Source: https://it.scribd.com/document/298138625/EC3-acciaio-Appendici-pdf
Timestamp: 2019-11-12 21:23:20+00:00
Document Index: 51551374

Matched Legal Cases: ['arte 1', 'arte 1', 'arte 1', 'arte 1', 'arte 2', 'arte 14', 'arte 1']

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_Sagomario
ATTI iBV101 Celuzza
Dm 9 Gennaio 1996 Acciaio Altro
Grigliati Keller Orizzontali
int_m_040602_B
(1) Questa parte 1.1 dellEurocodice 3 cita 10 norme di riferimento. Esse definiscono le norme
di prodotto e di esecuzione relative alle strutture in acciaio, progettate in accordo con
lEurocodice 3: parte 1.1.
Norma di riferimento 1: Acciaio strutturale saldabile
(1) Norma europea EN 10025 Prodotti laminati a caldo di acciai strutturali non legati - Condizioni tecniche per la fornitura. Solamente le qualit Fe 360, Fe 430 ed Fe 510.
(2) Norma europea prEN 10113 Prodotti laminati a caldo in acciai strutturali saldabili a grana
fine. Solamente le qualit Fe E 275 e Fe E 355.
(3) Per le qualit prEN 10113, Fe E 420 e Fe E 460 si faccia riferimento allappendice D.*)
(4) Norma europea prEN 10210-1 Profili tubolari in acciaio finiti a caldo - Richieste tecniche di
fornitura.*)
(5) Norma europea prEN 10219-1 Profili tubolari in acciaio piegati a freddo - Acciai non legati
e a grana fine.*)
(6) Ci si dovr garantire che la saldabilit del materiale sia sufficiente per gli scopi per i quali
(7) Per membrature in parete sottile e per lamiere piegate a freddo si faccia riferimento allEurocodice 3 prENV 1993-1-3: parte 1.3.*)
B 2.2.
Norma di riferimento 2: Dimensioni dei profili e delle piastre
B 2.2.1. Profili lavorati a caldo, diversi dai tubolari strutturali
(1) Le norme europee per i profili elencati nella EN 10025, sono state modificate nel modo seguente:
escludendo le tolleranze;
includendo le norme nazionali corrispondenti per i profili laminati a caldo elencati nellappendice B della EN 10025 (ma escludendo le tolleranze).
(2) Norma europea EN ... Profilati a C laminati a caldo ad ali rastremate e ad ali parallele - Dimensioni e tolleranze. (Quando disponibile)
(3) Norma europea EN... Profilati a T laminati a caldo - Dimensioni e tolleranze. (Quando disponibile)
(4) Norma europea EN ... Profilati a bulbo laminati a caldo - Dimensioni e tolleranze.
(Quando disponibile)
(5) Norma europea EN... Profilati laminati a caldo con sezioni ad I e ad H Dimensioni.
(6) Norma europea EN ... Profilati a T ricavati da profili ad I laminati a caldo - Dimensioni e
tolleranze. (Quando disponibile)
(7) Norma europea EN ... Angolari laminati a caldo a lati uguali ed a lati diversi Dimensioni.
(8) ISO 657 Profili di acciaio laminati a caldo:
parte 1: Angolari a lati uguali
parte 2: Angolari a lati diversi
Norma europea EN ... Barre di acciaio laminate a caldo, piatte, quadre e tonde - Dimensioni. (Quando disponibile)
(10) Norma europea EN ... Barre di acciaio quadre laminate a caldo Dimensioni. (Quando disponibile)
(11) Norma europea EN ... Barre di acciaio tonde laminate a caldo Dimensioni. (Quando disponibile)
B 2.2.2. Profili strutturali laminati a caldo
(1) Norma europea prEN 10210-2 Profili di acciaio finiti a caldo - Dimensioni e tolleranze (In
(2) ISO 657 Profili di acciaio laminati a caldo:
parte 14: Profili strutturali finiti a caldo, propriet dimensionali e di sezione, come segue:
fatta eccezione del fatto che lacciaio deve essere EN 10025.
B 2.2.3. Profili strutturali finiti a freddo
(1) Norma europea prEN 10219-2 Profili strutturali di acciaio piegati a freddo - Dimensioni e
tolleranze. (In preparazione)
(2) ISO 4019 Profili strutturali di acciaio finiti a freddo - Dimensioni e propriet delle sezioni.
B 2.2.4. Profilati piegati a freddo, diversi dai tubolari strutturali
(1) Per membrature a parete sottile e per lamiere piegate a freddo, si faccia riferimento
allEurocodice 3, prENV 1993-1-3, parte 1.3. (In preparazione)
B 2.3.
B 2.3.1. Profilati laminati a caldo, diversi dai tubolari strutturali
(1) Norma europea prEN 10034 Profilati strutturali di acciaio ad I e ad H - Tolleranze sulla
forma e sulle dimensioni. (In preparazione)
(2) Norma europea prEN 10056 Angolari strutturali di acciaio a lati uguali ed a lati diversi Tolleranze sulla forma e sulle dimensioni. (In preparazione)
(3) Norma europea EN ... Profilati a C laminati a caldo ad ali rastremate e ad ali parallele - Dimensioni e tolleranze. (Quando disponibile)
(4) Norma europea EN ... Profilati a T laminati a caldo - Dimensioni e tolleranza. (Quando disponibile)
(5) Norma europea EN... Profili a bulbo laminati a caldo - Dimensioni e tolleranza. (Quando
(6) Norma europea EN ... Profili a T ricavati da profili ad I laminati a caldo - Dimensioni e tolleranze. (Quando disponibile)
(7) Norma europea EN ... Barre quadrate di acciaio laminate a caldo Tolleranze. (Quando
(8) Norma europea EN... Barre tonde di acciaio laminate a caldo Tolleranze. (Quando
B 2.3.2. Profili strutturali
(1) Norma europea prEN 10210-2 Profili di acciaio finiti a caldo - Dimensioni e tolleranze. (in
(2) Norma europea prEN 10219-2 Profili strutturali in acciaio piegati a freddo - Dimensioni e
B 2.3.3. Profili formati a freddo, diversi dai tubolari strutturali
(1) Per membrature a parete sottile e per lamiere piegate a freddo si faccia riferimento allEurocodice 3, prENV 1993-1-3. (In preparazione)
B 2.3.4. Piastre e barre piatte
(1) Norma europea EN 10029 Tolleranze sulle dimensioni, forma e massa per piastre di acciaio
laminate a caldo, dello spessore di 3 mm o pi, come segue: Tolleranze per la classe A.
(2) Norma europea EN ... Requisiti di tolleranza per barre piatte ampie. (Quando disponibile)
(3) Norma europea EN... Requisiti di tolleranza per barre piatte. (Quando disponibile)
B 2.4.
Norma di riferimento 3: Bulloni, dadi e rosette
B 2.4.1. Bulloni non pre-caricati
(1) Bulloni delle EN 24014, EN 24016, EN 24017 oppure EN 24018, dadi delle EN 24032, EN
24034 oppure della ISO 7413, rosette delle ISO 7089, ISO 7090 oppure ISO 7091.
(2) Bulloni della ISO 7411, dadi della ISO 4775, rosette della ISO 7415 oppure ISO 7416.
(3) Bulloni della ISO 7412, dadi della ISO 7414, rosette della ISO 7415 oppure ISO 7416.
B 2.4.2. Bulloni pre-caricati
(1) Bulloni della ISO 7411, dadi della ISO 4775, rosette della ISO 7415 oppure ISO 7416.
B 2.5.
Norma di riferimento 4: Elettrodi
(1) Norma europea EN ... Elettrodi. (Quando disponibile)
B 2.6.
Norma di riferimento 5: Chiodi
(1) Norma europea EN... Chiodi strutturali in acciaio. (Quando disponibile)
B 2.7.
Norme di riferimento da 6 a 9: Norme per lesecuzione
(1) Norma europea EN ../1 Esecuzione di strutture di acciaio - Regole generali e regole per gli
edifici. (In preparazione)
B 2.8.
Norma di riferimento 10: Protezione dalla corrosione
(1) Norma europea EN... Protezione dalla corrosione. (Quando disponibile)
Progettazione contro la rottura fragile
Resistenza alla rottura fragile
(1) La rottura fragile caratterizzata dal collasso di un elemento strutturale senza deformazione
plastica. Le modalit di collasso dipendono essenzialmente da quanto segue:
classe di resistenza dellacciaio;
velocit di applicazione del carico;
minima temperatura di esercizio;
tenacit del materiale;
tipo dellelemento strutturale.
(2) Considerando i fattori elencati qui sopra, si pu determinare il grado richiesto per lacciaio.
La scelta dipende dalla tenacit del materiale e dalle esigenze in termini di meccanica di frattura. Il criterio viene espresso in funzione della temperatura di prova alla quale garantito un
valore minimo di energia di 27 J in una prova Charpy con intaglio a V.
(3) Il metodo che segue determina la temperatura minima di esercizio, per qualit e spessore
dellacciaio, dati in funzione delle condizioni di esercizio, della velocit di carico e delle
conseguenze del collasso.
(4) In questo metodo, le qualit dellacciaio fanno riferimento a materiale conforme alla EN
10025 oppure al prEN 10113.
