig.2_Disegno di progetto controventi esterni alla palazzina uffici ©Fondazione Promozione Acciaio

Fig.3_Vista dei controventi esterni alla palazzina uffici ©Fondazione Promozione Acciaio

Analogamente si è provveduto ad inserire quattro setti verticali per il controventamento trasversale della palazzina. Quest’ultima è stata quindi congiunta all’edificio produttivo mediante elementi dissipativi di tipo fluido-viscoso e strutture in acciaio.

Fig.4_Vista delle strutture di connessione uffici polo produttivo ©Fondazione Promozione Acciaio

Per l’area produttiva sono stati inseriti controventi in acciaio a livello della briglia inferiore delle capriate a doppio shed, con collegamenti in profili laminati HE e laminati mercantili a sezione tonda con cannula di tensionamento.

Fig.5_Disegno controventi dell’edificio produttivo ©Fondazione Promozione Acciaio

Fig.6_Vista dei controventi dell’edificio produttivo ©Fondazione Promozione Acciaio

Avendo riportato crepe durante il terremoto, anche la muratura di tamponamento è stata oggetto di interventi migliorativi in carpenteria metallica. Nello specifico i tamponamenti sono stati contenuti con una maglia in profili UPN connessi alle travi in c.a. e alla muratura stessa mediante tasselli di ancoraggio.

Fig.7_Vista dei profili UPN per il contenimento della muratura ©Fondazione Promozione Acciaio

Un ultimo intervento ha riguardato un soppalco in carpenteria metallica già presente nell’edificio: alla struttura sono stati aggiunti controventi in piatti d’acciaio.

Fig.8_Controventi installati sul soppalco metallico ©Fondazione Promozione Acciaio

Per gli interventi sopradescritti i costi sono stati:

• intervento sulla palazzina 220 €/mq comprensivo dei dissipatori;
• miglioramento sismico del capannone 63 €/mq.

Il costo dei dissipatori sismici ha inciso per 25€/mq sull’intera superficie dell’intervento.

Scarica la dispensa completa di Fondazione Promozione Acciaio

Ti consigliamo:

Valutazione sismica e tecniche di intervento per edifici esistenti in c.a.

Rui Pinho, Federica Bianchi, Roberto Nascimbene, 2019, Maggioli Editore

Il presente volume fornisce agli ingegneri strutturisti e a tutti quei professionisti che, in generale, operano nell’ambito della valutazione sismica degli edifici esistenti in cemento armato, gli strumenti necessari per effettuare in modo ancora più consapevole le opportune...

39.00 € 35.10 € Acquista

su www.maggiolieditore.it

I difetti che è possibile riscontrare sui manufatti in acciaio, per le proprie­tà del materiale e per i procedimenti di assemblaggio cui sono usualmente sottoposti gli elementi, si differenziano notevolmente da quelli relativi al cal­cestruzzo e alla muratura.

Sulla base dei possibili meccanismi di degrado che è possibile riscontrare sulle strutture metalliche, che a valle di un idoneo montaggio e posa in opera sono principalmente rappresentati dalle cricche che nel tempo tendono a dilatarsi, è stata sviluppata una serie di metodi di indagine strutture in acciaio che consentono di trovare ed analizzare queste discontinuità al fine di valutarne l’accettabilità o meno in relazione alle condizioni d’uso.

Vediamo nel dettaglio alcuni dei metodi metodi utilizzati.

Indagini strutture in acciaio: prove con liquidi penetranti

L’obiettivo di questo tipo di indagine è quello di mostrare cricche e discontinuità altrimenti invisibili ad occhio nudo, in modo da metterne in luce l’esistenza e valutarne il possibile impatto che può avere sulla resistenza e stabilità dell’elemento nel tempo. La prova consiste nell’applicazione sull’ele­mento metallico di liquidi che, per capillarità, sono in grado di penetrare all’interno delle minuscole cricche al fine di renderle visibili.

A valle di una profonda pulizia dell’elemento, questi devono infatti innanzitutto essere posti sulla superficie dell’elemento per consentire la penetrazione in ogni discontinuità eventualmente presente. Quindi deve essere eseguita un’ulte­riore pulizia, con l’eventuale utilizzo di appositi agenti chimici, finalizzata all’asportazione del liquido dalla superficie e non penetrato all’interno delle cricche cercate.

Infine è necessaria l’applicazione di una sostanza con funzione di rivelatore che espanda il liquido penetrante nascosto all’interno della discontinuità rendendolo visibile ad occhio nudo.

Dal momento che l’obiettivo della prova è proprio quello di evidenziare i difetti, i liquidi penetranti sono spesso caratterizzati da colorazioni forti o fluorescenti, in modo che possano essere facilmente individuati in contrasto con la restante superficie del materiale metallico.

Seppur ampiamente utilizzato ed affidabile, questo tipo di prova è particolarmente indicato per l’applicazione su manufatti metallici di piccole dimensioni e che possano essere eventualmente trasportati per l’analisi in officina, dal momento che l’utilizzo di liquidi si presenta molto più agevole in una postazione fissa e specificatamente adibita allo scopo. L’applicazione sulle strutture in opera è comunque diffusa ma presenta alcune difficoltà in caso di luoghi poco accessibili per i procedimenti che comunque devono essere seguiti affinché il metodo possa dare i migliori risultati.

Non perderti: Degrado dell’acciaio: cosa accade alle strutture metalliche?

Indagini strutture in acciaio: prove magnetoscopiche

Questa prova basa il suo funzionamento sulle proprietà ma­gnetiche dell’acciaio.

Il test consiste nell’induzione di un campo magnetico nell’elemento metallico, campo che può essere indotto tramite elettrificazione o annegando il pezzo in un campo magnetico derivante dall’esterno. Nella maggior parte dei casi di interesse per l’applicazione in edilizia, il campo magnetico viene indotto attraverso un giogo portatile, ovvero un magnete permanente a ferro di cavallo.

Cricche evidenziate da indagine magnetoscopica

A seguito della magnetizzazione viene applicata sulla superficie, tramite nebulizzazione, una sostanza contenente particelle magnetiche che, a causa della presenza del campo magnetico precedentemente indotto, si dispongono secondo le linee di flusso dello stesso. Proprio questo rappresenta il momento di indagine: eventuali discontinuità o difetti presenti sul materiale influenzano il campo magnetico e, quindi, la disposizione delle particelle, che in questo modo formano dei punti visibili grazie al loro ad­densamento in prossimità dei difetti.

Come prevedibile, una volta terminata l’analisi della superficie, essa dovrà essere pulita e l’elemento smagnetizzato. Nonostante esistano diverse varianti per l’esecuzione di questo tipo di prove, una delle configurazioni più diffuse per il controllo degli elementi in acciaio in opera consiste nell’utilizzo combinato del giogo portatile e di particelle magnetiche contenute in liquidi che possono essere nebulizzati facilmente sulla superficie tramite bombolet­te spray.

Potrebbe interessarti: Controventi in acciaio. Cosa differenzia le diverse tipologie?

Indagini strutture in acciaio: prove radiografiche e gammagrafiche

Uno dei difetti del metodo di indagine a liquidi penetranti e di quello magnetoscopico appena visti è sicuramente quello di riuscire ad indagare solamente sulla superficie dell’elemento e non nell’intero volume. Nel caso in cui, oltre alle cricche e alle discontinuità, fossero presenti delle inclusioni di materiale o altri difetti interni, questi non verrebbero evidenziati dalla prova e resterebbero quindi invisibili.

A questa problematica è immune la prova radiografica, che consiste nella realizzazione di una vera e propria radiogra­fia del pezzo analizzato.

La prova radiografica, o gammagrafica, consiste proprio nell’investire il materiale metallico con un fascio di radiazioni che vanno quindi ad impri­mere una pellicola. L’intensità delle radiazioni, alterata dal materiale attraversato, definisce il livello di colore che assume la pellicola, lasciando traccia di eventuali disuniformità tra le diverse porzioni di volume analizzato.

