università degli studi di napoli ³)ederico ii´ studio numerico

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UNIVERSITÀ DEGLI STUDI DI NAPOLI
³)EDERICO II´
Facoltà di Ingegneria
Corso di Laurea in Ingegneria Civile
DIPARTIMENTO DI INGEGNERIA STRUTTURALE
Tesi di Laurea in Tecnica delle Costruzioni
STUDIO NUMERICO-SPERIMENTALE SUL
COMPORTAMENTO A TAGLIO DI UNIONI
CHIODATE IN ACCIAIO
RELATORI:
CANDIDATO:
Ch.mo Prof. Dr. Ing. Federico Massimo Mazzolani
Fierro Stefano
Ch.mo Prof. Dr. Ing. Raffaele Landolfo
matr. 37/3029
CORRELATORI:
Dr. Ing. Luigi Fiorino
Dr. ,QJ0DULR'¶$QLHOOR
ANNO ACCADEMICO 2008/2009
A mamma e papà
Indice
I
INDICE
INTRODUZIONE
pag.
1
CAPITOLO I Strutture metalliche storiche
pag.
4
1.1 Generalità
pag.
4
1.2 Coalbrookdale Bridge
pag.
7
1.3 Eads Bridge
pag.
8
1.4
pag.
9
Forth Bridge
1.5 Garabit Viaduct
pag. 11
1.6 Brooklyn Bridge
pag. 12
1.7 Golden Gate Bridge
pag. 14
1.8
pag. 16
Sydney Harbour Bridge
1.9 Torre Eiffel
pag. 17
CAPITOLO II Unioni chiodate in acciaio
pag. 19
2.1 Tecnologia della chiodatura
pag. 19
2.1.1 Generalità
pag. 19
2.1.2 Modalità di posa in opera
pag. 24
2.2 6WDWRGHOO¶DUWHVWXGLWHRULFLQXPHULFLVSHULPHQWDOL
pag. 36
CAPITOLO III Indagine sperimentale
3.1
Introduzione
pag. 64
3.2 Prove sui materiali
pag. 66
3.2.1 Materiale dei chiodi
pag. 66
3.2.2 Materiale dei piatti
pag. 70
Indice
II
3.3 Unioni chiodate
pag. 76
3.3.1
pag. 76
3.3.2
Descrizione prove
3.3.1.1 Unioni chiodate assemblate in officina
pag. 76
3.3.1.2 Unioni chiodare storiche
pag. 84
3.3.1.3 Programma delle prove
pag. 87
3.3.1.4 Macchine di prova
pag. 88
3.3.1.5 Strumentazione
pag. 91
Descrizione dei risultati
pag. 92
3.3.3 Confronto sperimentazione ± previsione teorica
pag. 104
3.3.4 Conclusioni della sperimentazione
pag. 109
CAPITOLO IV Analisi numerica
4.1
Introduzione
pag. 110
4.2
Percorso di modellazione
pag. 112
4.3
4.2.1 Parts
pag. 113
4.2.2 Property
pag. 113
4.2.3 Assembly
pag. 123
4.2.4 Step
pag. 124
4.2.5 Interaction
pag. 128
4.2.6 Load
pag. 130
4.2.7 Mesh
pag. 131
4.2.8 Job
pag. 149
Risultati
pag. 150
4.3.1 Provino U-16-10-1-S
pag. 150
4.3.2 Provino S-16-10-1-S
pag. 154
Indice
4.4
III
4.3.3 Provino U-22-12-4-S
pag. 157
4.3.4 Provino S-22-12-4-S
pag. 160
Conclusioni e sviluppi futuri
pag. 163
APPENDICE
pag. 165
BIBLIOGRAFIA
pag. 440
RINGRAZIAMENTI
pag.443
Introduzione
1
Introduzione
A cavallo di quel periodo storico che gli studiosi sono concordi nel definire come
la Seconda Rivoluzione Industriale, una nuova ondata di innovazioni tecnologiche
e scientifiche non solo determinò un profondo sconvolgimento degli equilibri
socio-economici di alcuni paesi Occidentali, ma soprattutto fornì stimoli e risorse
alla ricerca di nuove soluzioni in una vasta gamma di settori, primi fra tutti quelli
GHOO¶,QGXVWULDHGHOO¶(GLOL]LD
In particolare, nel campo delle Costruzioni, giocò un ruolo di fondamentale
importanza OD UDSLGD HVSDQVLRQH GHOO¶,QGXVWULD 6LGHUXUJLFD FKH LQGXEELDPHQWH
facilitò la diffusione su larga scala del ferro quale materiale da impiegare nella
realizzazione di elementi strutturali.
Difatti, una volta consolidati i metodi di affinazione della ghisa per la produzione
LQGXVWULDOHGHOO¶DFFLDLRLSURJHWWLVWLGHOWHPSRDYHYDQRODSRVVLELOLWjGLXVXIUXLUH
di sagomari comprensivi già di diverse tipologie di profili.
Al progresso tecnologico ed industriale, si accompagnò quasi
contemporaneamente una fervida attività di ricerca condotta da insigni studiosi
GHOO¶HSRFDTXDOL&DUO&XOPDQQ&KULVWLDQ2WWR0RKUH&DUOR$OEHUWR&DVWLJOLDQR
dalla quale giunsero contributi decisivi alla risoluzione di problematiche tecniche
di assoluto rilievo, come ad esempio, la progettazione di ponti destinati al traffico
ferroviario, in grado di coprire luci sempre maggiori, o di grandi coperture
richieste per gallerie, serre, stazioni o mercati.
Il risultato di tutte queste sinergie tecniche, scientifiche ed industriali, fu il
concepimento e la realizzazione di strutture metalliche grandiose, tra le quali è
IDFLOH DVVXUJHUQH D VLPEROR OD 7RUUH (LIIHO LGHDWD H SURJHWWDWD GDOO¶LQJHJQHUH
francese Gustav Eiffel, costruttore anche della struttura portante interna della
Statua della Libertà a New York.
Ed è proprio in questo contesto storico-scientifico, collocabile più precisamente
WUDODVHFRQGDPHWjGHOO¶2WWRFHQWRHGLOSULPRYHQWHQQLRGHO1RYHFHQWRFLUFDFKH
VL VYLOXSSD LO VLVWHPD GHOOD ³FKLRGDWXUD´ H FKH UDSLGDPHQWH VL DIIHUPD FRPH LO
principale procedimento tecnologico atto a collegare rigidamente ed in maniera
permanente gli elementi metallici di una struttura in acciaio.