P(5) Il metodo presentato in questa appendice non deve essere applicato per temperature di servizio minori di - 40 C.
(1) Vengono definiti tre livelli di severit, in cui i relativi livelli di tensione sono calcolati usando i valori caratteristici delle azioni ed un coefficiente parziale di sicurezza F = 1,0 nel modo
nessuna saldatura; oppure
allo stato come saldato, con tensioni locali di trazione che non superino 0,2 volte la
tensione di snervamento; oppure
trattamento termico di distensione delle tensioni residue, dopo la saldatura, con tensioni locali di trazione (incluso un qualsiasi effetto di concentrazione geometrica delle
tensioni) che non superino 0,67 volte la resistenza allo snervamento.
S2: Saldature:
o allo stato come saldato, con tensioni locali di trazione nel campo da 0,2 a 0,67 volte
la resistenza allo snervamento; oppure
con trattamento termico di distensione e con tensioni locali fino al doppio della resistenza allo snervamento per effetto di concentrazioni di sforzo.
S3: Zone di concentrazione delle tensioni per geometria complessa:
o allo stato come saldato, con sforzi locali di tensione nel campo da 0,67 a 2 volte la
resistenza allo snervamento; oppure
trattate termicamente dopo la saldatura, con tensioni locali nel campo da 2 a 3 volte la
resistenza allo snervamento.
ma in tutti i casi al di sotto del collasso plastico.
(2) Il prospetto 3.2 relativo ai livelli di tensione S1 ed S2.
(1) Vengono definite due velocit di carico nel modo seguente:
R1: Carico statico normale o variabile lentamente, applicabile a strutture soggette a peso proprio, ai carichi di impalcato, al carico dovuto a veicoli, al carico di vento e di
onde e carichi di sollevamento.
R2: Carichi di impatto, applicabili ad alte velocit di deformazione, condizioni di esplosione o di urto.
(2) Il prospetto 3.2 si basa sulla velocit di carico R1.
Conseguenze del collasso
(1) Vengono definite nel modo seguente due condizioni:
C1: Elementi o giunti non critici, dove il collasso sarebbe limitato ad effetti locali senza
conseguenze serie (per esempio: elementi ridondanti).
C2: Frattura di elementi o giunti critici, dove il collasso locale causerebbe il collasso
dellintera struttura con serie conseguenze per la vita oppure costi molto elevati.
(2) Il prospetto 3.2 si basa sulla condizione C2.
Resistenza nominale allo snervamento
(1) Il valore nominale fyl della resistenza inferiore allo snervamento diminuisce con lo spessore e
pu essere ottenuto dalla seguente equazione:
t f y 0
f yl = f y 0 0,25
t1 235
il valore base di fyl (in N/mm2);
lo spessore (in mm);
(2) Si pu determinare il valore base fy0 della resistenza media inferiore allo snervamento (da usarsi solo nellappendice C) usando il prospetto C 1.
Prospetto C 1 - Valore base della resistenza allo snervamento media inferiore
Classe dellacciaio
fy0 (in N/mm )
(1) Si potranno ottenere dal prospetto C 2 i valori delle costanti che devono essere adottati per le
categorie S, R e C.
(2) Nel prospetto C 3 sono dati i valori della temperatura TCV della prova di resilienza Charpy V
per acciai di qualit standard secondo EN 10025.
(3) Nel prospetto C 3 sono pure dati i valori della temperatura TCV per acciaio secondo prEN
Prospetto C 2 - Valori delle costanti
Categoria dello sforzo
Valore di kd
| 1,0 |
Prospetto C 3 - Temperatura TCV della prova di resilienza Charpy V
Valori specificati
Energia minima (J)
per lo spessore t (mm)
Valore nominale di TCV alla
quale si pu supporre di ottenere 27 J allo spessore t
prEN 10113 :
1. Il valore deve essere concordato con il produttore dellacciaio per prodotti laminati in accordo alla EN
10025 per uno spessore nominale maggiore di 100 mm; per prodotti di acciaio nella condizione di fornitura N di spessore maggiore di 150 mm secondo prEn 10113-2; per prodotti di acciaio nelle condizioni
di fornitura TM di spessore maggiore > 150 mm per i profilati e maggiore di 63 mm per le lamiere.
2. Si suppone che questi valori siano equivalenti ad unenergia assorbita in prova di resilienza Charpy con
intaglio a V, di 40 J a 20C, o di 33 J a 20C per acciaio con spessore di 150 mm, fino a 250 mm.
C 2.6.
(1) Il fattore critico di intensificazione delle tensioni K1C, convenzionale, da richiedere dato
dalla equazione:
f yl t
K1C = ( C ) 0,55
k a + kb ln + kc
(2) Si otterr la minima temperatura di servizio Tmin dalla equazione:
Tmin = 1,4 TCV + 25 + + (83 0,08 f yl )[k d ]
= 100 (ln K1C - 8,06)
Lunghezza di libera inflessione per una membratura compressa
La lunghezza di libera inflessione O di una membratura compressa la lunghezza di una
membratura, per il resto ad essa eguale, con estremi incernierati (gli estremi sono vincolati
contro i movimenti laterali ma liberi di ruotare nel piano di libera inflessione) che ha la stessa resistenza al carico di punta.
In assenza di pi accurate valutazioni, la lunghezza teorica di libera inflessione per instabilit
critica elastica pu venire adottata conservativamente.
Si pu usare una lunghezza di libera inflessione equivalente per riferire la resistenza alla instabilit di una membratura, soggetta ad un carico non uniforme, a quella di una membratura,
per il resto analoga, soggetta a carico uniforme.
Si pu usare una lunghezza di libera inflessione equivalente per riferire la resistenza alla instabilit di una membratura non uniforme a quella di una membratura uniforme sotto condizioni analoghe di carico e di vincolo.
Colonne di telai di edifici
Dalla fig. E 2.1 si pu ottenere la lunghezza di libera inflessione O di una colonna nel modo a
nodi fissi.
Dalla fig. E 2.2 si pu ottenere la lunghezza di libera inflessione O di una colonna nel modo a
nodi spostabili.
I coefficienti di distribuzione 1 e 2 per i modelli teorici mostrati nella fig. E 2.3 vengono
ottenuti da:
K c + K11 + K12
K c + K 21 + K 22
il coefficiente I/L di rigidezza della colonna;
il coefficiente di rigidezza efficace della trave.
Questi modelli possono venire adattati alla progettazione di colonne continue, quando si supponga che ciascun interpiano di colonna sia caricato con il medesimo valore del rapporto
(N/Ncr). Nel caso generale nel quale (N/Ncr) varia, questo fatto porta ad un valore conservativo di O/L- per la lunghezza di colonna pi critica.
Per ciascun interpiano di una colonna continua, si pu introdurre lipotesi fatta in (4), usando
il modello mostrato nella fig. E 2.4 ed ottenendo i coefficienti di distribuzione 1 e 2 dalle
K c + K1
K c + K1 + K11 + K12
Kc + K 2
K c + K 2 + K 21 + K 22
K1 e K2 sono i coefficienti di rigidezza per gli interpiani adiacenti alla colonna.
Quando le travi non sono soggette a forze assiali, si possono determinare i loro coefficienti di
rigidezza efficace facendo riferimento al prospetto E 1, purch esse rimangano elastiche sotto
i momenti di progetto.
Fig. E 2.1 - Rapporto di lunghezza di libera inflessione O/L per una colonna
nel modo a nodi fissi
Fig. E 2.2 - Rapporto di lunghezza di libera inflessione O/L per una colonna
nel modo a nodi spostabili
Fig. E 2.3 - Coefficienti di distribuzione per colonne
Fig. E 2.4 - Coefficienti di distribuzione per colonne continue
Prospetto E 1 - Coefficiente di rigidezza efficace per una trave
Condizioni di vincolo rotazionale allestremo
lontano della trave
Coefficiente di rigidezza efficace K della trave
(a condizione che la trave resti elastica)
Incastrato allestremo lontano
1,0 I/L
Incernierato allestremo lontano
0,75 I/L
Rotazione uguale allestremo vicino (doppia
curvatura)
Rotazione uguale ed opposta a quella
dellestremo vicino (curvatura singola)
Caso generale: Rotazione a allestremo vicino
e b allestremo lontano
1,5 I/L
0,5 I/L
1 + 0,5 b
Per telai di edifici con solai in calcestruzzo, purch il telaio abbia schema regolare ed il carico sia uniforme, di solito abbastanza accurato supporre che i coefficienti di rigidezza efficace della trave siano quelli che figurano nel prospetto E 2.
Prospetto E 2 - Coefficiente di rigidezza efficace K per una trave in un telaio di edificio con
solai di calcestruzzo
Condizioni di carico per la trave
Modo a nodi fissi
Modo a nodi spostabili
Travi che sostengono direttamente
i solai di calcestruzzo
Altre travi con carichi diretti
Travi aventi solo momenti destremit
P(8) Qualora, per lo stesso caso di carico, il momento di progetto in una qualsiasi delle travi supera Wel fy/M0, si raccomanda che la trave sia considerata incernierata in quel punto o in quei
P(9) Qualora una trave ha collegamenti nominalmente incernierati, si raccomanda che essa sia
considerata incernierata in quel punto o in quei punti.