Per l’esecuzione della prova è necessaria una specifica attrezzatura in grado di produrre le radiazioni su cui si basa, che possono essere di tipo x o di tipo g. La scelta del metodo che meglio si adatta alle diverse situazioni dipende da una serie di fattori, tra cui, tra gli altri, la possibilità di indagare elementi di spessore fino a 4 volte maggiore con i raggi g piuttosto che con i raggi x, a causa della maggior potenza della radiazione ionizzante prodotta dal processo di decadimento radioattivo.

Proprio per la natura delle fonti di energia alla base della strumentazione necessaria, l’utilizzo di questo tipo di indagini impone una particolare atten­zione in relazione alla sicurezza dell’operatore che esegue la prova, vista la pericolosità delle stesse nei confronti dell’uomo. Questo rappresenta inevitabilmente uno dei principali limiti dell’indagine radiografica, insieme alla possibilità di essere realmente efficaci solamente con pezzi metallici dalla geometria semplice, dal momento che una geometria complessa renderebbe molto difficile la distinzione delle macchie di colore legate ad un difetto da quelle connesse semplicemente alle modalità con cui le radiazioni attraversano le varie parti del pezzo analizzato.

Leggi anche: Cenni sul processo produttivo strutture in acciaio: le norme uni en 1090

Indagini strutture in acciaio: prove ultrasoniche

L’indagine si basa sull’immissione di onde sonore che da un generatore vengono trasmesse al materiale da analizzare, all’interno del quale si propa­gano e vengono quindi a loro volta campionate da un ricevitore.

Gli eventuali difetti vengono individuati attraverso l’osservazione della forma d’onda e del tempo di volo. Esso è essenzialmente determinato dalla misura della distanza, in un grafico ampiezza-tempo, tra i due picchi corrispondenti all’emissione dell’impulso iniziale e all’eco di fondo, ovvero la ricezione del segnale riflesso. I difetti, semplificando il problema, sono rappresentati da eventuali picchi anomali che si dovessero visualizzare tra i due segnali di partenza e di ritorno, dovuti alla riflessione dell’onda sonora su un difetto o una discontinuità interna.

Oltre alla mera individuazione dei difetti, attraverso questa prova è possibile stimarne la tipologia. Questa operazione avviene attraverso il confronto del grafico della prova con grafici derivanti da prove standard di riferimento su difetti noti.

Si sottolinea in tal senso come la descrizione qui sopra riportata abbia semplificato notevolmente quanto realmente avviene durante la prova; l’analisi del segnale è pratica tutt’altro che semplice e la buona riuscita dell’indagine è strettamente legata alla sensibilità e all’esperienza dell’operatore che la esegue.

Così come tutte le altre prove non distruttive, anche la metodologia ul­trasonica incontra alcune difficoltà nell’applicazione su particolari elementi. Essa risulta infatti difficoltosa in caso di geometrie complesse e di elementi di piccole dimensioni, a causa della necessità di muovere la sonda emittente/ricevente sulla superficie dell’elemento. Nel campo edile e civile, questo genere di prova è molto utilizzato soprattutto per l’analisi, sia al momento della realizzazione sia nel tempo, delle saldature, in particolare quelle che prevedono la fusione completa dei lembi (saldature a piena penetrazione).

Il testo è tratto dal volume “Controllo e monitoraggio strutturale degli edifici” di Fabio Manzone, edito da Maggioli Editore.

Ti consigliamo:

Controllo e monitoraggio strutturale degli edifici

Fabio Manzone, 2018, Maggioli Editore

Aggiornata con le Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni 2018 (c.d. NTC 2018 contenute nel d.m. 17 gennaio 2018), l’Opera offre al lettore le basi necessarie alla comprensione dei meccanismi propri del controllo e del monitoraggio strutturale, compreso il loro rapporto con...

34.00 € 30.60 € Acquista

su www.maggiolieditore.it

Il tema delle infrastrutture è all’ordine del giorno a causa della fragilità e vulnerabilità mostrata nel recente passato dal nostro patrimonio di ponti e viadotti. In realtà da diversi anni è iniziata una fase di verifica delle infrastrutture e recentemente sono state approvate le Linee Guida per la classificazione e gestione del rischio, la valutazione della sicurezza ed il monitoraggio dei ponti esistenti.

CSPFea, società di distribuzione, sviluppo e supporto di software per l’ingegneria, promuove una serie di webinar, nella piattaforma FEA Play, che hanno come tema principale il mondo dei ponti dal punto di vista dei professionisti.

Tra i webinar dedicati ai ponti non poteva mancare un focus dedicato ad un ospite d’eccezione: l’Istituto Italiano della Saldatura (IIS) che dal 1948 si occupa di fornire servizi in molti comparti industriali, dall’Oil&Gas, alle infrastrutture civili ed industriali, trasporti, chimico, con la missione di promuovere e favorire in Italia il progresso della saldatura in ogni suo campo. IIS si occupa di certificazione, formazione, ispezione, diagnostica, ingegneria e molto altro. IIS è un protagonista nella progettazione, montaggio, collaudo, sorveglianza dei ponti in acciaio.

Gestione e riparazione ponti in acciaio: webinar sulle possibili problematiche e le soluzioni da attuare

Il webinar, che si terrà martedì 7 luglio alle ore 10.30, tratterà le problematiche logistiche e strutturali delle riparazioni di giunti saldati di impalcati di ponti e viadotti metallici, le azioni che insistono sulle membrature e il rischio di collasso.

La multidisciplinarietà di questo tipo di interventi porta alle valutazioni di carattere ingegneristico, evidenziando le tecniche e le sequenze di riparazione.

Si parlerà poi di meccanismi di danno tipici, come corrosione e fatica e le tecniche di controllo non distruttivo, con un focus sulla pianificazione delle ispezioni (criterio tradizionale o basato sulla stima del rischio) seguita da una parte pratica in cui vengono presentati esempi di applicazione del metodo semplificato e generale. Gli ospiti relatori di questo webinar sono:

• l’ing. Giancarlo Canale e
• l’ing. Michele Lanza dell’Istituto Italiano Saldatura.

Il webinar si concluderà con la relazione dell’ing. Carlo Tuzza di CSPFea che illustrerà esempi di analisi a fatica di giunti e componenti in acciaio con MIDAS FEA NX.

>>>Iscriviti e partecipa gratuitamente al webinar<<<

Andiamo nel dettaglio normativo sulla verifica di instabilità delle membrature in acciaio compresse e pressoinflesse.

Ecco cosa prevedono le NTC 2018 per quanto riguarda il carico critico elastico, gli effetti del secondo ordine e instabilità dei profili in acciaio.

Di seguito l’analisi.

Carico critico elastico

Le ricerche condotte da Eulero (1707-1783) e da D. Bernoulli (1700-1782) hanno dato luce alla formula per il calcolo del carico critico elastico, ovvero quel valore limite che segna l’inizio dei grandi spostamenti.

La formula per il calcolo del carico critico euleriano si presenta attualmente nella seguente forma:

N_{cr}  = \dfrac{ π^2 EI }{l_0^2}

Con:

• E Modulo elastico del materiale costituente la sezione;
• I Inerzia della sezione trasversale;
• l_{0} =μ * l  Lunghezza libera di inflessione,
  • di cui l = lunghezza dell’asta vincolata, μ = coefficiente di vincolo

Il valore di tensione raggiunto dall’asta quando la sollecitazione raggiunge il valore critico euleriano, in ipotesi di perfetta centralità del carico è il seguente, anche noto come “Tensione Critica”:

Ϭ_{cr}  = \dfrac{N_{cr}}{A} =  \dfrac{ π^2 EI }{Al_0^2} =  \dfrac{ π^2 E}{λ^2}

Dove λ = \dfrac{l_0}{ρ} , rapporto tra la lunghezza libera di inflessione  l_{0}  e il raggio d’inerzia della sezione costituente l’asta considerata ρ, è adimensionale ed è definito come snellezza dell’asta nel piano di verifica considerato.