Infatti, non potendo disporre né dei materiali idonei alla realizzazione delle
moderne bullonature di acciaio ad alta resistenza, né degli strumenti necessari per
eseguire le attuali tecniche di saldatura, la chiodatura rappresentava O¶XQLFD
Introduzione
2
operazione in grado di fornire ad un collegamento metallico gli indispensabili
requisiti di resistenza e rigidezza.
Oggi, nelle costruzioni navali ed in quelle edilizie a struttura portante metallica, la
chiodatura è stata quasi completamente sostituita dalla bullonatura di acciaio ad
alta resistenza e dalla saldatura, che, oltre a garantire i medesimi standards di
sicurezza e di affidabilità, offrono notevoli vantaggi sia in termini di rapidità di
esecuzione, sia dal un punto di vista economico.
Attualmente, sulla base di queste considerazioni, tale tecnologia di collegamento
trova applica]LRQHVRORQHOO¶DPELWRGLDOFXQLFDQWLHULIHUURYLDUL
Nonostante SHUz O¶LQHYLWDELOH GHFOLQR D FXL q VRJJHWWR OR VWXGLR GHO
comportamento delle unioni chiodate continua a rivestire un ruolo di notevole
importanza in tutti i quei casi in cui il progettista ha interesse ad occuparsi di
problemi di restauro, di manutenzione ed eventualmente di adeguamento di
strutture di particolare interesse storico, e che in molti casi continuano ad
assolvere ancora le funzioni per le quali erano state progettate anni addietro.
Proprio in virtù di tali motivazioni, che giustificano tuttora un rinnovato interesse
nei confronti della chiodatura e delle sue applicazioni, lo studio numericoVSHULPHQWDOH SUHVHQWDWR LQ TXHVWL FDSLWROL SHUVHJXH O¶RELHWWLYR GL DSSURIRQGLUH LO
comportamento a taglio offerto da unioni chiodate in acciaio, di diversa tipologia
HGLQFRQGL]LRQLGLFDULFRDVVLPLODELOLDGXQDSURYDGLWUD]LRQHDWWUDYHUVRO¶DQDOLVL
ed il confronto dei risultati forniti da prove di laboratorio e da modelli numerici.
Il seguente lavoro di tesi è stato condotto a termine mediante la successione di
quattro fasi principali, articolate secondo lo schema descritto nel corso del
paragrafo.
Al reperimento dei materiali costituenti le parti elementari delle unioni, ed alla
fase di DVVHPEODJJLR GHOOH GLYHUVH WLSRORJLH GL SURYLQL VHJXRQR O¶DWWLYLWj GL
sperimentazione svolta in laboratorio, ed infine lo studio numerico attraverso
O¶DXVLOLRGL$EDTXVQHOODVXDYHUVLRQHFRPPHUFLDOH-7.1.
/R VWHS LQL]LDOH QDVFH GDOO¶HVLJHQ]D GL UHFXSHUDre piatti e chiodi costituiti da
PDWHULDOH G¶HSRFD ULVDOHQWH DOPHQR DG DOFXQH GHFLQH GL DQQL ID DOOR VFRSR GL
riferire, poi, la successiva attività sperimentale a provini rappresentativi di unioni
chiodate datate nel tempo.
A tal proposito, si ringrazia la Rete Ferroviaria Italiana per aver messo a
disposizione ed assemblato in officina un numero sufficiente di lamiere e di chiodi
di diverse dimensioni, costituti da acciai prodotti intorno al 1950, in modo da
ottenere complessivamente 22 diverse tipologie di collegamenti chiodati.
4XHVW¶XOWLPHUDSSUHVHQWDQROHWLSRORJLHGLXQLRQLFKLRGDWHFKHSLGLIUHTXHQWHq
VWDWR SRVVLELOH ULVFRQWUDUH QHOO¶DPELWR GL GXH VWUXWWXUH LQ DFFLDLR GL LQWHUHVVH
Introduzione
3
storico, oggetto tuttora di ricerche, quali la galleria Umberto I di Napoli, e il ponte
sul fiume Gesso, in provincia di Foggia.
A conclusione delle fasi iniziali di reperimento ed assemblaggio, è necessario
aggiungere inoltre, che le caratteristiche meccaniche dei materiali impiegati, ed in
particolar modo i rispettivi legami costitutivi,sono state determinate attraverso
apposite prove di trazione, condotte precedentemente a tale studio, e documentate
in altri lavori di tesi. Di tali prove, se ne riportano, dunque, soltanto i risultati
finali in termini di tensioni e deformazioni, che, come si vedrà nel capitolo IV, in
alcuni casi hanno necessitato di interventi di raffinamento.
/DWHU]D IDVHGHO ODYRUR qUDSSUHVHQWDWDGDOO¶DWWLYLWjGL VSHULPHQWD]LRQHFRQGRWWD
in riferimento alle tipologie di unioni precedentemente descritte ed assemblate, e
FDUDWWHUL]]DWDGDOO¶HVHFX]LRQHGLXQDSURYDGLWUD]LRQHSHUFLDVFXQRGHLSURYLQL
complessivamente a disposizione.
In un secondo momento, si è reso disponibile anche un set di nuovi provini di
XQLRQL FKLRGDWH UHDOPHQWH ³VWRULFKH´ DSSDUWHQHQWL FLRq DG XQ SRQWH IHUURYLDULR
FRVWUXLWR DWWRUQR DO H GHPROLWR UHFHQWHPHQWH 0HGLDQWH O¶RSHUD]LRQH GL
taglio, e la successiva lavorazione di alcune sue parti, è stato possibile ricavare
altre 4 tipologie di unioni da testare. In questo caso, però non sono ancora state
condotte prove sui materiali, al fine di determinarne le proprietà chimiche e
meccaniche.
Nel corso della sperimentazione è stato possibile investigare il comportamento a
taglio offerto da ciascuna unione chiodata, ed esprimerlo poi in termini dei
meccanismi di rottura prevalenti, e dei valori più significativi di resistenza e di
deformazione.