P(10) Qualora una trave ha collegamenti semirigidi, si raccomanda di ridurre di conseguenza il coefficiente di rigidezza efficace.
P(11) Qualora le travi sono soggette a forze assiali, si raccomanda di adeguare di conseguenza i loro coefficienti di rigidezza efficace. Si possono usare funzioni di stabilit. Come semplice alternativa, si pu trascurare laumento del coefficiente di rigidezza, causato dalla trazione assiale, e si possono considerare gli effetti della compressione assiale, usando le approssimazioni conservative date nel prospetto E 3.
Prospetto E 3 - Formule approssimate per i coefficienti di rigidezza ridotta di una trave per
(purch la trave resti elastica)
1,0 1 0,4
In questo prospetto N E =
P(12) Invece di leggere i valori nelle fig. E 2.1 ed E 2.2 si possono usare come approssimazioni
conservative le equazioni empiriche che seguono:
(a) modo a nodi fissi (fig. E 2.1)
= 0,5 + 0,14 (1 + 2 ) + 0,055 (1 + 2 )
1 + 0,145 (1 + 2 ) 0,265 1 2
2 0,364 (1 + 2 ) 0,247 1 2
(b) modo a nodi spostabili (fig. E 2.2)
1 0,2 (1 + 2 ) 0,12 1 2
1 0,8 (1 + 2 ) 0,6 1 2
Instabilit flesso-torsionale
Momento elastico critico
(1) Il momento critico elastico per instabilit flesso-torsionale di una trave, avente sezione trasversale simmetrica uniforme con ali uguali, sotto condizioni normali di vincolo a ciascun estremo, caricata attraverso il suo centro di taglio e soggetta ad un momento uniforme, dato
dalla seguente equazione:
I w L2 G I t
I z 2 EI z
It la costante di torsione;
Iw la costante di ingobbamento,
Iz il momento di inerzia attorno allasse minore;
L la lunghezza della trave fra i punti che hanno vincolo laterale.
Le condizioni normali di vincolo a ciascun estremo sono:
vincolo al movimento laterale;
vincolo alla rotazione intorno allasse longitudinale;
libero di ruotare nel piano.
Formula generale per sezioni trasversali simmetriche rispetto allasse minore
(1) Nel caso di una trave avente sezione trasversale uniforme simmetrica rispetto allasse minore, per flessione rispetto allasse maggiore, il momento critico elastico per instabilit flessotorsionale dato dalla equazione generale:
2 E I z k I w (kL ) G I t
(kL ) k w I z
sono i coefficienti che dipendono dalle condizioni di carico e di vincolo
C1, C2 e C3
allestremo;
sono i coefficienti di lunghezza efficace;
k e kw
z g = za zs
z j = z s 0,5
+ z 2 z dA
la coordinata del punto dove viene applicato il carico;
la coordinata del centro di taglio.
Nota - Vedere F 1.2(7) e (8) per le convenzioni sui segni e F 1.4(2) per le approssimazioni
di zj.
(2) I coefficienti di lunghezza efficace k e kw variano da 0,5 per incastro completo a 1,0 quando
non vi incastro, con 0,7 quando vi un estremo incastrato ed un estremo libero.
P(3) Il coefficiente k si riferisce alla rotazione di un estremo nel piano. Esso analogo al rapporto
O/L di una membratura compressa.
P(4) Il coefficiente kw si riferisce allingobbamento di un estremo. Se non si posto un vincolo
apposito per lingobbamento, si raccomanda di prendere kw uguale a 1,0.
Nei prospetti F 1.1 ed F 1.2 sono dati i valori di C1, C2 e C3 per vari casi di carico, quali vengono indicati dalla forma del diagramma del momento flettente sulla lunghezza L fra i vincoli laterali. I valori sono dati in corrispondenza ai differenti valori di k.
P(6) Per i casi con k = 1,0, il valore di C1 per un qualsiasi rapporto di momento agli estremi, come indicato nel prospetto F l.1, dato approssimativamente dallequazione:
con C1 2,70
C1 = 1,88 1,40 + 0,52 2
Prospetto F 1.1 - Valori dei coefficienti C1, C2 e C3 corrispondenti ai valori del coefficiente k:
momento allestremit
Prospetto F 1.2 - Valori dei coefficienti C 1 , C 2 e C3 corrispondenti ai valori del coefficiente
k: casi di carico trasversale
F 1.3.
La convenzione sui segni per determinare zj, vedere fig. F 1.1, la seguente:
zj, positivo per lala in compressione;
zj. positivo quando lala con il valore maggiore di Iz in compressione al punto di
momento massimo.
La convenzione sui segni per determinare zg la seguente:
per carichi di gravit, zg positivo per carichi applicati al di sopra del centro di taglio;
nel caso generale, zg positivo per carichi che agiscono dal loro punto di applicazione
verso il centro di taglio.
Travi con sezioni trasversali uniformi doppiamente simmetriche
(1) Per sezioni trasversali doppiamente simmetriche zj = 0, cosicch:
+ C2 z g C2 z g
(2) Per la condizione di carico di momento agli estremi C2 = 0 e per carichi trasversali applicati
nel centro di taglio z g = 0. Per questi casi:
2 E I z
I w (kL )2 G I t
Fig. F 1.1 - Convenzione sui segni per determinare zj
Quando k = k w = 1,0 (nessun incastro agli estremi):
F 1.4.
Travi con sezioni trasversali uniformi con un solo asse di simmetria ed ali diverse
(1) Per una sezione ad I con ali diverse:
I w = f (1 f ) I z hs2
[F 6]
[F 7]
I fc + I ft
il momento di inerzia dellala in compressione rispetto allasse minore della sezioIfc
il momento di inerzia dellala in trazione rispetto allasse minore della sezione;
la distanza fra i centri di taglio delle ali.
P(2) Per zj si possono usare le seguenti equazioni approssimate:
quando f > 0,5:
z j = 0,8 ( 2 f 1)
quando f < 0,5:
per sezioni con lala compressa con bordi irrigiditi:
quando f > 0,5
z j = 0,8 (2 f 1) 1 + L s
z j = 1,0 (2 f 1)
z j = 1,0 (2 f 1) 1 + L s
hL laltezza dellirrigidimento.
F 2.1.
Il rapporto di snellezza LT per instabilit flesso-torsionale dato da:
LT = LT w
[F 12]
per sezioni trasversali di classe 1 o classe 2 ;
per sezioni trasversali di classe 3;
Weff . y
per sezioni trasversali di classe 4.
W pl . y
Il rapporto di snellezza geometrica LT per linstabilit flesso-torsionale per tutte le classi di
sezioni dato da:
F 2.2.
(fy in N/mm2)
w = el y
quando f < 0,5
2 E W pl . y
[F 13]
(1) Per i casi con zg = 0 (carico di momento agli estremi o carichi trasversali applicati al centro
di taglio) e k = k w = 1,0 (nessun incastro agli estremi), si pu ricavare il valore di LT dalle
W pl2 . y
C1 4 1 +
L2 G I t
2 E I w
che pu essere scritta anche:
L / i LT
C1 1 +
(L / a LT )2
a LT =
Per un profilo semplice ad I oppure ad H (senza irrigidimenti di bordo):
Iw = z s
hs = h - tf
P(3) Per una sezione trasversale doppiamente simmetrica, il valore di i LT dato dallequazione:
iLT = 4 z 2 w
W pl .y
oppure, con una leggera approssimazione, da:
( A 0,5 t w hs )
[F 18]
P(4) Per profili laminati a I oppure ad H, che si conformano alla Norma di riferimento 2, si possono usare le approssimazioni conservative che seguono:
L / iLT
[F 19]
1 L / iLT
20 h / t f
0,9 L / iz
1 L / iz
[F 20]
P(5) Per qualsiasi profilo con sezione aperta ad I oppure ad H con ali uguali, la equazione approssimata che segue conservativa:
[F 21]
P(6) Si possono includere i casi con k < 1,0 e/o kw < 1,0 usando le equazioni:
[F 22]
kL G I t
C1 4 + 2
kL / iLT
(kL / aLT )2
C1 4 +
oppure per profili laminati standard ad I oppure ad H:
1 kL / iLT
0,9 kL / iz
[F 25]
1 kL / iz
oppure per un qualsiasi profilo con sezione aperta ad I oppure ad H con ali uguali:
kL / iz
[F 26]
P(7) Tranne quando si previsto un apposito vincolo allingobbamento, si raccomanda di prendere k w uguale a 1,0.
P(8) Si possono includere i casi con carico trasversale applicato al di sopra del centro di taglio
(zg > 0) o sotto il centro di taglio (zg < 0), usando lequazione:
I z Iw
( kL) 2 G I t
+ (C2 Z g ) 2 z C2 Z g z
oppure, in alternativa, lequazione:
(kL / a LT ) 2 2 C2 Z g 2 C2 Z g
oppure per profili standard laminati con sezioni ad I oppure ad H, lequazione:
1 kL / iLT 2 C2 Z g 2 C2 Z g
20 h / t f hs
[F 27]
[F 28]
[F 29]
1 kL / iz 2 C2 Z g 2 C2 Z g
oppure, per un qualsiasi profilo con sezione aperta ad I oppure ad H con ali uguali, lequazione:
kL / i z
[F 31]
1 kL / i z
2 C2 Z g
Collegamenti trave-colonna
J 1.1.