Instabilità membrature acciaio: effetti del secondo ordine

Attraverso l’osservazione del comportamento di un’asta soggetta a un’imperfezione iniziale in mezzaria e sottoposta a un carico N, Young formulò che momento flettente massimo del secondo ordine a cui l’asta stessa è soggetta è pari a:

M_{2}  =  \dfrac{Nδ_0}{1-\dfrac{N}{N_{cr}}}

Dove  \dfrac{1}{1-\dfrac{N}{N_{cr}}} rappresenta il coefficiente di amplificazione della freccia per effetto dell’imperfezione dell’asta stessa.

Young postulò che il carico limite  N_{c}  di una colonna con deformazione iniziale  {δ_0}   è raggiunto quando si raggiunge nella fibra più esterna la tensione limite sopportabile dal materiale costituente l’asta:

Ϭ_{lim}  = \dfrac{N_{c}}{A} +  \dfrac{{N_c}{δ_0}}{W({1-\frac{N}{N_{cr}}})}

Con

• A area;
• W modulo di resistenza della sezione trasversale.

Imponendo che Ϭ_{lim}  sia uguale alla resistenza caratteristica del materiale base  f_{y}  e indicando con  Ϭ_{c} = \dfrac{N_{c}}{A} e  Ϭ_{cr} = \dfrac{N_{cr}}{A} , la precedente formula può essere trasformata così:

( f_{y}  –  Ϭ_{c} ) ( Ϭ_{cr}  –  Ϭ_{c} ) =  η Ϭ_{cr}  Ϭ_{c} 

Con  η = \dfrac{{δ_0}{A}}{W}

Pressione centrata e Normativa tecnica instabilità profili in acciaio

Secondo il decreto del 17 gennaio 2018 – Aggiornamento delle “Norme tecniche per le costruzioni”, meglio noto come NTC2018, la resistenza di progetto all’instabilità nell’asta compressa è data dalla seguente formula:

N_{b,Rd}  = \dfrac{{\chi}{A}{f_{yk}}} {γ_{M1}}

Dove “b” sta per buckling, A è l’area della sezione, γ_{M1} è il coefficiente di sicurezza del materiale e f_{yk} è la resistenza del materiale costituente la sezione.

La valutazione dell’effettiva riduzione di resistenza del profilo per effetto dei fenomeni di instabilità è tutta contenuta nella definizione e valutazione del coefficiente  \chi . Esso è valutato secondo la seguente formula:

\chi =  \dfrac{1}{ \chi + \sqrt {Φ^2 - \overline{λ^2}}} ≤ 1

Con:

 Φ =  0.5 [1+ \alpha (\overline {λ^2}  - 0.2) + \overline {λ^2}]

Tale formula lega la definizione del parametro di riduzione \chi  da un lato alla snellezza adimensionalizzata

\overline {λ}  = \dfrac{λ}{λ_y} = \sqrt {\dfrac{{A}{f_{yk}}} {N_{cr}}}

Dall’altro coefficiente di imperfezione </em></strong><strong><em>\alpha, a sua volta funzione della specifica curva di instabilità per il profilo utilizzato.

• Curva di instabilità a  – coefficienti di imperfezione \alpha 0,21
• Curva di instabilità b  – coefficienti di imperfezione \alpha 0,34
• Curva di instabilità c  – coefficienti di imperfezione \alpha 0,49
• Curva di instabilità d  – coefficienti di imperfezione \alpha 0,76

Per ottemperare alle richieste della NTC 2018 deve essere verificata la seguente disuguaglianza

 \dfrac{N}{N_{b,Rd}} ≤ 1

Come affrontare il problema dell’instabilità in caso di pressoflessione?

La NTC2018 in caso di verifiche di instabilità di un’asta pressoinflessa è di scarso contenuto, affermando semplicemente:

“Per elementi strutturali soggetti a compressione e flessione, si debbono studiare i relativi fenomeni di instabilità facendo riferimento a normative di comprovata validità”

Per la progettazione è, dunque, quasi obbligatorio riferirsi all’Eurocodice 3. La verifica all’instabilità delle membrature, con sezioni trasversali in classe 1 e 2, soggette all’azione combinata di momento flettente e azione assiale è, dunque, la seguente:

 \dfrac{N}{N_{b,Rd}} + k \dfrac{M}{M_{c,Rd}} ≤ 1

Con:

• k = 1 – \dfrac {μN}{{γ_{M1}}{N_{b,Rd}}}≤ 1,5

μ = \overline {λ}(2β_M -4) +(\dfrac {W_{pl} - W_{el}}{W_{el}}) ≤ 0,9

Se, a vantaggio di sicurezza, si lavora in campo elastico ovvero utilizzando il  W_{el}  la formula si trasforma in:

μ = \overline {λ}(2β_M -4)≤ 0,9

• M_{c,Rd}  =  M_{pl,Rd}  o  M_{c,Rd}  =  M_{el,Rd} 

Il coefficiente di momento equivalente 2β_M consente di valutare la dipendenza μ alla distribuzione del momento lungo l’asta.

• Cerchi automatismi di calcolo per lunghezza libera di inflessione?
• Le modalità di calcolo dei software in commercio non ti soddisfano?
• Vuoi verificare gli elementi in acciaio pressoinflessi in conformità agli eurocodici?

A breve la soluzione innovativa di modellazione tridimensionale per il disegno esecutivo e il calcolo di tutti i ponteggi in acciaio: il nuovo Blumatica Ponteggi!

Senza sforzi e con pochi click potrai eseguire TUTTE le verifiche di resistenza e stabilità dei ponteggi completamente conformi alle prescrizioni NTC2018+Eurocodice3 e potrai stampare Pi.M.U.S., elaborati grafici e relazione di calcolo. Cosa aspetti? Compila questo form per essere avvisato sul rilascio e guadagnare uno sconto del 10%.

Lo strappo lamellare è un difetto nel materiale indotto dalla saldatura che generalmente diventa evidente durante un’ispezione ultrasonica.

Si tratta di un problema molto rilevante nei collegamenti a croce, a T, d’angolo e con saldature a completa penetrazione, soprattutto nelle lamiere di grande spessore. La norma UNI EN 1993-1-10 – Eurocodice 3 – Progettazione delle strutture di acciaio – Parte 1- 10: Resilienza del materiale e proprietà attraverso lo spessore, raccomanda la scelta della classe di qualità 1 per i materiali in funzione delle conseguenze dello strappo lamellare, come indicato nella tabella sotto (Scelta della classe di qualità, tratta dal prospetto 3.1 – UNI En 1993-1-10).

In funzione della classe di qualità scelta si raccomanda alternativamente che le proprietà attraverso lo spessore per il materiale base siano specificate dalla norma UNI EN 10164 Acciai con caratteristiche di deformazione migliorate nella direzione perpendicolare alla superficie del prodotto – Condizioni tecniche di fornitura, oppure che siano eseguite ispezione post-fabbricazione per l’individuazione di eventuale strappo lamellare.

Fig.1_Strappo lamellare

La deformazione nella direzione attraverso lo spessore dell’elemento è dovuta al ritiro indotto dal raffreddamento del metallo costituente la saldatura, soprattutto se impedita da altre parti della struttura. Lo strappo lamellare avviene per effetto della trazione esterna trasmessa alla lamiera e si verifica comunemente se la deformazione nella connessione agisce nella direzione che attraversa lo spessore del materiale.

Diventa pertanto rilevante anche la natura del particolare costruttivo del collegamento: nei giunti a croce, a T e d’angolo la lamiera orizzontale potrebbe infatti avere ridotta duttilità che attraversa lo spessore. Questa circostanza si verifica se la superficie di fusione risulta grosso modo parallela a quella del materiale base e la deformazione da ritiro è perpendicolare alla direzione di laminazione del materiale. Più è estesa la saldatura, maggiore sarà la suscettibilità.

Elevati livelli di zolfo nella lega possono incrementare lo strappo lamellare.