I risultati dedotti dalle prove di laboratorio hanno costituito il punto di partenza
per la successiva fase di modellazione, nella quale, 4 tipologie di unioni chiodate,
scelte sulla base di motivazioni successivamente illustrate nel capitolo IV, sono
VWDWH RJJHWWR GL XQ¶DQDOLVL DJOL HOHPHQWL ILQLWL SHU PH]]R GHO VRIWZDUH $EDTXV
nella versione 6-7.1.
Il capitolo conclusivo di questo studio numerico-sperimentale, ambisce non
soltanto a definire un modello numerico in grado si simulare correttamene il
comportamento a taglio di tali collegamenti, ma mira anche a costituire per il
OHWWRUH DWWUDYHUVR OD GHVFUL]LRQH GHWWDJOLDWD GHOO¶DWWLYLtà di modellazione svolta e
per mezzo di continui chiarimenti in merito alla metodologia di lavoro adottata,
XQUDSLGRHVHPSOLFHVWUXPHQWRGLJXLGDDOO¶XWLOL]]RGLWDOHSURJUDPPD.
Strutture metalliche storiche
4
CAPITOLO I
1.1 Generalità
Tra il 1850 e la fine del secolo, le costruzioni in ghisa e in ferro, ben presto
superate da quelle esclusivamente in ferro, si associano alle grandi opere
infrastrutturali, a cominciare dai numerosissimi ponti, e sviluppano una tecnologia
VSHFLILFD VXVFHWWLELOH GL DSSOLFD]LRQH LQ WXWWL L FDPSL GHOO¶DUFKLWHWWXUD FRQ
realizzazioni divise tra stazioni ferroviarie, serre, stabilimenti portuali, musei,
biblioteche, gallerie commerciali, mercati, borse valori ed edifici per le grandi
esposizioni, da quella londinese del 1851 a quelle parigine che si susseguono tra il
1855 e la fine del secolo.
Un cinquantennio intenso di realizzazioni, contraddistinte da un carattere di
leggerezza e da una spazialità aperta e luminosa, si lascia annunciare da alcune
insigni anticipazioni che hanno precorso i tempi. Basta pensare al primo ponte in
ferro sul fiume Severn in Inghilterra, con due semiarchi in ghisa fusi nelle officine
Darby a Coalbrookdale, del 1780. Oppure alla Biblioteca Sainte Geneviève di H.
Labrouste a Parigi, del 1843, e alla grande Serra delle Palme di Londra, del 1844,
entrambe in ghisa, ferro e vetro. Queste opere incarnano il criterio di prefabbricare
fuori opera parte della costruzione, in linea con O¶LVWLQWLYR DSSURFFLR GL
UD]LRQDOL]]D]LRQH GHOO¶XRPR ILQFKp QHO GDWD VWUDWHJLFD QHOOD VWRULD
GHOO¶LQGXVWULDOL]]D]LRQHHGLOL]LD-3D[WRQUHDOL]]DD/RQGUDLOSDOD]]RGL&ULVWDOOR
SULPR HPEOHPDWLFR HVHPSLR GL SUHIDEEULFD]LRQH WRWDOH GHOO¶HGLILFLR al punto da
FRVWLWXLUH XQD VLJQLILFDWLYD DQWLFLSD]LRQH GHL FULWHUL LQIRUPDWRUL GHOO¶HGLOL]LD
industrializzata di oggi.
( PHQWUH L SLRQLHUL GHOO¶DUFKLWHWWXUD LQJHJQHULVWLFD LQ ,QJKLOWHUUD H LQ )UDQFLD
legano il loro nome ad opere destinate ad essere per sempre dei capolavori, il
progetto conosce la sperimentazione connessa al progresso tecnologico, non solo
per i nuovi materiali, ma per i principi costruttivi che ad essi si associano tra
reinterpretazioni e nuove intuizioni. Una dimensione nuova, ma ancora di grande
eccezionalità, relaziona la costruzione fortemente al tempo, in quanto
materializzazione di un traguardo tecnologico senza precedenti.
5
Sotto il profilo costruttivo si delineano il principio del telaio nella fabbrica,
GHOO¶DUFR QHO SRQWH H LO SURFHdimento a cesto nelle grandi coperture voltate, nei
quali il singolo elemento costruttivo è caratterizzato da un considerevole aumento
della luce, che la nuova tecnologia del ferro consente.
Il profilo progettuale, mutuato dalla sperimentazione tecnologica, si rinnova e va
acquistando una nuova dimensione che si relaziona, non solo alle potenzialità dei
materiali, ma, ai tempi e ai modi di realizzazione.
In America G.W. Snow mette a fuoco pragmaticamente un sistema costruttivo, il
Balloon Frame, con struttura a scheletro di listelli unificati nelle dimensioni e
unioni chiodate, il cui primo edificio è anche la prima chiesa cattolica di Chicago,
UHDOL]]DWD QHO 'HVWLQDWR D GRPLQDUH OD VFHQD GHOO¶HGLOL]LD UHVLGHQ]LDOH SHU
oltre un secolo, inaugura un principio costruttivo ancora oggi alla base della
residenza extraurbana americana.
4XLQGL O¶LGHD GL SRWHU FRVWUXLUH FRQ PDWHULDOL QXRYL H QHOOR VSHFLILFR FRQ
materiali metallici, nacque fra gli ingegneri del diciottesimo secolo in seguito alla
rivoluzione industriale, appena sorta in Inghilterra. Le scoperte fatte in quegli anni
facilitavano la produzione di leghe metalliche, fra cui ferro con tracce di carbonio.
Le caratteristiche fisiche di questo neo-acciaio avranno sicuramente interessato le
menti più ingegnose di quegli anni, che vi avranno visto una soluzione per molte
applicazioni. Questo materiale, molto più resistente di quelli precedentemente
conosciuti, permetteva di costruire strutture molto più leggere e resistenti di quelle
che si costruivano in passato. Tale resistenza e leggerezza è necessaria nei ponti e,
non a caso, queste furono le prime costruzioni realizzate in ferro.
La necessità di oltrepassare una grande luce con un ponte comporta,
inevitabilmente, di dover bilanciare determinati carichi al fine di rendere meno
gravosa la sollecitazione per le strutture caricate di peso proprio e di peso portato.