P(1) Questa appendice fornisce le regole applicative per la progettazione di collegamenti travecolonna, seguendo i principi dati in 6.9.
P(2) Si suppone che sia la trave sia la colonna abbiano sezioni ad I oppure ad H.
P(3) Si suppone che la trave sia collegata allala della colonna.
P(4) I tipi di collegamento trattati sono mostrati nella fig. J 1.1, essi sono i seguenti:
collegamenti saldati;
collegamenti bullonati con flange di estremit estese oltre lala della trave;
collegamenti bullonati con flange di estremit a filo dellala della trave.
P(5) Lanima della colonna pu avere:
irrigidimenti allineati con entrambe le ali della trave;
irrigidimenti allineati con unala della trave;
nessuno degli irrigidimenti allineati con le ali della trave.
P(6) Inoltre lanima della colonna pu essere rinforzata da:
irrigidimenti diagonali;
un piatto di rinforzo dellanima.
P(7) Nei collegamenti bullonati, le ali della colonna possono essere rinforzate con luso di contropiastre.
P(8) Vengono forniti dei metodi per la determinazione delle seguenti caratteristiche di un collegamento trave-colonna:
momento resistente;
rigidezza rotazionale,
capacit di rotazione.
Altri tipi di collegamenti
P(1) I metodi dati in questa appendice possono venire applicati anche a collegamenti trave-trave.
P(2) Alcune parti dei metodi presentati possono venire applicate anche alle componenti corrispondenti di alti tipi di collegamento.
P(3) Queste regole applicative non riguardano collegamenti nei quali la trave deve essere collegata allanima della colonna.
P(4) Queste regole di applicazione non devono essere utilizzate per membrature con sezioni diverse dalle sezioni ad I oppure ad H.
Collegamenti trave-colonna saldati
J 2.1.
P(1) Il momento resistente di un collegamento trave-colonna saldato dipende da:
la resistenza della zona tesa (vedere J 2.3);
la resistenza della zona compressa (vedere J 2.4);
la resistenza della zona soggetta a taglio (vedere J 2.5).
Fig. J 1.1 - Collegamenti trave-colonna
J 2.2.
Piatti di rinforzo dellanima
P(1) Si pu usare un piatto di rinforzo dellanima (vedere fig. J 2.1) per aumentare la resistenza
dellanima di una colonna:
in trazione (vedere J 2.3.2);
in compressione (vedere J 2.4.1);
a taglio (vedere J 2.5.1).
P(2) La qualit dellacciaio del piatto di rinforzo dellanima deve essere simile a quella della colonna.
P(3) La larghezza bs deve essere tale che le saldature, che collegano il piatto di rinforzo
dellanima, si estendano fino allestremit del raccordo (vedere fig. J 2.1).
P(4) La lunghezza ls deve essere tale che il piatto di rinforzo dellanima si estenda lungo tutta la
larghezza efficace dellanima in trazione ed in compressione (vedere fig. J 2.1).
P(5) Lo spessore ts non deve essere minore dello spessore twc dellanima della colonna.
Fig. J 2.1 - Piatto di rinforzo dellanima
P(6) Il piatto di rinforzo dellanima deve essere saldato tutto allintorno (vedere fig. J 2.1). Le
saldature devono avere una sezione di gola a pari a uno dei seguenti valori:
(a) quando si richiede che il piatto di rinforzo dellanima aumenti la resistenza dellanima a
taglio oppure a compressione:
(b) quando si richiede che il piatto di rinforzo dellanima aumenti la resistenza dellanima a
trazione [vedere J 2.3.2(4)]:
saldature longitudinali di testa:
saldature trasversali e saldature longitudinali a cordoni dangolo.
P(7) Quando la larghezza bs di un piatto di rinforzo dellanima maggiore di 40 ts, si deve disporre una fila di saldature entro fori o di bulloni per garantire una collaborazione adeguata
fra il piatto di rinforzo e lanima della colonna (vedere fig. J 2.2). Devono essere soddisfatti i
e1 40 t s
e2 40 t s
p 40 t s
d0 ts
e1 la distanza dei fori dallestremit;
e2 la distanza dei fori dal bordo;
p il passo dei fori;
d0 il diametro dei fori;
Fig. J 2.2 - Spaziatura delle saldature entro fori o dei bulloni per piatto di rinforzo dellanima
J 2.3.
Resistenza della zona tesa
J 2.3.1. Ala di colonna non irrigidita
P(1) La resistenza di progetto di unala non irrigidita di una colonna assoggettata a forza di tensione trasversale (vedere fig. J 2.3) data dalle seguenti formule:
per una colonna laminata a sezione ad I oppure ad H:
f yb t fb (t wc + 2 rc ) + 7 f yc t 2fc
Ft .Rd =
f t (t + 2 rc + 7 t fc )
ma: Ft . Rd yb fb wc
Fig. J 2.3 - Forza trasversale su una colonna non irrigidita
per una colonna saldata a sezione ad I oppure ad H:
f yb t fb (t wc + 2 2 ac ) + 7 f yc t 2fc
ma: Ft .Rd
f yb t fb (twc + 2 2 ac + 7 t fc )
P(2) Se la resistenza di progetto Ft.RD, ottenuta da P(1) non soddisfa la condizione che segue, il
giunto deve essere irrigidito:
0,7 f yb t fb b fb
Ft . Rd
bfb la larghezza dellala della trave.
P(3) Le saldature che collegano lala della trave alla colonna devono venire progettate in modo
che sviluppino lintera resistenza di progetto dellala della trave fyb tfb bfb/ M0
J 2.3.2. Anima di colonna non irrigidita
P(1) La resistenza di progetto dellanima di una colonna non irrigidita, soggetta a forza di trazione
trasversale, data dalla equazione:
f yc t wc beff
P(2) In un collegamento saldato, la larghezza efficace dellanima della colonna (vedere fig. J 2.3)
data dalle seguenti espressioni:
per una colonna in profilo laminato ad I oppure ad H:
beff = t fb + 2 2 ab + 5 (t fc + rc )
per una colonna in profilo saldato ad I oppure ad H:
beff = t fb + 2 2 ab + 5 t fc + 2 ac
P(3) Lanima non irrigidita di una colonna pu venire rinforzata aggiungendo un piatto di rinforzo
dellanima (vedere J 2.2).
P(4) La resistenza di progetto a trazione di unanima di colonna con un piatto di rinforzo dellanima, in conformit a J 2.2, dipende dallampiezza della sezione di gola delle saldature
longitudinali che collegano il piatto di rinforzo dellanima [vedere J 2.2(6) (b)]. Lo spessore
efficace t w. e f f dellanima pu essere valutato in uno dei modi che seguono:
quando le saldature longitudinali sono saldature di testa con unaltezza della sezione di
gola a ts:
con un piatto di rinforzo dellanima:
tw.eff = 1,5 twc
con piatti di rinforzo dellanima da entrambi i lati.
t w.eff = 2,0 t wc
quando le saldature longitudinali sono saldature a cordoni dangolo con unaltezza della
sezione di gola a ts / 2 allora sia per uno sia per due piatti di rinforzo dellanima:
tw.eff = 1,4 t wc
J 2.3.3. Colonna irrigidita
P(1) La resistenza di progetto di una colonna irrigidita soggetta ad una forza trasversale di trazione pari almeno alla resistenza di progetto dellala della trave, purch gli irrigidimenti soddisfino i seguenti requisiti:
a) Lo spessore degli irrigidimenti non deve essere minore dello spessore dellala della trave.
J 2.4.
Se la qualit dellacciaio degli irrigidimenti inferiore a quella della trave, si deve ugualmente verificare ladeguatezza degli irrigidimenti a resistere alle forze trasversali
applicate dalle ali della trave.
Le saldature fra gli irrigidimenti e le ali della colonna devono venire progettate in modo
da resistere alle forze trasversali applicate dalle ali della trave.
Le saldature fra gli irrigidimenti e lanima della colonna devono venire progettate in
modo da resistere alle forze che devono venire trasferite allanima della colonna dalle
ali della trave.
Resistenza della zona compressa
J 2.4.1. Anima di colonna non irrigidita
P(1) La resistenza di progetto allo schiacciamento di unanima di colonna non irrigidita, soggetta
ad una forza trasversale di compressione, data dallespressione:
Fc.Rd = f yc t wc 1,25 0,5 M 0 n.Ed
ma: Fc.Rd yc wc eff
n. Ed la tensione normale massima di compressione nellanima della colonna, dovuta a
forza assiale ed a flessione.
P(3) Inoltre si deve verificare, in accordo a quanto indicato in 5.7.5, la resistenza allinstabilit
dellanima di una colonna valutata come per una membratura compressa, secondo uno dei
modi illustrati in fig. J 2.4.
P(4) Normalmente si deve prevenire il modo di instabilizzarsi a nodi spostabili, indicato nella
fig. J 2.4.(b), con opportuni elementi di ritegno.
P(5) Unanima non irrigidita di colonna pu venire rinforzata aggiungendo un piatto di rinforzo
dellanima, come indicato in J 2.2.