Leggi anche: saldature strutture in acciaio: classificazione secondo NTC 2018 e circolare

La norma UNI EN 1993-1-10 raccomanda che la suscettibilità del materiale sia determinata misurando la qualità della duttilità attraverso lo spessore in accordo alla UNI EN 10164 – Acciai con caratteristiche di deformazione migliorate nella direzione perpendicolare alla superficie del prodotto – Condizioni tecniche di fornitura, espressa in termini di classi di qualità identificate da valori Z.

Il valore Z è la riduzione trasversale di area in una prova a trazione in accordo alla UNI EN 10002- 1 (versione sostituita da UNI EN ISO 6892-1:2020) per la valutazione della duttilità attraverso lo spessore di un provino, misurata come percentuale.

Lo strappo lamellare può essere trascurato se è soddisfatta la seguente condizione:

 Z_ED ≤ Z_RD

dove

• Z_ED è il valore Z di progetto richiesto risultante dall’ampiezza delle deformazioni derivanti dal ritiro impedito del metallo al di sotto dei cordoni di saldatura
• Z_RD è il valore Z di progetto disponibile per il materiale secondo la norma UNI EN 10164, cioè Z15, Z25 o Z35.

Il valore di progetto richiesto Z_ED può essere determinato utilizzando la seguente espressione:

Z_ED = Z_a+Z_b+Z_c+Z_d+Z_e

In cui Z_a Z_b Z_c Z_d Z_e sono forniti nelle seguenti tabelle.

Criteri che influenzano i valori obiettivo di ZEd, tratti dal prospetto 3.2 – UNI EN 1993-1-10

Fig.2_Altezza efficace della saldatura aeff per il ritiro

Criteri che influenzano i valori obiettivo di ZEd, tratti dal prospetto 3.2 – UNI EN 1993-1-10

Il testo è tratto da: “Quaderni di progettazione strutturale – 5:unioni saldate – parte 2″ di Fondazione Promozione Acciaio. Scarica la versione integrale.

Non perderti il focus sulla prima parte del quaderno di progettazione strutturale di Fondazione Promozione Acciaio

Ti consigliamo:

Progettare strutture in acciaio

Matteo Antonini, Eugenio Berlini, Lorenzo Mussinelli, Fulvio Re Cecconi,, 2020, Maggioli Editore

Questo volume supporta il progettista di strutture in acciaio ad applicare correttamente le ultime novità normative in un settore in cui l’aggiornamento si sviluppa con velocità e complessità sempre maggiori. L’opera tiene conto, infatti, delle...

44.00 € 39.60 € Acquista

su www.maggiolieditore.it

La fabbricazione di un componente strutturale comincia con la trasmissione dell’elaborato tecnico disegno costruttivo all’azienda che si dovrà occupare della realizzazione.

L’azienda esegue (così come richiesto dalla normativa UNI EN ISO 3834 – parti da 1 a 5 “Requisiti di qualità per la saldatura per fusione dei materiali metallici”. Tale norma è richiamata obbligatoriamente all’interno del capitolo 7 della UNI EN 1090-2 per tutte le classi di esecuzione) il riesame tecnico per valutare la fattibilità o meno di quanto presente all’interno dell’elaborato.

Si passa quindi all’acquisto della materia prima. È importante notare che non tutti i materiali che si possono trovare su un profilario devono per forza essere presenti in commercio. La scelta della materia prima deve essere fatta in ogni caso dal progettista per garantire eventuali gerarchie delle resistenze, comportamento a bassa temperatura.

Nota sulla scelta del materiale: molto spesso gli elaborati che arrivano in azienda contengono informazioni relative ai materiali molto approssimative. Per esempio è da evitare la definizione di profilati ad H solo di tipo S235 in quanto di difficile reperimento sul mercato. Nel caso non siano applicabili gerarchie di resistenza in questo caso è possibile riferirsi a profilati di tipo S235 o superiori. La scelta di un profilato con caratteristiche superiori non può essere demandata al costruttore. Nel caso di impieghi a bassa temperatura è necessario analizzare le temperature caratteristiche del componente e designare correttamente il materiale con le sue desinenze JR J0 J2 K2, ecc.

Definita e reperita la materia prima la carpenteria passerà, sempre seguendo l’elaborato tecnico, alla fabbricazione.

La fabbricazione consente di trasformare profili commerciali formati da travi ad H, I, L o profilati cavi e lamiere in quello che è stabilito durante la progettazione. Ovviamente il processo di trasformazione modifica le proprietà originarie della materia prima.

Parte del processo produttivo strutture in acciaio sono di solito le seguenti attività:

• taglio o foratura a freddo (effettuato tramite troncatrice, punzonatrice, cesoie);
• taglio o foratura con processo termico (effettuato tramite ossitaglio, plasma, laser);
• formatura a freddo o a caldo (piegatura, raddrizzatura a caldo, ecc.);
• saldatura (effettuata tipicamente con processo a filo continuo protetto da atmosfera di gas, ma anche con arco sommerso, elettrodo rivestito, ecc.);
• protezione contro la corrosione (verniciatura, zincatura);
• assemblaggio (unioni bullonate);
• controlli e collaudi (distruttivi o non distruttivi, da effettuarsi prima, durante e dopo le fasi sopra riportate).

Tutte queste attività modificano (alcune più, alcune meno) le caratteristiche originarie della materia prima. È quindi obbligatorio per normativa che queste siano qualificate, come vedremo in seguito, prima della produzione.

Il progettista non può esimersi dalla scelta delle modalità di fabbricazione in quanto queste modalità hanno un impatto diretto sulle prestazioni dei componenti strutturali.

Potrebbe interessarti: Saldature strutture in acciaio: classificazione secondo NTC 2018 e circolare

Processo produttivo strutture in acciaio: la serie di norme UNI EN 1090

La normativa EN 1090 è divisa in 5 parti:

UNI EN 1090-1:2012 “Esecuzione di strutture di acciaio e di alluminio – Parte 1: Requisiti per la valutazione di conformità dei componenti strutturali” attualmente in fase di revisione. È la norma che definisce i requisiti, i compiti e le responsabilità relative alla marcatura ed alla immissione sul mercato di componenti strutturali, ai sensi del Regolamento (UE) n. 305/2011 del Parlamento europeo e del Consiglio, del 9 marzo 2011, che fissa condizioni armonizzate per la commercializzazione dei prodotti da costruzione e che abroga la direttiva 89/106/CEE del Consiglio, testo rilevante ai fini del SEE. Tutti i componenti progettati, realizzati e trasformati fuori dal “cantiere” dovranno recare la marcatura CE ai sensi di questa normativa.

UNI EN 1090-2:2018 “Esecuzione di strutture di acciaio e di alluminio – Parte 2: Requisiti tecnici per strutture di acciaio”. È la norma che fissa le regole per la fabbricazione di componenti strutturali in acciaio. È richiamata dalla EN 1090-1. Questo significa che la fabbricazione di componenti strutturali marcati CE deve essere eseguita secondo le regole stabilite all’interno della parte 2.

Questa parte è richiamata anche all’interno delle NTC 2018 al paragrafo 4.2“ … I requisiti per l’esecuzione di strutture di acciaio, al fine di assicurare un adeguato livello di resistenza meccanica e stabilità, di efficienza e di durata, devono essere conformi alle UNI EN 1090-2:2011, “Esecuzione di strutture di acciaio e di alluminio – Parte 2: Requi­siti tecnici per strutture di acciaio”, per quanto non in contrasto con le presenti norme…”.Pertanto la fabbricazione anche dei componenti realizzati in cantiere, pur non es­sendo necessaria la marcatura CE, dovrà seguire le regole della parte 2 della norma.

UNI EN 1090-3:2008 “Esecuzione di strutture di acciaio e di alluminio – Parte 3: Requisiti tecnici per le strutture di alluminio”  sostituita dalla UNI EN 1090-3:2019 “Esecuzione di strutture di acciaio e di alluminio – Parte 3: Requisiti tecnici per le strutture di alluminio” che specifica i requisiti per l’esecuzione delle strutture di alluminio e la realizzazione di componenti strutturali di alluminio.