Il ponte ad arco scarica le tensioni in maniera efficiente sulle proprie fondazioni
ma presenta il problema, sulle grandi campate, di dover essere molto alto al fine di
HYLWDUH XQ HFFHVVLYR ULEDVVDPHQWR GHOO¶DUFR 4XDORUD O¶LPSHGLPHQWR GD SDVVDUH
non permetta la costruzione di un arco, o di una serie di archi, si deve ricorrere a
strutture bilanciate come ponti a mensola. Questi, però hanno la necessità di una
consistente rigidità negli appoggi per sopportare i carichi. La struttura è, pertanto,
necessariamente pesante e robusta.
6
0DJJLRUH OHJJHUH]]D q WLSLFD GHL SRQWL VRVSHVL L TXDOL D IURQWH GL XQ¶LPSRUWDQWH
rigidità agli appoggi, godono di un impalcato, anche visivamente, più leggero
senza perdere la possibilità di avere grandi luci.
Discorso analogo per i porti strallati in cui i tiranti in acciaio, ben più esili di una
WUDYDWXUDUHWLFRODUHVRUUHJJRQRO¶LPSDOFDWRGLUHWWDPHQWHGDLSLORQL4XHsta ultima
soluzione, adattabile a qualsiasi lunghezza di campata, è la più moderna e
determina un minor impatto ambientale.
Oggi la tendenza è quella di fare uso delle travi di cemento armato precompresso
con le quali generalmente si riescono a realizzare la maggior parte dei ponti,
mentre solo nel caso di luci molto grandi si fa ricorso a strutture in acciaio. Con
O¶XVR GHO FDOFHVWUX]]R VL RWWLHQH LO YDQWDJJLR GL DYHUH FRVWL PLQRUL VLD SHU OD
FRVWUX]LRQH GHOO¶RSHUD VLD SHU OD PDQXWHQ]LRQH ,Q HIIHWWL LO cemento armato
richiede controlli minimi ed interventi di manutenzione sporadici. Le strutture in
acciaio, invece, vanno periodicamente controllate, e qualora non si riscontrino
danni che richiedano interventi particolari, vanno comunque verniciate per
preVHUYDUOH GDOO¶RVVLGD]LRQH H GDOO¶DWWDFFR GHJOL DJHQWL FKLPLFL SUHVHQWL QHOO¶DULD
sempre più inquinata. '¶DOWUR FDQWR XQ QRWHYROH QXPHUR GL SRQWL LQ DFFLDLR
chiodato non solo sono ancora in piedi, ma molto spesso sono ancora in funzione.
I costi per la sostituzione di tali strutture con altre più moderne sarebbero troppo
elevati per essere sostenuti, senza considerare poi che molti di questi ponti fanno
ormai parte del patrimonio storico-artistico nazionale e vengono considerati dei
veri e propri monumenti. Bisogna, quindi, considerare tale problematiche a cui
vanno incontro delle strutture progettate circa un secolo fa e che si vuole
attualmente tenere in funzione. La prima considerazione da fare è senza dubbio
sui carichi di progetto. I treni che viaggiavano più di cinquanta anni fa erano
certamente diversi da quelli di oggi, oltre che per le dimensioni, e quindi per il
peso, anche per la maggiore velocità che riescono a raggiungere i convogli
PRGHUQL1RQVRORPDF¶qGDWHQHUHSUHVHQWHFKHDOO¶HSRFDGHOOD costruzione dei
ponti chiodati gli unici carichi orizzontali di cui teneva conto il progettista erano
TXHOOL GRYXWL DOO¶D]LRQH GHO YHQWR 4XHVWR IDWWR q FHUWDPHQWH LQ FRQWUDVWR FRQ OH
attuali normative sismiche vigenti ormai in tutti i paesi europei, quindi oltre alla
YHULILFD FRQ L QXRYL FDULFKL PRELOL VRUJH DQFKH LO SUREOHPD GHOO¶DGHJXDPHQWR
sismico. 8Q¶DOWUD SUREOHPDWLFD GL JUDQGH ULOLHYR q TXHOOD LQHUHQWH DOOD YLWD XWLOH
GHOO¶RSHUD6DSSLDPRFKHXQDVWUXWWXUDSXzVXELUHGDQQLSLRPHQRJUDYLDQFKH
7
se nel corso della sua vita non viene mai raggiunto il carico di collasso, ma viene
VRWWRSRVWD D ULSHWXWL FDULFKL FLFOLFL (¶ SURSULR LO FDVR GHL SRQWL WDQWR SL FKH OH
unioni chiodate rappresentano un sistema di collegamento molto rigido, che
conferisce al sistema una scarsa duttilità e lo rende particolarmente vulnerabile
sotto questo punto di vista. 5LVXOWD TXLQGL FKLDUD O¶LPSRUWDQ]D GHOOR VWXGLR GL
queste strutture, ed in SDUWLFRODUHGHOO¶DSSURIRQGLPHQWRGHO FRPSRUWDPHQWRGHOOH
unioni chiodate, essendo i collegamenti le zone nevralgiche della struttura, che
QHOODPDJJLRUSDUWHGHLFDVLULVXOWDQRGHWHUPLQDQWLDLILQLGHOO¶DQDOLVLJOREDOH
Seguirà una descrizione dei ponti metallici che, maggiormente hanno significato
XQ¶LQQRYD]LRQHVXLPHWRGLFRVWUXWWLYLe una descrizione del monumento simbolo
GHOOD FLWWj GL 3DULJL OD WRUUH (LIIHO FKH O¶LQJHJQHUH *XVWDYH (LIIHO UHDOL]]z SHU
O¶HVSRVL]LRQHXQLYHUVDOHGHO
1.2 Coalbrookdale Bridge
/¶,URQEULGJH3RQWHGLIHUURFRQRVFLXWRSRLFRPH&RDOEURRNGDOH%ULGJHYHnne
FRVWUXLWRGXUDQWHO¶HVWDWHGHOHLQDXJXUDWRLOJHQQDLRGHO7DOHSRQWH
realizzato con lo scopo di attraversare il fiume Severn, rappresenta il simbolo
GHOODULYROX]LRQHLQGXVWULDOHHLOSURJUHVVRUDJJLXQWRGDOO¶LQGXVWULDLQJOHVH
Figura 1.1 Coalbrookdale Bridge
8
Questo ponte, progettato da Thomas Farnolls Pitchard e costruito da due
³LURQPDVWHU´$EUDP'DUE\H-RKQ:LONLQVRQULFRUGDFRPHWLSRORJLDFRVWUXWWLYD
i precedenti ponti ad arco a via superiore realizzati però in pietra. Con una
campata di circa 30 metri, si alza dal livello del fiume di 20 metri. Comprende
FLUFD SH]]L IXVL ULFRQGXFLELOL D WLSRORJLH (¶ IRUPDWR GD GXH FDPSDWH
principali accostate e di due campate di avvicinamento, a loro volta accostate. I
piloni che lo sorreggono furono irrigiditi notevolmente per timore che le
vibrazioni dovute al passaggio dei treni potessero creare dei problemi di stabilità.