P(6) Nel calcolo della resistenza di progetto allo schiacciamento di unanima di colonna con un
piatto di rinforzo, si pu prendere lo spessore efficace dellanima uguale a 1,5 twc quando si
aggiunga un piatto di rinforzo, oppure uguale a 2,0 twc quando vengono aggiunti piatti di rinforzo da entrambi i lati dellanima.
J 2.4.2. Anima di colonna irrigidita
P(1) La resistenza di progetto di unanima di colonna irrigidita, soggetta ad una forza trasversale
di compressione, pari almeno alla resistenza di progetto dellala della trave, purch gli irrigidimenti soddisfino i requisiti specificati in J 2.3.3(1).
J 2.5.
Resistenza della zona soggetta a taglio
J 2.5.1. Pannello danima di colonna non irrigidito
P(1) La resistenza plastica di progetto di un pannello danima di colonna non irrigidito, soggetto a
forza di taglio, vedere fig. J 2.5, data dalla espressione:
f yc Av / 3
V pl .Rd =
Fig. J 2.4 - Modi di instabilit a colonna di unanima non irrigidita
Fig. J 2.5 - Pannello danima di colonna non irrigidito soggetto a forza di taglio
Av larea di taglio della colonna, come definita in 5.4.6(2).
P(2) Inoltre si deve controllare, se necessario, la resistenza allinstabilit per taglio [vedere
5.4.6(7)].
P(3) Unanima di colonna non irrigidita pu venire rinforzata mediante un piatto di rinforzo, come indicato in J 2.2.
P(4) Nel calcolo della resistenza di progetto a taglio di un pannello danima con un piatto di rinforzo, si pu aumentare la sua area di taglio Av di bstwc. Non si devono fare ulteriori aumenti
di Av se vengono aggiunti piatti di rinforzo da entrambi i lati dellanima.
J 2.5.2. Pannello danima di colonna irrigidito
P(1) Quando vengono usati irrigidimenti diagonali danima (vedere fig. J 2.6) per aumentare la
resistenza a taglio di unanima di colonna, questi devono essere progettati per resistere alle
forze di trazione e compressione trasmesse alla colonna dalle ali delle travi
P(2) Le saldature fra irrigidimenti e le ali della colonna devono essere progettate in modo da resistere alle forze negli irrigidimenti.
P(3) Le saldature fra gli irrigidimenti e lanima della colonna non devono essere dimensionate
in base a specifici requisiti statici.
Fig. J 2.6 - Pannelli danima di colonna con irrigidimenti diagonali
J 2.6.
Rigidezza rotazionale
P(1) La rigidezza rotazionale di un collegamento saldato trave-colonna pu essere determinata
mediante lespressione:
E hb t fb t wc
i i . Rd
la rigidezza secante con riferimento ad uno specifico valore del momento M nel
collegamento (M M Rd );
il coefficiente di rigidezza per il componente i;
la forza nel componente i del collegamento dovuta al momento M, ma non minore
di F i.Rd /1,5;
F i.Rd la resistenza di progetto del componente i del collegamento.
P(2) In un collegamento non irrigidito saldato, si devono prendere i fattori di rigidezza ki nel modo seguente:
anima della colonna, zona soggetta a taglio :
k1 = 0,24
anima della colonna, zona tesa
anima della colonna, zona compressa
P(3) Per ogni componente irrigidito, il relativo coefficiente ki di rigidezza deve essere assunto uguale allinfinito.
P(4) Si pu assumere che un collegamento saldato, nel quale lanima della colonna irrigidita sia
nella zona tesa sia nella zona compressa, sia un collegamento rigido (vedere 6.4.2.2).
J 2.7.
Capacit di rotazione
P(1) Si pu assumere che un collegamento trave-colonna saldato non irrigidito progettato in conformit con le regole applicative date in questa appendice, abbia una capacit di rotazione
Cd di 0,015 radianti.
P(2) Si pu assumere che un collegamento trave-colonna saldato a completo ripristino abbia una
adeguata capacit di rotazione per lanalisi plastica.
P(3) Si pu assumere che un collegamento saldato trave-colonna, nel quale la resistenza al momento sia governata dalla resistenza della zona di taglio, abbia una capacit di rotazione adeguata per lanalisi plastica.
P(4) Si pu assumere che un collegamento saldato trave-colonna, nel quale la colonna irrigidita
sia nella zona tesa sia nella zona compressa, abbia una capacit di rotazione adeguata per
lanalisi plastica, anche se non a completo ripristino.
P(5) Si pu assumere che un collegamento saldato trave-colonna, nel quale la colonna irrigidita
nella zona tesa ma non lo nella zona compressa, abbia una capacit di rotazione adeguata
per lanalisi plastica.
P(6) In un collegamento saldato trave-colonna, nel quale la colonna irrigidita nella zona compressa ma non nella zona tesa, quando la resistenza al momento non governata dalla resistenza della zona soggetta a taglio, vedere (3), la capacit di rotazione Cd pu venire determinata dalla espressione:
Cd = 0,025 c
Collegamenti trave-colonna bullonati
J 3.1.
P(1) Il punto J 3 considera i collegamenti che rispettino le seguenti condizioni:
si suppone che tutti i collegamenti trave-colonna bullonati abbiano solo due bulloni per
ciascuna riga di bulloni;
si suppone che la parte esterna alla trave di una flangia di estremit estesa abbia una sola
riga di bulloni;
si suppone che la parte esterna alla trave di una flangia di estremit estesa non sia irrigidita.
P(2) Alcune parti dei metodi dati in J 3 possono essere applicate anche alle parti corrispondenti di
altri tipi di collegamento.
P(3) La rigidezza rotazionale valutata per lo stato limite di esercizio ragionevolmente accurata,
ma, in alcuni casi, la rigidezza rotazionale, valutata per lo stato limite ultimo, inferiore a
quella effettiva
P(1) Il momento resistente di un collegamento bullonato trave-colonna dipende da:
la resistenza della zona in trazione (vedere J 3.4);
la resistenza della zona in compressione (vedere J 3.5);
la resistenza della zona soggetta a taglio (vedere J 3.6).
P(2) Tranne quanto specificato in (3), si deve determinare la resistenza al momento di un collegamento bullonato trave-colonna usando il metodo di calcolo J 3.1.
P(3) Si pu determinare il momento resistente di un collegamento bullonato trave-colonna, per il
quale si richieda il completo ripristino di resistenza, usando il metodo di calcolo J 3.1 oppure, in alternativa, usando il metodo di calcolo J 3.2.
Metodo di calcolo J 3.1
Momento resistente di un collegamento bullonato trave-colonna
Distribuzione plastica delle forze dei bulloni
Si determini la resistenza dellala della colonna nella zona in trazione (vedere da J 3.4.1 a
J 3.4.3).
(2) Si determini la resistenza dea flangia di estremit della trave nella zona in trazione (vedere J 3.4.4.)
(3) Usando i valori ottenuti nei passi (1) e (2), si ottenga la resistenza efficace per ciascuna
singola riga di bulloni nella zona in trazione (vedere J 3.4.5).
(4) Tranne che nel caso di un collegamento a completo ripristino, se il valore di progetto della resistenza efficace per qualsiasi singola riga di bulloni supera 1,8 Bt.Rd [Bt.Rd dato in J
3.3(3)], si cambi il progetto del collegamento (per esempio usando bulloni pi resistenti),
tranne nel caso in cui si possa mostrare che la resistenza efficace di quella riga di bulloni
possa venire omessa (oppure ridotta a meno di 1,8 Bt.Rd) nel passo (10).
(5) A partire dal passo (3), si determini la resistenza efficace totale di tutte le righe di bulloni
nella zona in trazione.
(6) Si determini la resistenza dellanima della colonna nella zona in trazione (vedere da J
3.4.6 e J 3.4.7).
(7) Si determini la resistenza dellanima della colonna nella zona in compressione (vedere J
(8) Si determini la resistenza dellanima della colonna nella zona soggetta a taglio (vedere J
(9) Si adotti come resistenza della zona pi debole il pi basso dei valori di progetto ottenuti
nei passi da (5) ad (8).
(10) Se la resistenza efficace totale delle righe di bulloni nella zona in trazione, ottenuta nel
passo (5), maggiore della resistenza della zona pi debole ottenuta nel passo (9), la si riduca omettendo o riducendo in successione la resistenza efficace delle righe di bulloni, a
partire dalla riga pi prossima al centro di compressione, finch la resistenza efficace delle rimanenti righe di bulloni risulti uguale alla resistenza della zona pi debole.
(11) Si adotti una zona di trazione ridotta che contenga solamente quelle righe di bulloni che
rimangono dopo aver completato il passo (10).
(12) Si ricontrolli la resistenza dellanima della colonna nella zona tesa ridotta (vedere da J
3.4.6 a J 3.4.7).
(13) Se il valore ottenuto nel passo (12) minore della resistenza totale efficace delle righe di
bulloni nella zona di tensione ridotta, lo si adotti come nuovo valore della resistenza della
zona pi debole e si ritorni al passo (10).
(14) Si controlli la resistenza della zona in trazione dellanima della trave, adiacente alla flangia di estremit, nello stesso modo che per lanima della colonna, passo (12).
