Webinar: “STRUTTURE IN ACCIAIO: DAL DIMENSIONAMENTO DELLE MEMBRATURE AL PROGETTO DELLE STRUTTURE INDUSTRIALI” – 2024

[cta@ctanet.it]

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).

[cta@ctanet.it]

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).

[cta@ctanet.it]

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.

Laura Ragazzoni

[cta@ctanet.it]

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”.

[cta@ctanet.it]

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.

[cta@ctanet.it]

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.

[cta@ctanet.it]

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”.

[cta@ctanet.it]

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.

[cta@ctanet.it]

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?

Salvatore Meli

[cta@ctanet.it]

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.

Benedetto Cordova