UNI EN 1090-4:2018 “Esecuzione di strutture di acciaio e di alluminio – Parte 4: Requisiti tecnici per elementi strutturali di acciaio formati a freddo e strutture formate a freddo per applicazioni su tetti, soffitti, pavimenti e pareti”. Questa parte è stata separata dalla parte 2 (fino al 2017 le parti della EN 1090 erano solo le prime 3). Al momento la sua applicazione è controversa. L’interpretazione comunque più accreditata è che i componenti realizzati secondo questa normativa possano comunque essere marcati CE ai sensi della EN 1090-1.

UNI EN 1090-5:2017 “Esecuzione di strutture di acciaio e di alluminio – Parte 5: Requisiti tecnici per elementi strutturali di alluminio formati a freddo e strutture di alluminio formate a freddo per applicazioni su tetti, soffitti, pavimenti e pareti”.

Il testo è tratto dal volume ” Progettare strutture in acciaio”, di aa.vv. edito da Maggioli Editore, con:

• esempi completi di utilizzo dei codici di calcolo agli stati limite
• marcatura CE e classe di esecuzione componenti strutturali
• fogli di calcolo per verifica strutture semplici e pre-dimensionamento strutture complesse

Progettare strutture in acciaio

Matteo Antonini, Eugenio Berlini, Lorenzo Mussinelli, Fulvio Re Cecconi,, 2020, Maggioli Editore

Questo volume supporta il progettista di strutture in acciaio ad applicare correttamente le ultime novità normative in un settore in cui l’aggiornamento si sviluppa con velocità e complessità sempre maggiori. L’opera tiene conto, infatti, delle...

44.00 € 39.60 € Acquista

su www.maggiolieditore.it

Le unioni saldate vengono impiegate per rendere continui più elementi in acciaio, grazie all’unione chimico-fisica conferita dal processo di saldatura, al fine di ottenere componenti strutturali o interi manufatti, talvolta anche molto complessi.

L’unione viene garantita in maniera permanente dalla fusione del materiale che compone il materiale di base (che costituisce le parti da assemblare) e, a seconda della tecnica impiegata, anche del metallo d’apporto (introdotto allo stato fuso).

Le principali normative da seguire per la progettazione delle unioni saldate sono:

• D.M. 17 gennaio 2018 – Aggiornamento delle «Norme tecniche per le costruzioni» (NTC 2018);
• UNI EN 1993‐1‐8 [4] – Eurocodice 3: Progettazione delle strutture di acciaio – Parte 1‐8: Progettazione dei collegamenti.

Vediamo nel dettaglio i passaggi da seguire per effettuare le verifica unioni saldate.

Leggi anche: Saldature strutture in acciaio: classificazione secondo NTC 2018 e Circolare

Verifica unioni saldate: giunti a completa penetrazione

I collegamenti testa a testa, a T e a croce a piena penetrazione sono generalmente realizzati con materiali d’apporto aventi resistenza uguale o maggiore a quella del materiale base (overmatching), pertanto la resistenza di progetto dei collegamenti a piena penetrazione si assume uguale alla resistenza di progetto del più debole tra gli elementi collegati.

Fatte queste premesse e assumendo che la saldatura venga eseguita correttamente, la verifica si ritiene soddisfatta.

Verifica unioni saldate: giunti a parziale penetrazione

I collegamenti testa a testa, a T e a croce a parziale penetrazione vengono solitamente verificati con gli stessi criteri dei cordoni d’angolo. L’altezza di gola dei cordoni d’angolo da utilizzare nelle verifiche è quella teorica, corrispondente alla preparazione adottata e specificata dei disegni di progetto, senza tenere conto della penetrazione e del sovrametallo di saldatura, in conformità con le norme UNI EN ISO 9692 – Saldatura e procedimenti connessi – parti 1, 2, 3 e 4.

Fig.1_Altezza di gola saldatura a cordone d’angolo con approfondimento del cordone (da figura 4.4, UNI EN 1993-1-8)

Nel determinare la resistenza di progetto di una saldatura testa a testa a parziale penetrazione, che penetra al di sotto delle facce dei lati degli elementi da collegare, la UNI EN 1993-1-88:2005 – Eurocodice 3 – Progettazione delle strutture di acciaio – Parte 1-8:Progettazione dei collegamenti;  permette di tener conto della parte di altezza di gola aggiuntiva.

È tuttavia possibile trattare le saldature a parziale penetrazione come se fossero a completa penetrazione nel caso si verifichino entrambe le condizioni rappresentate nella figura seguente.

Fig.2_Effettiva penetrazione in una saldatura di testa a T (da figura 4.6, UNI EN 1993-1 8)

Non perderti: Controventi in acciaio: cosa differenzia le diverse tipologie?

Verifica unioni saldate: giunti a cordoni d’angolo

Assunzioni sulla saldatura:

• Omogenea ed isotropa
• Elementi connessi rigidi e deformazioni trascurabili
• Tensioni nominali dovute alle sollecitazioni esterne: si trascurano i picchi di tensione
• Si trascurano le tensioni residue
• Si trascurano le concentrazioni di tensione
• La geometria della saldatura non viene considerata

La verifica delle saldature a parziale penetrazione e a cordone d’angolo, condotta seguendo uno dei tre procedimenti proposti dalle NTC2018, richiede la corretta definizione dell’altezza di gola a del cordone di saldatura così come indicato nella figura seguente.

Fig.3_Definizione dell’altezza di gola

L’altezza di gola equivale all’altezza minore del triangolo inscritto nella sezione trasversale del cordone, trascurando l’incremento di altezza dovuto alla penetrazione e alla presenza del sovrametallo. Si raccomanda che l’altezza di gola efficace di una saldatura a cordone d’angolo non sia inferiore a 3 mm. (UNI EN 1993-1-8, par 4.5.2).

Si raccomanda che la lunghezza efficace della saldatura a cordone d’angolo L sia assunta come la lunghezza della parte di saldatura lungo la quale il cordone è a pieno spessore, questa lunghezza può essere assunta pari alla lunghezza totale del cordone ridotta del doppio dell’altezza di gola efficace.

L ≥ max { 30 mm; 6 a_w }

Si raccomanda che una saldatura d’angolo con una lunghezza efficace minore di 30 mm o minore di 6 volte la sua altezza di gola, a seconda di quale sia tra i due il valore maggiore, non sia progettata per trasferire carichi.

Metodo direzionale

Il metodo più diffuso per la verifica di resistenza dei cordoni di saldatura è il metodo direzionale che considera la sezione di gola nella sua posizione effettiva. La complessità di tale metodo sta nel dover valutare le componenti di tensione nel piano della sezione di gola come indicato nella figura seguente.

Si trascura la tensione normale σ// parallela al cordone di saldatura.

Fig.4_Stato tensionale nella sezione di gola

Le formule di verifica sono le seguenti:

√[σ_⊥ ² + 3 ( t_⊥² + τ_//² )]  ≤  f_tk / (β γ_M2 )

σ_⊥   ≤ 0.9 f_tk  /  γ_M2 

dove:

• σ_⊥ è la tensione normale alla sezione di gola
• τ_⊥ è la tensione tangenziale ortogonale alla sezione di gola
• τ_// è la tensione tangenziale parallela alla sezione di gola
• f_tk è la resistenza a rottura del più debole degli elementi collegati
• f_tk è la resistenza a rottura del più debole degli elementi collegati
• γ_M2 è il coefficiente parziale di sicurezza per le saldature a parziale penetrazione e a cordone d’angolo (NTC2018 – Tab. 4.2. XIV)
• β è un coefficiente di efficienza della saldatura dipendente dalla classe di resistenza dell’acciaio riportato nella seguente tabella.