(15) Se il valore ottenuto nel passo (14) minore della resistenza totale efficace delle righe di
(16) Si determini il valore di progetto M Rd del momento resistente del collegamento basato
sulle righe di bulloni nella zona tesa ridotta, mediante lequazione:
M Rd = Fti. Rd hi
F ti.Rd il valore di progetto della resistenza efficace di una singola riga di bulloni;
la distanza da quella riga di bulloni al centro di resistenza della zona di compressione.
(17) Ci si assicuri che la resistenza delle saldature fra lala della trave e la flangia di estremit
soddisfi quanto indicato in J 3.4.4(6).
Metodo di calcolo J 3.2
Distribuzione delle forze dei bulloni in proporzione alla distanza
dal centro di compressione
Si adotti una distribuzione delle forze dei bulloni nella quale la resistenza di ciascuna singola
riga di bulloni nella zona in trazione sia proporzionale alla sua distanza dal centro di resistenza
della zona in compressione e la massima forza della riga dei bulloni sia 2,0 B t.Rd , dove B t.Rd
dato in J 3.3(3).
(2) Usando i valori ottenuti nel passo (1), si determini la resistenza totale efficace di tutte le righe
di bulloni nella zona tesa.
(3) Si determini la resistenza dellanima della colonna nella zona in trazione; vedere da J 3.4.6 a J
(4) Si determini la resistenza dellanima della colonna nella zona in compressione; vedere J 3.5.
(5) Si determini la resistenza dellanima della colonna nella zona soggetta a taglio; vedere J 3.6.
(6) Come resistenza della zona pi debole, si adotti il pi basso dei valori di progetto ottenuti nei
passi da (2) a (5).
(7) Se la resistenza totale efficace di tutte le righe di bulloni nella zona tesa, ottenuta nel passo (2),
maggiore della resistenza della zona pi debole, ottenuta nel passo (6), si riduca in proporzione la forza di ciascuna singola riga di bulloni in modo che la forza totale di tutte le righe di
bulloni risulti uguale alla resistenza della zona pi debole.
(8) Per lala della colonna, ci si assicuri che la somma delle forze delle righe di bulloni, ottenute
nel passo (7), per ciascun gruppo di righe di bulloni (oppure per tutte le righe di bulloni per
unala non irrigidita) non ecceda 2 M pl.Rd /m per la pertinente lunghezza efficace dellala di
colonna ottenuta da J 3.4.1 oppure da J 3.4.3, dove Mpl.Rd ed m sono definiti in J 3.3(3).
(9) Se necessario per soddisfare la condizione al passo (8), si riduca in proporzione la forza in
ciascuna riga di bulloni.
(10) Per lala della colonna, ci si assicuri che la massima forza di una riga di bulloni, ottenuta dal
passo (9), per ogni riga di bulloni non adiacente ad un irrigidimento della colonna, non superi
2 M pl . Rd/m per una lunghezza efficace dellala della colonna uguale al minore fra 4m + 1,25e
e 2m, dove e definito in J 3.3(3).
(11) Se necessario per soddisfare la condizione al passo (10), si riduca in proporzione la forza in
(12) Per la flangia di estremit della trave, ci si assicuri che la somma delle forze delle righe di bulloni, ottenuta dal passo (11) per ciascun gruppo di righe di bulloni, non ecceda 2 Mpl.Rd /m per
la lunghezza efficace della flangia, ottenuta da J 3.4.4, usando i valori pertinenti di Mpl.Rd e di
m per la flangia.
(13) Se necessario per soddisfare la condizione al passo (12), si riduca in proporzione la forza in
(14) Per la flangia di estremit della trave, ci si assicuri che la massima forza di una riga di bulloni, ottenuta dal passo (13), in una riga qualsiasi di bulloni non adiacente ad un irrigidimento oppure ad una ala collegata alla flangia di estremit, non superi 2 Mpl.Rd/m per una
lunghezza efficace della flangia uguale al minore fra 4m + 1,25e e 2m.
(15) Se necessario per soddisfare la condizione al passo (14), si riduca in proporzione la forza
in ciascuna riga di bulloni.
(16) Per lanima della colonna, ci si assicuri che la massima forza per riga di bulloni, ottenuta
dal passo (15), in qualsiasi riga di bulloni che non sia adiacente ad un irrigidimento della
colonna, non superi la resistenza dellanima della colonna nella zona in trazione (vedere J
3.4.6) per una larghezza efficace dellanima della colonna uguale alla lunghezza efficace
dellala della colonna ottenuta al passo (10).
(17) Se necessario per soddisfare la condizione al passo (16), si riduca in proporzione la forza
(18) Si controlli la resistenza della zona in trazione dellanima della trave, adiacente alla flangia di estremit, nel medesimo modo usato per lanima della colonna (vedere da J 3.4.6 a
J 3.4.7) prendendo in considerazione sia la totalit di ciascun gruppo di righe di bulloni
sia la singola riga critica di bulloni in base al passo (14).
(19) Se necessario per soddisfare la condizione al passo (18), si riduca in proporzione la forza
(20) Si determini il valore di progetto del momento resistente del collegamento M Rd mediante
M Rd = Ft1. Rd
F t1.Rd
il valore di progetto della resistenza efficace della riga di bulloni pi lontana
dal centro di resistenza della zona di compressione;
la distanza dalla riga di bulloni pi lontana del centro di resistenza della zona
di compressione;
la distanza di una riga di bulloni qualsiasi dal centro di resistenza della zona di
J 3.3.
Elementi a T equivalenti
P(1) La resistenza a trazione dellala della colonna e della flangia di estremit della trave sono date con riferimento ad elementi a T equivalenti, vedere la fig. J 3.1.
P(2) La resistenza di un elemento a T; pu venire determinata:
dalla resistenza dellala;
dalla resistenza dei bulloni;
dalla resistenza dellanima;
dalla resistenza delle saldature anima-ala, nel caso di un elemento a T saldato.
P(3) La resistenza a trazione di progetto di un ala di un elemento a T deve venire presa pari al pi
basso dei valori associati ai tre modi possibili di collasso mostrati nella fig. J 3.2, secondo le
Modo 1: Meccanismo plastico completo dellala:
4 M pl . Rd
Modo 2: Rottura dei bulloni con snervamento dellala:
2 M pl .Rd + n Bt .Rd
Modo 3: Rottura dei bulloni:
Ft .Rd = Bt .Rd
M pl .Rd =
Bt.Rd
0,25 l ? f y
la resistenza di progetto a trazione di un singolo complesso piastra-bullone, vedere 6.5.5(4);
il valore totale per tutti i bulloni nellelemento a T;
n 1,25 m;
l, m ed e sono le grandezze indicate nella fig, J 3.1.
P(4) La relazione fra geometria del collegamento e modalit di collasso indicata nella fig. J 3.3,
4 M pl .Rd
m Bt .Rd
Fig. J 3.1 - Caratteristiche dimensionali di un elemento a T
Fig. J 3.2 - Modalit di collasso di un elemento a T
m Bt . Rd
l t 2f f y / M 0
Fig. J 3.3 - Effetti della geometria del collegamento sul modo di collasso di un elemento a T
J 3.4.
Resistenza della zona di trazione
J 3.4.1. Ala di colonna non irrigidita
(1) Si deve considerare che la zona di trazione di unala di una colonna non irrigidita si comporti
come una serie di elementi a T equivalenti con una lunghezza totale uguale alla lunghezza totale efficace l e f f per il meccanismo di collasso nella zona di trazione del collegamento, secondo quanto indicato nella fig. J 3.4.
(2) Si deve prendere come lunghezza efficace l e f f per ciascuna riga di bulloni il minore dei valori seguenti per i casi rispettivi.
(a) per bulloni intermedi:
[vedere fig. J 3.4(a)]
leff .a = p
leff .a = 4 m + 1,25 e
[vedere fig. J 3.4(b)]
leff .a = 2 m
[vedere fig. J 3.4(c)]
(b) per bulloni destremit:
leff .b = 0,5 p + 2 m + 0,625 e
leff .b = 4 m + 1,25 e
[vedere fig. J 3. 4(b)]
leff .b = 2 m
[vedere fig. J 3. 4(c)]
P(3) Quando la tensione normale di compressione n.Ed nellala della colonna, dovuta alla forza
assiale ed al momento flettente nella colonna, supera 180 N/mm2 in corrispondenza della zona di trazione, consentito che leventuale riduzione della resistenza flessionale di progetto
al momento dellala della colonna si ottenga moltiplicando il valore di Mpl.Rd in J 3.3(3) per
un coefficiente k r di riduzione ottenuto nel modo seguente:
quando n.Ed 180 N/mm2 :
quando 180 N/mm2 < n.Ed fy:
2 f y 180 n.Ed
ma k r 1
2 f y 360
n.Ed e fy sono in N/mm2.
P(4) Il modo di collasso e la resistenza massima di progetto devono essere determinate considerando tutte le righe di bulloni nella zona di trazione come un unico gruppo che agisca tutto
insieme in un singolo elemento a T equivalente.
P(5) A questo scopo, si deve supporre che lelemento a T equivalente sia in equilibrio con un altro
elemento a T simile. Si deve usare il valore pi basso di e tra quelli relativi allala della colonna e alla flangia destremit della trave per determinare n ma si deve usare il valore effettivo di e per lala della colonna per determinare leff.