Il metodo scelto per creare la struttura fu, ad ogni modo, la carpenteria.
&¶qGDGLUHFKHQHJOLDQQLVXFFHVVLvi alla costruzione del ponte è stato necessario
effettuare delle riparazioni. Infatti, pochi anni dopo, nelle muratura alle spalle e
nel ponte si sono create delle fessure, alcune di esse sono state riparate tramite
ferro battuto e cinghie e altre sono state lasciate intatte e sono ancora visibili.
Nel 1934 è stato bloccato il traffico veicolare, ma i pedaggi per i pedoni sono stati
raccolti fino al 1950, quando la proprietà del ponte è stata trasferita alla contea di
Shropshire. Ora, il ponte rappresenta una popolare attrazione turistica ed è
GLYHQWDWRSDWULPRQLRPRQGLDOHGHOO¶81(6&2GDO (Ryall,Parke,Harding).
1.3 Eads Bridge
/¶HYROX]LRQHWHFQRORJLFDHO¶LQWHUHVVHFUHVFHQWHGDSDUWHGHJOLLQJHJQHULDXPHQWD
QHJOLDQQL HLQ $PHULFDQHOO¶LQWHQWR GLFRQgiungere a St. Louis il Missouri con
O¶,OOLQRLVVHSDUDWLGDO0LVVLVVLSSLYLHQHFRVWUXLWRQHOLOSRQWHSLOXQJRGHO
mondo al momento della sua inaugurazione pari a 1964 metri. Il ponte è chiamato
Eads Bridge per il suo progettista e costruttore, il capitano James B.Eads.
Figura 1.2 Eads Bridge (Cook, Richard J., 1987).
9
Tale ponte ripropone una serie di archi a via superiore su tre campate. La campata
centrale, lunga circa 170m., è affiancata da due campate laterali. Sebbene la
tipologia costruttiva sia per lo più simile al Coalbrookdale Bridge si nota una
tecnica costruttiva più avanzata. Le campate sono, infatti, composti da due travi
tubolari affiancate e collegate da aste diagonali. Le giunzioni, in seguito, sono
realizzate mediante chiodatura. Le varie campate poggiano su fondamenta in
calcestruzzo annegate nel Mississippi. Alto 27 metri dal livello medio del corso
G¶DFTXDSHUPHWWHODQDYLJD]LRQHVHQ]DLPSHGLPHQWL
Il ponte fu chiuso al traffico nel 1991 ed è stato riaperto il 4 luglio 2003, data
simbolica in quanto il ponte fu ufficialmente aperto il 4 luglio del 1874.
4XHVWR SRQWH UHVH 6W /RXLV XQ LPSRUWDQWH SROR IHUURYLDULR H WXWW¶RUD YLHQH
sfruttato sia dalle compagnie ferroviarie che dal traffico automobilistico.
1.4 Forth Bridge
VeUVR OD ILQH GHOO¶RWWRFHQWR YHQQH LQWURGRWWD XQD QXRYD LQWHUHVVDQWH WHFQLFD
costruttiva: i ponti a mensola o Cantilever Bridges. Il ponte più rappresentativo di
TXHVWDWHFQLFDFRVWUXWWLYDqVHQ]¶DOWURLO)RUWK%ULGJH
Figura 1.3 Forth Bridge
I ponti a mHQVRODR&DQWLOHYHU%ULGJHVVRUUHJJRQRO¶LPSDOFDWRGHOSRQWHFRQXQR
schema statico a doppia mensola. Da ogni appoggio (notevolmente rinforzato)
partono due mensole lungo la direzione del ponte che si congiungono a dei tratti
10
di impalcato sospesi, sorretti agli estremi da queste stesse mensole. Tale schema è
ULSRUWDWRQHOODILJXUDTXLGLVHJXLWRFKHUDIILJXUDO¶LQJHJQHUHSURJHWWLVWD%DNHUHL
VXRL DVVLVWHQWL FKH VFKHPDWL]]DQR WDOH PRGHOOR WUDPLWH OD FRVLGGHWWD ³%DNHU¶V
KXPDQ FDQWLOHYHU´ I due uomini laterali rappresentano i due piloni, i quali
sorreggono (come se le loro braccia fossero mensole) il terzo uomo, al centro. Per
non sbilanciare i due piloni, questi sopportano anche il carico di un contrappeso
esterno.
Figura 1.4 %DNHU¶VKXPDQFDQWLOHYHU
Tale ponte ferroviario è situato nei pressi di Edimburgo e, ancora oggi, viene
FRQVLGHUDWR XQ FDSRODYRUR G¶LQJHJQHULD /D FRVWUX]LRQH GHO SRQWH FRPLQFLz QHO
HWHUPLQzIRUPDOPHQWHFRQO¶LQDXJXUD]LRQHGHOPDU]RDGRSHUDGHO
Principe del Galles, SLWDUGLUH(GZDUG9,,FKHFROORFzO¶XOWLPRFKLRGRSODFFDWR
in oro e opportunamente iscritto.
Il ponte si basa su tre appoggi costruiti in acciaio e calcestruzzo armato. Ogni
appoggio, è costituito da una torre di cemento armato alta 104 metri sostenuta da
tubolari a sezione decrescente. Da lì parte una travatura reticolare per sopportare i
carichi delle mensole con minor sforzo. Gli appoggi agli estremi, costituiti da una
sola mensola, sono dotati di un contrappeso per riequilibrare gli sforzi
QHOO¶LQFDstro della mensola.