Metodo semplificato

In alternativa al metodo direzionale le NTC2018 consentono l’utilizzo di un metodo semplificato per la valutazione della resistenza del cordone di saldatura indipendente dalla direzione in cui agisce lo sforzo. In questo caso il controllo viene effettuato direttamente sulle forze agenti per unità di lunghezza della saldatura secondo la seguente espressione: 

F_w,Ed  ≤ F_w,Rd   

dove:

• F_w,Ed rappresenta il valore della forza agente sulla saldatura per unità di lunghezza
• F_w,Rd è la forza resistente di calcolo della saldatura per unità di lunghezza, definita come:

 F_w,Rd = (f_tk a) / (√3 β γ_M2 )

Metodo della sezione di gola ribaltata

L’ultimo metodo è quello della sezione di gola ribaltata che, analogamente al metodo direzionale, considera le tensioni lungo il cordone di saldatura. La sua semplificazione è dovuta al fatto che non richiede la determinazione delle componenti di tensione nel piano della saldatura, ma su un piano ribaltato coincidente con uno dei due lati della saldatura come mostrato nella seguente figura.

Fig.5_Stato tensionale nella sezione di gola ribaltata

In questo caso il dominio di resistenza si trasforma in una sfera. La verifica si riconduce al rispetto delle seguenti relazioni:

√( n_⊥² + t_⊥² + τ_//² )  ≤  β₁  f_yk 

 | n_⊥ | + | t_⊥ |  ≤  β₂  f_yk 

 in cui:

• n_⊥ è la tensione normale ortogonale all’asse del cordone di saldatura
• t_⊥ è la tensione tangenziale ortogonale all’asse del cordone di saldatura
• τ_// è la tensione tangenziale parallela all’asse del cordone di saldatura
• f_yk è la tensione caratteristica di snervamento
• β₁ e β₂ sono coefficienti di efficienza della saldatura dipendenti dal grado dell’acciaio. Il loro valore è riportato nella seguente tabella.

Il testo è tratto da: “Quaderni di progettazione strutturale – 5:unioni saldate – parte 1” di Fondazione Promozione Acciaio. Scarica la versione integrale.

Ti consigliamo:

Progettare strutture in acciaio

Matteo Antonini, Eugenio Berlini, Lorenzo Mussinelli, Fulvio Re Cecconi,, 2020, Maggioli Editore

Questo volume supporta il progettista di strutture in acciaio ad applicare correttamente le ultime novità normative in un settore in cui l’aggiornamento si sviluppa con velocità e complessità sempre maggiori. L’opera tiene conto, infatti, delle...

44.00 € 39.60 € Acquista

su www.maggiolieditore.it

Le saldature strutture in acciaio, meglio definite unioni saldate, consentono di collegare elementi metallici in modo permanente, realizzando la continuità del materiale mediante fusione.

La saldatura rappresenta un metodo di collegamento rigido che si basa sul riscaldamento degli elementi da unire (pezzi base) fino ad ottenerne il rammollimento o la fusione, in modo da collegarli con o senza materiale di apporto. Il materiale di apporto è un materiale che fonde e dopo la solidificazione forma il cordone di saldatura.

La principale differenza tra le unioni saldate e quelle bullonate è rappresentata proprio dalla monoliticità e dalla maggiore rigidezza delle saldature che, difatti, consentono di realizzare una continuità del materiale.

Per garantire che le unioni saldate funzionino a dovere è necessario adottare particolari precauzioni progettuali e costruttive; inoltre risulta necessario ricorrere sempre a personale qualificato e specializzato, al fine di evitare il rischio di riduzioni di resistenza o rotture fragili legate al procedimento di saldatura.

Gli acciai da costruzione sono prodotti in modo da garantire la saldabilità, ovvero devono poter essere sottoposti alla saldatura con le normali tecniche da cantiere senza necessitare di particolari trattamenti termici. I riferimenti normativi nazionali sono riportati nelle NTC 2018 al paragrafo 11.3.4.5. In ogni caso sia per la saldatura in cantiere che nella saldatura in officina è necessario seguire quanto previsto dalla EN 1090-2 (paragrafo 7). Nel caso di prefabbricazione in officina tutto il processo di fabbricazione, quindi compresa la saldatura, deve essere qualificato e certificato secondo la norma armonizzata UNI EN 1090-1.

Cioè in quest’ultimo caso i componenti strutturali, prima dell’immissione sul mercato, devono essere marcati CE. I processi di saldatura possono essere divisi tra:

• saldatura senza materiale di apporto, nella quale a fondere è solo il materiale base;
• saldatura con materiale di apporto, nella quale a fondere è una miscela di materiale di apporto e materiale base fusi insieme. Nelle costruzioni in acciaio nella quasi totalità dei casi è presente la seconda.

È obbligatorio che le operazioni di saldatura vengano eseguite da personale qualificato e nel rispetto delle prescrizioni normative; difatti si deve evitare che le alterazioni termiche provocate dal processo di saldatura causino una riduzione di resistenza meccanica o l’infragilimento del materiale.

I principali processi di saldatura, così come riportati nell’Eurocodice 3, sono rappresentati da saldatura ad arco con elettrodi rivestiti, saldatura ad arco som­merso, saldatura ad arco con filo animato, saldatura con protezione di gas ed elettrodo fusibile (MIG e MAG), saldatura con protezione di gas ed elettrodo infusibile (TIG). Questi processi devono essere in ogni caso qualificati secondo la normativa UNI EN ISO 15614-x (WPQR) e i saldatori o gli operatori di saldatura devono essere qualificati rispettivimanente secondo le normative UNI EN ISO 9606-x o UNI EN ISO 14732 (patentino).

 Leggi il volume: Progettazione strutturale e normativa tecnica: Eurocodici e NTC 2018 - Principi generali 

Classificazione saldature strutture in acciaio

In un’unione saldata la resistenza è affidata ai cordoni di saldatura; a seconda degli elementi da congiungere si possono avere diverse tipologie di giunti, ad esempio:

• giunti di testa;
• giunti di testa a T;
• giunti a sovrapposizione;
• giunti a L;
• giunti d’angolo.

Una possibile classificazione dei cordoni di saldatura può essere sviluppata in relazione alla direzione della forza agente sulla saldatura; si hanno quindi:

• cordoni di saldatura laterali;
• cordoni di saldatura frontali;
• cordoni di saldatura obliqui.

L’Eurocodice 3 propone, inoltre, la seguente classificazione delle unioni saldate:

• saldature a cordoni d’angolo;
• saldature di testa;
• saldature entro fori od intagli;
• saldature entro scanalature.

Vediamo nel dettaglio ciascuna di esse.

Leggi anche: Controventi in acciaio. Cosa differenzia le diverse tipologie?

Saldature strutture in acciaio a cordoni d’angolo

Possono essere utilizzate per collegare elementi aventi un angolo di cianfrino compreso tra 60° e 120°. Sono permessi anche angoli minori di 60° ma in questo caso la saldatura deve essere qualificata appositamente con una nuova WPQR secondo la UN EN ISO 15614-x pertinente. In caso di angoli ancora più estremi è raccomandata una prova di resistenza secondo quanto previsto dall’EC 0.

Le saldature a cordoni d’angolo possono essere continue oppure a tratti anche se, in questo caso, le estremità degli elementi collegati devono sempre essere sal­date. Inoltre le saldature a cordoni d’angolo realizzate a tratti non possono essere utilizzate in ambiente corrosivo.

Per le saldature a cordoni d’angolo discontinue, le distanze tra le estremità di ciascun tratto saldato non devono eccedere il minore tra i seguenti valori:

• 200 mm;
• 12 volte lo spessore della parte più sottile se l’elemento collegato è in compres­sione;
• 16 volte lo spessore della parte più sottile se l’elemento collegato è in trazione;
• ¼ della distanza fra gli irrigidimenti qualora la saldatura sia utilizzata per collegare tali irrigidimenti ad una piastra o ad altri elementi soggetti a compressione o taglio.

Non perderti: Degrado dell’acciaio: cosa accade alle strutture metalliche?

Saldature strutture in acciaio di testa

Questa tipologia viene ulteriormente articolata in:

• saldature di testa a completa penetrazione; si intende una saldatura di testa per la quale la penetrazione del metallo base è completa e interessa l’intero spessore del giunto;
• saldature di testa a penetrazione parziale, ovvero una saldatura di testa nella quale la penetrazione risulta inferiore all’intero spessore del metallo base.