P(6) Si deve determinare, come descritto in J 3.4.5, la resistenza efficace reale di progetto per ciascuna riga di bulloni, tenendo conto della compatibilit in termini di forze con la zona di trazione della flangia destremit della trave.
Fig. J 3.4 - Meccanismi di collasso plastico per unala non irrigidita
J 3.4.2. Ala di colonna con contropiastra
P(1) Le ali di una colonna possono venire rinforzate aggiungendo contropiastre, come mostrato
nella fig. J 3.5.
P(2) La larghezza bbp di una contropiastra non deve essere minore della distanza dallorlo dellala
allestremo del raccordo con lanima oppure alla saldatura a cordoni dangolo.
P(3) La lunghezza di una contropiastra non deve essere minore della lunghezza totale efficace relativa al meccanismo di collasso della zona di trazione del collegamento e deve essere tale
che si estenda a ciascun estremo non meno di 2d oltre lultimo bullone.
P(4) La resistenza a trazione di progetto di unala di colonna rinforzata con contropiastre deve essere presa uguale al minore dei valori associati alle tre modalit di collasso seguenti [vedere
J 3.3(3)].
Modo 1: Meccanismo plastico completo del complesso ala contropiastra:
4 M pl .Rd + 2 M bp.Rd
Modo 2. Rottura dei bulloni con snervamento della sola ala:
2 M pl .Rd + n Bt . Rd
Ft . Rd = Bt .Rd
Mbp.Rd
il momento resistente di progetto di una contropiastra calcolato con la formula:
0,25 leff tbp
f y .bp
M bp.Rd =
Fig. J 3.5 - Ala di colonna con contropiastra nella zona di trazione del collegamento
J 3.4.3. Ala di colonna irrigidita
P(1) Si deve ritenere che la zona tesa di unala di colonna irrigidita si comporti come una serie di
elementi a T equivalenti con una lunghezza totale uguale alla lunghezza totale efficace relativa alla distribuzione dei bulloni nella zona in trazione, come indicato nella fig. J 3.6.
P(2) Si deve prendere, nei casi rispettivi, come lunghezza l e f f per ciascuna riga di bulloni il minore dei valori che seguono:
per bulloni adiacenti ad un irrigidimento:
leff.a = m
leff.a = 2 m
per gli altri bulloni, se intermedi:
leff.b = p
leff.b = 4 m + 1,25 e
leff.b = 2 m
per gli altri bulloni, se di estremit:
leff.c = 0,5 p + 2 m + 0,625 e
leff.c = 4 m + 1,25 e
leff.c = 2 m
dove il rapporto viene ottenuto dalla fig. J 3.7.
P(3) Quando la tensione normale di compressione nellala della colonna n.Ed , dovuta alla forza
assiale ed al momento flettente nella colonna, supera 180 N/mm2 in corrispondenza della zona di trazione, si deve applicare il coefficiente di riduzione kr come in J 3, 4,1(3).
P(4) Si devono trattare i gruppi di righe di bulloni, a ciascun lato di un irrigidimento, come
elementi a T equivalenti separati che possono sovrapporsi. Il modo di collasso e la resistenza
massima di progetto vanno determinate separatamente per ciascuno di questi gruppi di righe
P(5) A tale scopo si deve supporre che ciascun elemento a T equivalente sia in equilibrio con un
altro elemento a T simile. Per determinare n si deve usare il minore tra i valori di e relativi
allala della colonna e alla flangia di estremit della trave, ma per determinare l eff si deve usare il valore effettivo di e per lala della colonna.
P(6) Si deve determinare la resistenza efficace reale di progetto, come descritto in J 3.4.5, per ciascuna riga di bulloni, tenendo conto della compatibilit in termini di forze con la zona in trazione della flangia di estremit della trave.
P(7) Gli irrigidimenti devono soddisfare i requisiti specificati in J 2.3.3(1).
J 3.4.4. Flangia di estremit
P(1) Si deve supporre che la zona di trazione di un flangia di estremit di una trave si comporti
come una serie di elementi a T equivalenti con una lunghezza totale uguale alla lunghezza
totale efficace per la distribuzione dei bulloni nella zona tesa, secondo quanto indicato nella
fig. J 3.8.
P(2) Si deve prendere come lunghezza efficace leff per ciascuna riga di bulloni il minore dei valori
che seguono per i rispettivi casi:
(a) per bulloni esterni allala in trazione della trave:
l eff.a = 0,5 bp
l eff.a = 0,5 w+ 2 mx + 0,625 ex
l eff.a = 4 mx + 1,25 ex
l eff.a = 2 mx
(b) per la prima riga di bulloni interna posta sotto lala in trazione:
leff.b = m
l e f f . b = 2 m
(c) per gli altri bulloni, se intermedi:
leff.c = p
leff.c = 4 m+ 1,25 e
(a) Ala di colonna irrigidita
(b) Elementi a T equivalenti
Fig. J 3.6 - Lunghezze efficaci delle ali di elementi a T equivalenti che rappresentano
unala di colonna irrigidita
le f f . d = 0,5 p + 2 m + 0,625 e
le f f . d = 4 m + 1,25 e
le f f . d = 2 m
Si devono trattare i gruppi di righe di bulloni poste a ciascun lato di un irrigidimento qualsiasi, collegato alla flangia di estremit, come elementi a T equivalenti separati che possono sovrapporsi. Nelle flange estese, si devono trattare anche i gruppi di righe di bulloni, sopra e
sotto lala in trazione della trave, come elementi a T equivalenti separati che possono sovrapporsi. Si devono determinare separatamente per ciascun gruppo di righe di bulloni il
modo di collasso e la resistenza massima di progetto.
A tale scopo, si deve supporre che ciascun elemento a T equivalente sia in equilibrio con un
altro elemento a T simile. Per determinare n si deve usare il minore dei valori di e relativi alla flangia di estremit e allala della colonna, ma si deve usare il valore effettivo di e per la
flangia di estremit per determinare lef f .
Si deve determinare, nel modo descritto in J 3.4.5, la resistenza efficace reale di progetto per
ciascuna riga di bulloni, tenendo conto della compatibilit in termini di forze con la zona di
trazione dellala della colonna.
Per garantire che le saldature fra le ali della trave e la flangia di estremit abbiano una capacit di deformazione sufficiente, esse devono venire progettate per resistere agli effetti di un
momento uguale al minore fra:
il momento plastico di progetto della trave M p l . R d ;
volte il momento resistente di progetto del collegamento.
[J 49]
= 1,4 per un telaio controventato
= 1,7 per un telaio non controventato
m1 + e
Fig. J 3.7 - Valori di per ali di colonna irrigidite
Fig. J 3.8 - Lunghezze efficaci delle ali di elementi a T equivalenti rappresentanti
una flangia destremit
J 3.4.5. Resistenza efficaci di righe di bulloni
P(1) La resistenza massima di progetto dellala di una colonna non in generale uguale alla resistenza massima di progetto della flangia di estremit della trave.
P(2) Per determinare la resistenza effettiva di progetto della zona in trazione, si deve ottenere una
distribuzione compatibile delle forze delle righe di bulloni, nella quale, per ciascuna riga di
bulloni, ci sia equilibrio fra i suoi contributi alle resistenze di progetto dellala della colonna
e della flangia di estremit della trave.
P(3) Si devono ottenere le resistenze efficaci di progetto per le singole righe di bulloni usando il
metodo di calcolo J 3.3.
P(4) Si pu supporre che la resistenza efficace di progetto per ciascuna riga di bulloni agisca in
corrispondenza della linea che congiunge i centri dei bulloni della riga.
J 3.4.6. Anima di colonna non irrigidita
P(1) La resistenza di progetto dellanima di una colonna non irrigidita, soggetta a forza trasversale di trazione, data da:
P(2) In un collegamento bullonato, si deve prendere la larghezza efficace per la verifica
dellanima della colonna a trazione uguale alla lunghezza efficace totale relativa alla distribuzione dei bulloni nella zona in trazione del collegamento, ottenuta da J 3.4.1.
P(3) Si pu rinforzare unanima di colonna non irrigidita aggiungendo un piatto di rinforzo in
conformit con J 2.2; vedere J 2.3.2(4).
J 3.4.7. Anima di colonna irrigidita
P(1) La resistenza di progetto dellanima di una colonna irrigidita, soggetta ad una forza trasversale di trazione, almeno uguale alla resistenza di progetto dellala della trave, purch gli irrigidimenti soddisfino ai requisiti specificati in J 2.3.3(1).
Metodo di calcolo J 3.3
Resistenza efficace di progetto delle righe di bulloni
J 3.5.
Si ricalcoli la resistenza efficace di progetto dellala della colonna, omettendo in successione la riga di bulloni pi bassa. Per unala di colonna irrigidita, si ricalcoli la resistenza
di progetto separatamente per ciascun gruppo di righe di bulloni.
Si ricalcoli la resistenza di progetto di ciascun gruppo di righe di bulloni nella flangia di
estremit della trave, omettendo in successione la riga di bulloni pi bassa.