Il Forth Bridge che ha una superficie di 58 ettari e un'altezza di 137 metri richiese
O¶XWLOL]]RGLSLGLWRQQHOODWHGLDFFLDLRPHWULFXELGLJUDQLWR
metri cubi di pietra, 49200 metri cubi di calcestruzzo e oltre otto milioni di chiodi.
11
Figura 1.5 Chiodo proveniente dal Forth Bridge (Visitor centre trust Forth Bridge)
Naturalmente una struttura come Forth Bridge, che ancora oggi rappresenta un
FDSRODYRURGHOO¶LQJHJQHULDFLYLOHQHFHVVLWDGLXQDFRVWDQWHPDQXWHQ]Lone che non
essendo stata mai trascurata nel corso degli anni, rende tale ponte tuttora
funzionale in quanto viene attraversato da 200 treni al giorno.
1.5 Garabit Viaduct
Il viadotto di Garabit è un ponte ferroviario che attraversa il fiume Truyère vicino
Ruynes nel Cantal (Francia centro-meridionale). Il ponte lungo 565 metri e con un
arco principale di 165 metri, è stato costruito tra il 1880 e il 1884 da Gustave
Eiffel, ed è stato inaugurato nel 1885.
Figura 1.6 Garabit Viaduct
12
Tale ponte è situato in una zona montagnosa e sferzata da forti venti. L'opera,
pertanto, richiese prodezze tecniche mai raggiunte fino a quel momento. La
stabilità delle travi-cassoni, facenti funzione di puntoni e la resistenza al vento
rappresentarono le vere due sfide nell'attuazione di tale progetto.
Gli ingegneri Boyer e Baudry incaricati della costruzione si rivolsero a Gustave
Eiffel proprio per la sua grande esperienza nel settore. Per negare il vento, Eiffel
adottò il concetto di capriate con una serie di triangoli per attenuare la forza del
vento, e per superare i problemi connessi alle oscillazioni prodotte dal vento
allargò i piloni e gli archi in prossimità dei supporti e alla base.
La novità del progetto consistette nella grande altezza tra la strada ferrata e il
corso d'acqua, ovvero 122 metri. Questo tipo di viadotto detto "ad arco" riprende
quello sperimentato sul fiume Douro. La costruzione richiese ben due anni di
lavoro più un anno per l'allestimento, nelle zone adiacenti, di alloggi e mense per
gli operai. L'importanza del viadotto si rivelò strategica anche per la posizione
stessa della strada ferrata situata proprio sotto il piano stradale, il che rendeva
possibile il recupero di quei vagoni che, forti venti, avrebbero potuto capovolgere.
(Billington 1983).
1.6 Brooklyn Bridge
8Q¶XOWHULRUHLQQRYD]LRQHWHFQRORJLFDSHUTXDQWRULJXDUGDLSRQWLqUDSSUHVHQWDWD
dalla progettazione e costruzione del ponte di Brooklyn che è uno dei più antichi
ponti in sospensione negli Stati Uniti.
Il Ponte di Brooklyn, completato nel 1883 ad opera dell'ingegnere tedesco John
Augustus Roebling, collega tra di loro l'isola di Manhattan ed il quartiere di
Brooklyn (un tempo due cittadine distinte dello Stato di New York, oggi due
quartieri di New York) attraversando il fiume East River.
13
Figura 1.7 Brooklyn Bridge
La costruzione del ponte iniziò nel 1867, richiese la manodopera di 600 operai e
venne definitivamente aperto al transito il 24 maggio 1883. Il ponte è costituito da
4 cavi d'acciaio assicurati ad ancoraggi fissati ad apposite piastre (una per ogni
cavo) contenute all'interno di calotte di granito alte fino a 3 metri e poste agli
estremi del ponte stesso. Ogni cavo è composto da 5657 Km di filo d'acciaio
galvanizzato con zinco al fine di renderlo resistente al vento, ed alla pioggia. Due
piloni, posti a circa 300 metri dalle calotte, poggiano su grandi cassoni, e vengono
utilizzati come punti di ancoraggio per i cavi grazie a piastre a sella poste sulle
loro sommità. La base del ponte invece è costituita da travi di acciaio del peso di 4
tonnellate ciascuna assicurate a tiranti verticali (assicurati a loro volta a tiranti
diagonali) il cui scopo è mantenerle in posizione. Il ponte una volta completato si
presentava con una struttura a 5 corsie. In passato le due corsie esterne venivano
impiegate per il transito di carrozze, le due corsie intermedie per il transito delle
cabine della teleferica e la corsia centrale per quello dei pedoni. Oggi le corsie
esterne ed intermedie (diventate 6 in totale, 3 destinate al traffico in direzione
Brooklyn e 3 destinate a quello in direzione Manhattan) sono destinate ai mezzi a
motore e quella centrale è divenuta per metà pista pedonale e per metà pista
ciclabile. (Cook, Richard J. 1987)
14
1.7 Golden Gate Bridge
1HOO¶DPELWRGHLSRQWLVRVSHVLXQDOWURFDSRlavoro ingegneristico è quello relativo
al Ponte che sovrasta il Golden Gate, lo stretto che collega l'Oceano Pacifico con
la Baia di San Francisco. L'idea di un ponte che collegasse San Francisco e la
Marin county fu proposta dall'ingegnere James Wilkins in un articolo in cui ne
sosteneva l'utilità per rendere più sicura e veloce la traversata dello stretto, fino ad
allora fatta via mare. Il ponte guadagnò il suo nome nel 1917, quando fu così
nominato dall'ingegnere urbanistico della città di San Francisco M. H.
O'Shaughnessy. Tutto il tratto occupato dal ponte, includendo anche il tratto per
salire e scendere dallo stesso, è lungo 2,71 km; la distanza tra le torri cioè la luce
della campata principale è pari a 1,282 m, e lo spazio disponibile sotto il ponte è
di 67 m con condizioni medie di alta marea.