Saldature strutture in acciaio entro fori od intagli

Questo tipo di saldatura non è ammesso per giunti fortemente sollecitati a trazione oppure soggetti a fenomeni di fatica. Rientrano in questo gruppo le saldature realizzate in fori circolari oppure in fori allungati (definiti intagli).

Non possono essere utilizzate per resistere a carichi esterni applicati di trazione; possono invece essere usate per trasmettere l’azione di taglio, prevenire l’instabilità o la separazione di parti sovrapposte oppure per collegare i componenti di elementi composti.

Saldature strutture in acciaio entro scanalature

Anche questa tipologia di saldatura non può essere impiegata per giunti fortemente sollecitati a trazione oppure soggetti a fenomeni di fatica. Le figure riportate di seguito definiscono la sezione efficace di gola per saldature entro scanalature.

Il testo è tratto dal volume: “Progettare strutture in acciaio” edito da Maggioli Editore, con fogli di calcolo per verifica strutture semplici e pre-dimensionamento strutture complesse.

Continua a leggere dal volume:

Progettare strutture in acciaio

Matteo Antonini, Eugenio Berlini, Lorenzo Mussinelli, Fulvio Re Cecconi,, 2020, Maggioli Editore

Questo volume supporta il progettista di strutture in acciaio ad applicare correttamente le ultime novità normative in un settore in cui l’aggiornamento si sviluppa con velocità e complessità sempre maggiori. L’opera tiene conto, infatti, delle...

44.00 € 39.60 € Acquista

su www.maggiolieditore.it

L’edificio Med Store di Macerata progettato da Hstudio, ha un obiettivo: dare vita ad uno spazio che non sia solo un’area dedicata alla vendita, ma un luogo dove permanere. Giocando con le trasparenze e la luce, che le attraversa, il risultato è quello di una struttura innovativa dalle forme fluide.

Il progetto è opera del team composto da: arch. Andrea Gianfelici, arch. Alessio Palmieri, arch. Filippo Boccacci, arch. Matteo Pambianchi, designer Edoardo Casoni.

Lo stabile Med Store, ubicato alle porte della città di Macerata, ospita uno showroom e negozio aperto al pubblico, uffici e magazzino, ed è organizzato su tre livelli di circa 900 mq oltre alla copertura progettata per essere fruibile dal pubblico. Sulla richiesta di dar forma ad un preciso concept progettuale, formulata dalla committenza (Med computer s.r.l.), Promo S.p.a ha studiato le possibilità strutturali e le tecnologie di tamponamento idonee.

A dotare di carattere la figura dell’edificio è il volume vano rampa Med Store che, da semplice elemento di collegamento verticale tra i piani dell’edificio, diventa il cuore pulsante della struttura dando leggerezza alla copertura.

Vediamo nel dettaglio quali soluzioni progettuali sono state adottate per la rampa e in che modo sono state ingegnerizzate attraverso i dettagli forniti dall’arch. Alyoscia Becci, direttore tecnico di Promo S.p.a.

Figura 1_La progettazione del vano rampa Med Store è stata eseguita con metodologia BIM consentendo l’integrazione delle varie componenti e le geometrie irregolari_ ©Promospa

Rampa Med Store: una struttura sorretta da alberi in acciaio

La struttura della rampa Med Store interna al vano è costituita da due pilastri principali che per la scelta progettuale del concept sono stati soprannominati “alberi”.

I profili utilizzati per la realizzazione sono elementi tronco-conici dello spessore di 10 mm realizzati mediante calandratura di lamiera e successiva saldatura longitudinale. Detto procedimento è stato eseguito sia per i “tronchi” sia per i “rami”. Questi ultimi hanno funzione di mensola per il supporto della rampa elicoidale.

Figura 2_Particolari – sx) pilastro albero e struttura a traliccio – dx) pilastro albero verniciato e rivestimento in cartongesso della struttura rampa_ ©Promospa

Per quanto concerne i collegamenti dei profili metallici, sono state realizzate gran parte delle saldature in officina per le componenti principali, mentre altre saldature sono state realizzate in opera, dal momento che gli “alberi” interi non risultavano trasportabili. La rampa Med Store presenta una struttura a traliccio composta da profili scatolari commerciali che sono stati preparati in officina e successivamente assemblati in cantiere mediante processo di saldatura.

Le uniche giunzioni bullonate sono quelle di collegamento tra i “rami” e la rampa Med Store, avendo funzione statica di cerniere. La realizzazione di “alberi” e rampa, in ragione della geometria irregolare, ha richiesto un pre-montaggio in stabilimento dell’intera struttura, che è stata poi smontata e assemblata definitivamente in cantiere.

Figura 3_Fase di pre-assemblaggio per la verifica della corrispondenza delle parti _ ©Promospa

L’impegno principale messo in atto per la rampa, di 12×6 metri e altezza di circa 8 m per un peso complessivo di circa 22 mila kg, è stato ingegnerizzare un concept architettonico garantendone la qualità nel rispetto delle normative vigenti, prevedendo una disposizione “naturale” dei “rami” sui pilastri (anch’essi con andamento non perfettamente verticale) mediante la realizzazione dei profili tronco conici con diametri e lunghezze diversificate, senza ovviamente trascurare le istanze puramente strutturali dell’opera.

Le difficoltà incontrate durante l’ingegnerizzazione sono state di carattere strutturale, geometrico e costruttivo, difatti sono state necessarie operazioni di pre-assemblaggio per verificare la perfetta corrispondenza delle parti.

La verniciatura degli “alberi” è stata eseguita in cantiere così come la posa del rivestimento in cartongesso della struttura della rampa, mentre l’intradosso della rampa è stato predisposto per l’illuminazione realizzata mediante LED strip.

Leggi anche: Le vele in acciaio Arval. La saetta fotovoltaica che ancora detta le regole

In copertura una nuvola di vetro

La copertura del vano rampa Med Store, dalle dimensioni di circa 15×9 metri ed un’altezza massima di 6 m, ricorda una nuvola leggera e assume una funzione distintiva delineando i prospetti dell’edificio.

La superficie vetrata totale è pari a circa 230 mq ed è sorretta da una struttura metallica dal peso complessivo di circa 9.500 kg. I profili metallici utilizzati sono composti in doppio piatto 210×8 per gli elementi montanti e 170×8 per quelli trasversali. Le parti curve sono state realizzate per mezzo di taglio laser e calandratura, ove necessario. Le parti sono state poi assemblate mediante giunzioni bullonate.

Sono state inoltre studiate le predisposizioni per il sistema di illuminazione a LED integrato sui profili metallici.

Figura 4_ Elementi curvi della copertura vetrata realizzati per mezzo di taglio laser e calandratura _ ©Promospa

Il vetro utilizzato è del tipo camera composto da lastra esterna da 10 mm Temprata Sunguard HD silver 20 con trattamento HST, intercapedine 20mm Warm Edge con gas Argon, lastra interna vetro stratificato 66.2. Come accennato in precedenza sono state necessarie operazioni di pre-assemblaggio per verificare la perfetta corrispondenza delle parti della struttura e la realizzazione di vetri di prova per quelli realizzati con doppia curvatura.

Anche in questo caso le difficoltà sono state di tipo strutturale, geometrico e costruttivo e la modellazione BIM è arrivata in aiuto consentendo lo sviluppo sia della parte strutturale sia del tamponamento vetrato, entrambi realizzati in fedele risposta alle richieste dei progettisti.

Figura 5_ Dettaglio progettuale vista modello Tekla_ ©Promospa

Con il contributo dell’architetto Alyoscia Becci, Promo S.p.a.

Dei controventi in acciaio, si parla al § 7.5.2.1 delle NTC che tratta le tipologie strutturali valide solo per strutture con comportamento dissipativo.

Le strutture a comportamento non dissipativo, invece, devono rifarsi solo alle prescrizioni date al Capitolo 4 delle NTC, potendo quindi tralasciare per intero il Capitolo 7 relativo alla progettazione per azioni sismiche.