Si prenda la riduzione nella resistenza dovuta alla omissione di una riga di bulloni nei
passi (1) e (2) come il suo contributo alla resistenza totale di progetto dellala oppure della flangia di estremit.
Per ciascuna riga di bulloni, si determini la differenza fra le resistenze di progetto dellala
di colonna e della flangia di estremit della trave, ottenute nel passo (3).
A partire dalla riga di bulloni pi alta, si ridistribuiscano i valori di resistenza ottenuti nel
passo (3) per minimizzare le differenze trovate nel passo (4), purch:
- la resistenza sia ridistribuita solo entro lo stesso gruppo di righe di bulloni (cio non
dopo unala oppure un irrigidimento);
- la resistenza per una qualsiasi singola riga di bulloni sia limitata a quella ottenuta usando una lunghezza efficace pari al minore fra 4 m + 1,25e e 2m.
Si riducano i valori ottenuti dal passo (5) per ottenere equilibrio fra le resistenze di progetto
dellala della colonna e della flangia di estremit della trave.
Si adottino i valori ottenuti dal passo (6) come resistenze efficaci di progetto per le singole righe di bulloni.
Resistenza della zona di compressione
J 3.5.1. Anima di colonna non irrigidita
ad una forza trasversale di compressione, data da:
0,5 M 0 n. Ed
f yc t wc 1,25
Fc.Rd =
ma: Fc.Rd
n . E d la tensione normale massima di compressione nellanima della colonna dovuta a
forza assiale e flessione.
P(2) In un collegamento bullonato, la larghezza efficace dellanima della colonna soggetta a compressione, data da:
- per un profilo laminato ad I oppure ad H:
beff = t fb + 2 2 a p + 2 t p + 5 (t fc + rc )
- per un profilo saldato ad I oppure ad H:
beff = t fb + 2 2 a p + 2 t p + 5 (t fc + 2 ac )
P(3) Inoltre si deve verificare, secondo le prescrizioni date in 5.7.5, la resistenza dellanima della
colonna a instabilit secondo un comportamento a colonna, come indicato nella fig. J 2.4.
P(4) Il modo a nodi spostabili, mostrato nella fig. J 2.4(b), deve venire impedito mediante opportuni ritegni.
P(5) Lanima di una colonna non irrigidita pu venire rinforzata mediante un piatto in conformit
con J 2.2; vedere J 2.4.1(6).
J 3.5.2. Anima di colonna irrigidita
di compressione, uguale almeno alla resistenza di progetto dellala della trave, purch gli
irrigidimenti soddisfino ai requisiti specificati in J 2.3.3(1).
J 3.6.
J 3.6.1. Pannello danima di colonna non irrigidito
P(1) La resistenza plastica di progetto a taglio di un pannello di anima di colonna non irrigidito,
soggetto a forza di taglio (vedere fig. J 2.5), data da:
larea di taglio della colonna, secondo 5.4.6(2).
P(2) Inoltre si deve controllare la resistenza allinstabilit per taglio; vedere 5.4.6(7).
P(3) Unanima di colonna non irrigidita pu venire rinforzata mediante un piatto in conformit
con J 2.2.
P(4) Nel calcolare la resistenza di progetto a taglio di un pannello danima con un piatto di rinforzo, la sua area di taglio Av pu venire aumentata di bs twc Non si devono fare ulteriori incrementi di Av se vengono aggiunti piatti di rinforzo da entrambi i lati dellanima.
J 3.6.2. Pannello di anima di colonna irrigidito
P(1) Quando vengono usati irrigidimenti diagonali danima (vedere la fig. J 2.6) per aumentare la
resistenza a taglio di unanima di colonna, questi devono venire progettati per resistere alle
forze di tensione e di compressione trasmesse alla colonna dalle ali delle travi.
P(2) Si devono progettare le saldature fra gli irrigidimenti e le ali della colonna in modo da resistere alle forze negli irrigidimenti.
P(3) Le saldature fra irrigidimenti e lanima della colonna non devono venire dimensionate per rispondere a requisiti statici.
J 3.7.
P(1) La rigidezza rotazionale di un collegamento trave-colonna bullonato con flangia di estremit
pu venire determinata in modo approssimato mediante la formula:
E h12t wc
la rigidezza secante relativa ad un particolare valore M del momento nel collegamenSj
to (M MRd);
MRd il momento resistente di progetto del collegamento;
la distanza della prima riga di bulloni sotto lala tesa della trave dal centro di resih1
stenza della zona di compressione, eccetto nel caso indicato in (8);
un coefficiente correttivo; vedere (5) e (6) pi sotto;
il coefficiente di rigidezza per il componente i, vedere da (2) a (4);
la forza nel componente i del collegamento dovuta al momento M;
Fi.Rd la resistenza di progetto dei componente i del collegamento. Per i componenti da 2 a
6 il valore di Fi non deve essere minore di Fi.Rd/1,5.
P(2) In un collegamento non irrigidito, i coefficienti di rigidezza ki devono essere presi nel modo
anima della colonna, zona a taglio
anima della colonna, zona di trazione
anima della colonna, zona di compressione
t 3fc
ala della colonna, zona di trazione
4 m 2t wc
bulloni, zona di trazione
lb t wc
flangia di estremit, zona di trazione
12 2 m 2t wc
la lunghezza utile del bullone, che pu essere presa come lunghezza totale di presa
(spessore del materiale pi rosette) pi met della somma dellaltezza della testa del
bullone e dellaltezza del dado;
definito nella fig. J 3.7.
P(3) Se la colonna ha un irrigidimento nella zona di trazione:
P(4) Per qualsiasi altro componente irrigidito, il relativo coefficiente di rigidezza deve essere preso uguale ad infinito.
P(5) Per i = 1, 2 oppure 3, il coefficiente correttivo i deve essere preso uguale ad 1.
P(6) Per i = 4, 5 oppure 6, il coefficiente correttivo i deve essere ottenuto come:
1 = 1 1.Rd
F 1.Rd la forza nella prima linea di bulloni sotto lala tesa della trave corrispondente al
momento resistente di progetto M Rd , tranne per quanto indicato in (8).
P(7) In un collegamento con flangia di estremit estesa, si deve calcolare la rigidezza rotazionale
Sje, tenendo conto della parte esterna alla trave della flangia e si deve adottare il maggiore fra
i due valori Sj e Sje come rigidezza rotazionale del collegamento.
P(8) Quando si calcoli Sje, la distanza h1 deve essere misurata dalla linea di bulloni nella parte esterna della flangia al centro di resistenza della zona di compressione e si deve prendere
F 1.Rd come la forza in quella linea di bulloni che corrisponde a M Rd . Il coefficiente di rigidezza k6 si deve prendere pari a:
4 mx2 t wc
mx definito nella fig. J 3.8.
P(9) Si pu assumere che un collegamento bullonato con flangia di estremit sia un collegamento
rigido quando siano soddisfatte entrambe le condizioni seguenti:
(a) la colonna ha irrigidimenti danima sia nella zona di trazione sia nella zona di compressione;
(b) il momento resistente viene determinato usando il metodo J 3.2.
J 3.8.
P(1) Si pu assumere che un collegamento bullonato trave-colonna, nel quale la resistenza al
momento sia governata dalla resistenza della zona soggetta a taglio, abbia capacit adeguata
di rotazione per lanalisi plastica.
P(2) Si pu assumere che un collegamento bullonato trave-colonna, nel quale la resistenza al
momento sia governata dalla resistenza della zona di trazione, abbia capacit adeguata di rotazione per lanalisi plastica, se disponibile una adeguata capacit di deformazione nella
zona di trazione, nellala della colonna oppure nella flangia di estremit della trave.
P(3) Si pu assumere che il criterio dato in (2) sia soddisfatto se, per ciascuna riga di bulloni, la
resistenza di almeno un componente (ala di colonna o flangia di estremit) sia governata dal
modo 1 di collasso; vedere J 3.3. Questa condizione soddisfatta se, per ogni riga di bulloni,
qualsiasi componente che da il valore minore di , soddisfi pure il criterio:
e sono definiti in J 3.3(4).
P(4) Se la resistenza associata al modo 2 di collasso, cio se il valore minore di soddisfa lequazione:
allora la capacit Cd di rotazione pu essere ottenuta dalla:
10,6 4 cr
1,3 h1
la distanza (in millimetri) fra la prima riga di bulloni sotto lala tesa della trave ed il
centro di resistenza della zona di compressione, fatta eccezione per quanto indicato in
cr il valore di per il componente con il valore minore di F t.Rd /B t.Rd [vedere J
3.3(4)].
P(5) I criteri dati da (2) a (4) si applicano anche a collegamenti con flangia di estremit estesa,
purch lestensione della flangia abbia capacit di deformazione sufficiente. Si pu supporre
che questa condizione sia soddisfatta se il collasso dellestensione della flangia avviene secondo il modo 1. In un collegamento con flangia di estremit estesa, la distanza h1
nellequazione [J 56] deve essere misurata dalla riga di bulloni nellestensione al centro di
resistenza della zona di compressione, ma si deve escludere lestensione della flangia nella
determinazione di cr .
P(6) Tranne il caso in cui il collegamento classificato come a completo ripristino di resistenza
(secondo 6.4.3.2), il valore pi basso di non deve essere maggiore di 1,8.
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