Figura 1.8 Golden Gate Bridge
In questa tipologia di ponte la travata principale è sorretta da tiranti metallici
collegati ad una o più funi; il diametro dei cavi della sospensione principale è
91,34 cm. Quando è stato costruito nel 1937, Il Golden Gate Bridge è diventato il
più grande ponte a sospensione del globo dell'epoca ed è diventato il simbolo,
internazionalmente riconosciuto, di San Francisco. Il ponte fu dovuto all'ingegno e
alla straordinaria bravura di Joseph Baermann Strauss, un ingegnere responsabile
di oltre 400 ponti mobili, ma tutti molto più piccoli e situati più nell'entroterra
rispetto al nuovo progetto. Iniziò nel 1927 coi primi disegni che erano ben lontani
15
dall'essere approvati, e spese oltre un decennio alla ricerca di sostenitori. Il
progetto iniziale di Strauss comprendeva una trave a mensola massiccia su ogni
lato, connesse da un segmento centrale sospeso. Altre figure chiave nella nascita
dell'opera furono Irving Morrow, responsabile per le decorazioni e la scelta del
colore, l'ingegner Charles Alton Ellis ed il progettista di ponti Leon Moisseiff, che
collaborarono alla risoluzione dei problemi di calcolo ingegneristico.
La costruzione iniziò il 5 gennaio 1933 e fu completato nell'aprile del 1937 e fu
aperto ai pedoni il 27 maggio dello stesso anno. Il giorno seguente, a
mezzogiorno, il presidente Roosevelt, da Washington diede il via ufficiale al
traffico di veicoli attraverso il ponte, premendo un pulsante. L'ampiezza della
parte centrale del Golden Gate è stata la più lunga tra i ponti sospesi fino al 1964,
quando il Ponte di Verrazano (Verrazano Narrows Bridge fu eretto per unire
Staten Island con Brooklyn, due quartieri di New York City. Al momento della
sua costruzione il Golden Gate possedeva inoltre le torri di sospensione più alte
del mondo ( 225 m sopra il livelOR GHOO¶DFTXD H GHWHQQH TXHVWR UHFRUG ILQR LQ
tempi recenti. Attualmente il ponte sospeso più lungo del mondo si trova in
Giappone ed è il Ponte di Akashi-Kaikyo. 3HU TXDQWR ULJXDUGD O¶DVSHWWR
manutentivo del ponte è importante sottolineare che nella sua storia ha subito
diversi interventi di verniciatura. In origine era verniciato con minio rosso e
vernice al piombo. A metà degli anni Sessanta prese il via un programma per
prevenire la corrosione che consisteva nell'asportazione della vernice originale
sostituendola con una a base di emimorfite (un silicato idrato di zinco) ricoperta
da vernice vinilica. Dal 1990 il rivestimento usato è acrilico. Il programma è stato
completato nel 1995 e attualmente ben 38 pittori lavorano costantemente per
mantenere in buone condizioni lo strato di vernice che protegge il ponte.
Figura 1.9 &ROSRG¶RFFKLRFKHUHJDODLO*ROGHQ%ULGJHDTXDQWLSURYHQLHQWLGDOO¶RFHDQRHQWUDQR
nella Baia di San Francisco
16
1.8 Sydney Harbour Bridge
Il ponte Harbour di Sidney, a livello locale soprannominato il Coathanger, è un
ponte ad arco di acciaio, adibito al trasporto ferroviario, veicolare e pedonale. Il
progetto di costruzione ha avuto inizio nel 1923, ad opera Bradfield e la
partecipazione di più persone tra cui Laurence Ennis, Ralph Freeman, Arthur
Plunkett. La costruzione del ponte ha avuto inizio nel dicembre del 1928 ed è stata
affidata a Dorman Long e Co.
Figura 1.10 Vista notturna del Sydney Harbour Bridge
/DFRVWUX]LRQHGHOO¶DUFRFKHSUHVHQWDXQ¶DOWH]]DGDOOLYHOORGHOPDUHGLPHWUL
qVWDWDDYYLDWDGDGXHODWLRSSRVWLHGXUDQWHODFRVWUX]LRQHOHGXHPHWjGHOO¶DUco
sono state mantenute da numerosi cavi di sostegno. Una volta completate, i cavi
sono stati rilasciati lentamente, ed è stato, quindi, possibile collegarle tra loro.
Tale ponte è stato concluso il 19 agosto 1930. Il 19 gennaio 1932, il primo treno
di prova, una locomotiva a vapore, ha attraversato il ponte. Circa 90 locomotive
hanno attraversato il ponte nei mesi che seguirono, come parte di una serie di test
per garantirne la sicurezza.Nella costruzione del ponte circa il 79% di acciaio è
stato realizzato a Middlesbrough, nel nord-est dell'Inghilterra. Il resto è stato
realizzato in Australia, sede del ponte. Il peso totale del ponte è di 52.800
tonnellate, e sono stati utilizzati sei milioni di chiodi per i collegamenti delle parti
in acciaio. I chiodi sono stati realizzati nel Lancashire in Inghilterra.
17
(a)
(b)
Figura 1.11 Particolare del ponte che evidenzia le unioni chiodate (a), chiodo restaurato
proveniente dal SydneyHarbour Bridge (b) (Mackaness, 2006)
1.9 Torre Eiffel
/D WRUUH (LIIHO QHOO¶DPELWR GHOOH FRVWUX]LRQL PHWDOOLFKH UDSSUHVHQWD XQD GHOOH
strutture più importanti al mondo ed è diventata nel corso degli aQQLO¶LFRQDGHOOD
)UDQFLD /D VWUXWWXUD SURJHWWDWD GDOO¶LQJHJQHUH *XVWDYH (LIIHO IX FRVWUXLWD WUD LO
H LO FRPH O¶DUFR GL LQJUHVVR SHU O¶(VSRVL]LRQH XQLYHUVDOH XQD ILHUD
mondiale per la celebrazione del centenario della Rivoluzione francese.
Figura 1.12 Torre Eiffel
18
Un aspetto importante dal punto di vista ingegneristico è quello relativo alla forma
GHOOD WRUUH ,QIDWWL ROWUH FKH DOO¶DVSHWWR DUWLVWLFR HVVD IX GHWHUPLQDWD GDOOD
resistenza del vento e proprio per questo è una struttura molto aerata.
/D VWUXWWXUD PHWDOOLFD GHOOD WRUUH SHVD WRQQHOODWH PHQWUH O¶LQWHUD VWUXWWXUD
compresi i componenti non metallici è di circa 10000 tonnellate. Per
O¶DVVHPEODJJLR GHOOH SDUWL PHWDOOLFKH IXURQR LPSLHJDWL WUHFHQWR PHWDOPHFFDQLFL
che lavorarono 18.038 pezzi di ferro forgiato, utilizzando due milioni e mezzo di
chiodi. (Billington, 1983).