La Normativa al già citato § 7.5.2.1 riconosce una serie di tipologie (come per le strutture in calcestruzzo, si trascura quella a mensola o pendolo inverso). Vediamo quali.

Controventi in acciaio concentrici: in quali categorie si identificano?

Nelle strutture con controventi in acciaio concentrici, le forze orizzontali sono assorbite principalmente da membrature soggette a forze assiali. In queste strutture le zone dissipative sono principalmente collocate nelle diagonali tese, pertanto possono essere considerati in questa tipologia solo quei controventi per cui lo snervamento delle diagonali tese precede il raggiungimento della resistenza delle aste strettamente necessarie ad equilibrare i carichi esterni.

I controventi reticolari concentrici possono essere distinti nelle seguenti tre categorie:

• controventi con diagonale tesa attiva, in cui la resistenza alle forze orizzontali e le capacità dissipative sono affidate alle aste diagonali soggette a trazione (Fig.1);
• controventi a V, in cui le forze orizzontali devono essere assorbite considerando sia le diagonali tese che quelle compresse. Il punto d’intersezione di queste diagonali giace su di una membratura orizzontale che deve essere continua (Fig.2);
• controventi a K, in cui il punto d’intersezione delle diagonali giace su una colonna. Questa categoria non deve essere considerata dissipativa in quanto il meccanismo di collasso coinvolge la colonna (Fig.3).

Per le configurazioni di strutture a controventi in acciaio concentrici con diagonale tesa attiva, l’introduzione di elementi detti appunto di controventamento (diagonali), comporta che il taglio indotto dalle forze laterali venga assorbito prevalentemente da tali elementi di controvento attraverso uno stato di sollecitazioni assiali.

Per poter resistere ai cambi di segno dell’azione sismica, è sempre necessario che gli elementi di controvento siano disposti in coppia, in maniera che uno dei due elementi sia sempre in uno stato di trazione. È altresì consigliabile utilizzare per la coppia di controventi profili aventi le stesse dimensioni, per garantire uguale rigidezza nei due versi.

La dissipazione di energia da parte del sistema avviene principalmente quando le diagonali tese si plasticizzano.

Sia i collegamenti tra elementi di controvento e struttura, sia i profili facenti parte della struttura stessa (travi e pilastri) devono essere sovradimensionati in modo da rimanere sempre in campo elastico; nonostante ciò le dimensioni richieste alle membrature (collegamenti, travi e pilastri) rimangono inferiori a quelle che sarebbero richieste in caso di adozione di tipologia strutturale a telaio.

Ciò in conseguenza del fatto che i controventi si fanno carico della totalità delle forze orizzontali, lasciando a travi e pilastri il solo compito di resistere ai carichi verticali.

Il sistema a controventi concentrici con diagonale tesa attiva si rivela molto efficiente in campo elastico, dove abbina una grande rigidezza ad una altrettanto grande semplicità (e conseguente basso costo).

Per contro, lo stesso sistema non può dirsi altrettanto efficiente dal punto di vista dello sviluppo della duttilità in campo post-elastico. Il comportamento ciclico in campo post-elastico e infatti caratterizzato dal degrado della capacità di dissipazione di energia, a causa del ripetersi dell’instabilità delle aste diagonali compresse.

Sotto l’azione orizzontale del sisma, infatti, le diagonali compresse (anche se le normative pongono dei limiti alla snellezza dei profili da impiegare) possono instabilizzarsi e nel momento dell’inversione del carico entrambe le diagonali potrebbero trovarsi ad essere instabilizzate; ne consegue un tratto a rigidezza nulla nel diagramma forza/spostamento (il fenomeno e noto come pinching). Una seconda conseguenza del fenomeno e inoltre la possibilità di rottura fragile per trazione dei profili dovuta all’improvvisa ripresa del carico.

Analizzando brevemente i controventi concentrici a V, invece, essi presentano (alla pari dei controventi a croce) un elemento teso ed uno compresso, ed entrambi lavorano contemporaneamente (uno a trazione e l’altro a compressione). La trave su cui i controventi a V s’innestano deve essere considerata come continua, pertanto essa non si appoggia sugli elementi di contro vento, inoltre riceve la componente verticale del carico della diagonale tesa quando quella compressa s’instabilizza.

I controventi a K non vengono analizzati in quanto, coinvolgendo le colonne nel meccanismo di collasso, non possono essere utilizzati nella progettazione di strutture di tipo dissipativo.

Dal punto di vista della fruibilità architettonica, infine, la tipologia a controventi concentrici non consente il massimo sfruttamento degli spazi in quanto le pareti in cui sono disposti dei controventi non consentono di disporre porte o aperture finestrate, alla stregua di una parete in c.a.

Potrebbe interessarti: Inserimento di pareti strutturali edifici esistenti. Cosa c’è da sapere?

Quali sono le caratteristiche delle strutture con controventi in acciaio eccentrici?

Strutture con controventi eccentrici, nei quali le forze orizzontali sono principalmente assorbite da membrature caricate assialmente, la presenza di eccentricità di schema permette la dissipazione di energia nei traversi per mezzo del comportamento ciclico a flessione e/o taglio. I controventi eccentrici possono essere classificati come dissipativi quando la plasticizzazione dei traversi dovuta alla flessione e/o al taglio precede il raggiungimento della resistenza ultima delle altre parti strutturali (Fig.4).

Le strutture con controventi eccentrici combinano i vantaggi dei vari sistemi a controventi concentrici, assicurando al contempo elevata rigidezza elastica e buone doti di duttilità e capacità di dissipare energia.

In campo elastico, le forze orizzontali sono principalmente assorbite dalle diagonali caricate assialmente, mentre in campo post-elastico la caratteristica eccentricità dello schema consente la dissipazione di energia nei traversi, per mezzo del comportamento ciclico a flessione e/o taglio, in zone dette “link”, che corrispondono alla porzione di trave individuata dalle diagonali, soggetta a plasticizzazione a momento flettente e/o a taglio.

Tali elementi sono suddivisi, in base alle loro caratteristiche geometriche, in “link corti” (che lavorano a taglio) e “link lunghi” (che lavorano a flessione).

I controventi in acciaio eccentrici possono essere considerati come dissipativi solo quando si raggiunga la plasticizzazione dei traversi a flessione e/o a taglio, senza superare la resistenza ultima delle altre parti strutturali (diagonali e colonne). Nel telaio a controventi eccentrici infatti i “link” sono gli unici elementi plasticizzati. Per poter beneficiare dei vantaggi che derivano dal considerare il sistema come dissipativo occorre quindi, anche in questo caso, applicare la Gerarchia delle Resistenze, calcolando le azioni di plasticizzazione dei “link” ed amplificando corrispondentemente quelle negli elementi che devono rimanere in campo elastico (travi colonne e diagonali).

Da un punto di vista operativo, i “link” devono essere costolati, ovvero irrigiditi per mezzo di piatti metallici detti “stiffener”: nel caso di “link corti” e “medi” per evitare l’instabilità a taglio dell’anima; nel caso di “link lunghi” per evitare l’instabilità flessotorsionale e l’instabilità locale.

Un grande vantaggio che deriva dall’utilizzo di controventi eccentrici e la maggior flessibilità architettonica, dato che il loro impiego consente di installare porte o aperture finestrate anche in pareti che alloggiano controventi di questo tipo.

Il testo è tratto dal volume “Prontuario ragionato di calcolo strutturale per opere in c.a. e acciaio” di Carlo Mirarchi e Claudio Marini.

Continua a leggere sul volume:

Prontuario ragionato di calcolo strutturale per opere in c.a. e acciaio

Carlo Mirarchi - Claudio Marini, 2019, Maggioli Editore

Giunto alla terza edizione, il Prontuario ragionato di calcolo strutturale mantiene lo stile originale della trattazione, sintetica e chiara nell’esporre i concetti teorici e più approfondita e arricchita da nozioni di pratica costruttiva per quanto riguarda i procedimenti di...

39.00 € 35.10 € Acquista

su www.maggiolieditore.it