Unioni chiodate in acciaio
19
CAPITOLO II
2.1 Tecnologia chiodatura
2.1.1 Generalità
I collegamenti costituiscono la parte più delicata delle costruzioni metalliche; da
qui la necessità di dedicare loro uno studio accurato. I collegamenti (chiodature,
bullonature e saldature) sono dispositivi atti a realizzare la continuità di un singolo
elemento strutturale costituito da lamiere e/o profilati (si tratta delle cosiddette
unioni correnti) o per unire tra loro più elementi strutturali concorrenti a formare
l¶LQWHUD FRVWUX]LRQH VL SDUOD DOORUD GL XQLRQL GL IRU]D /H XQLRQL FRUUHQWL
consentono, ad esempio, di formare una trave, componendo lamiere e/o profilati;
le unioni di forza consentono di realizzare una struttura, più o meno complessa,
utilizzando lamiQDWL H SURILODWL SURGRWWL GDOO¶LQGXVWULD VLGHUXUJLFD HG DQFKH
eventualmente, elementi composti, realizzati con le unioni correnti). Se non
esistessero i collegamenti, dovremmo limitarci ad utilizzare singolarmente gli
HOHPHQWL PRQROLWLFL SURGRWWL GDOO¶LQdustria siderurgica; mentre, grazie ai
collegamenti, possiamo mettere insieme tra loro più elementi per formare una
struttura; ad esempio, un telaio.
I collegamenti chiodati sono stati i primi ad apparire, nella seconda metà del
secolo XIX, sulla scena della tecnologia moderna. I collegamenti chiodati in auge
QHOO¶HLQEXRQDSDUWHGHOODSULPDPHWjGHODFDOGRVRQRLQHIIHWWLFDGXWL
in disuso. I chiodi da ribattere a freddo (chiamati rivetti o ribattini) sono, invece,
ancora largamente usati nelle unioni di lamiere sottili e di leghe leggere.
Di solito la ribaditura a freddo si adotta nel caso di chiodi di piccolo diametro (d <
6 mm), per chiodi di diametro compreso tra 6 e 10 mm è possibile sia la ribaditura
a freddo, sia quella a caldo, mentre decisamente è preferita la ribaditura a caldo
per diametri maggiori di 10 mm. , ULYHWWL VRQR PROWR XVDWL QHOO¶LQGXVWULD
automobilistica, aeronautica e navale: tale rilevante diffusione ha portato alla
produzione di numerosi tipi di ribattini (a testa tonda, cilindrica, svasata), anche
FRVWLWXLWLGDPDWHULDOLGLYHUVLROWUHDOO¶DFFLDLR
20
Le unioni chiodate, a differenza di quelle bullonate, non possono essere
scomposte, a meno che non si distruggono gli elementi di connessione, asportando
con lo scalpello o con la fiamma ossidrica una delle teste dei chiodi. I
collegamenti bullonati presentano il vantaggio di una più rapida ed economica
UHDOL]]D]LRQH FRQVHQWRQR LQROWUH XQ¶DJHYROH WUDVIRUPD]LRQH GHOOH VWUXWWXUH
grazie alla facilità dello smontaggio.
I bulloni, ovviamente, esistevano anche quando i chiodi erano al culmine del
VXFFHVVRGDOODILQHGHOO¶DLSULPLGHFHQQLGHO(VVLHUDQRXVDWLDOSRVWR
dei chiodi o quando lo spessore dei pezzi da collegare era notevole o quando gli
stessi chiodi sarebbero stati sollecitati a trazione.
I chiodi erano montati a caldo, venivano riscaldati al calor rosso e si allungavano.
5DIIUHGGDQGRVL SRL WHQGHYDQR DG DFFRUFLDUVL SHU ULWRUQDUH DOO¶RULJLQDULD
configurazione, ma erano contrastati dallo spessore dei pezzi collegati; ragion per
cui si destavano, nei gambi, tensioni di trazione tanto più forti quanto più i chiodi
VWHVVLHUDQROXQJKLHQRQGLUDGRGHOO¶RUGLQHGLJUDQGH]]DGHOOLPLWHHODVWLFR
A volte si assisteva alla rottura del chiodo, per distacco della testa del gambo,
soltanto per effetto delle tensioni interne dovute al raffreddamento e perciò i
chiodi lunghi (per i quali si avevano fortissime tensioni interne dovute al
raffreddamento) venivano sostituiti dai bulloni. Non sembrando opportuno
affidare ai chiodi ulteriori sforzi di trazione, essi erano rimpiazzati dai bulloni
anche quando potevano essere soggetti a trazione. Pertanto i bulloni avevano un
ruolo secondario, rispetto ai chiodi, e venivano utilizzati per soluzioni di ripiego,
in quelle circostanze in cui i chiodi non davano grande affidamento.
Con la chiodatura (o bullonatura) non è possibile collegare direttamente due
ODPLHUH SRVWH DG DQJROR UHWWR O¶LQGXVWULD VLGHUXUJLFD GRYHWWH SHUFLz FUHDUH
opportuni profilati e cioè angolari a lati uguali o diseguali per consentire tale
collegamento.
Nella figura seguente è riportata la sezione di una vecchia trave in acciaio, in
FRPSRVL]LRQH FKLRGDWD WUDWWD GD XQ WHVWR GHJOL DQQL ¶ (PLOLR 0DUUXOOLHU
Costruzione degli edifizi, Ed.UTET, Torino, 1925).
21
Figura 2.1 Vecchia trave in acciaio con unioni chiodate (Marrullier E., 1925)
Ai chiodi necessari a riunire due profilati si potrebbe sostituire un unico perno di
grande diametro; questo tipo di collegamento è stato però subito abbandonato,
perché non assicurava alle membrature la necessaria rigidità ed è oggi adottato
solo nei casi in cui parti di una stessa struttura devono essere collegate fra loro
con una cerniera per eliminare la trasmissione di momenti flettenti.
Elementi caratteristici dei chiodi sono il fusto e la testa. In figura sono riportati
solo alcuni dei tipi di chiodi esistenti (generalmente usati, nei lavori di
carpenteria, sono quelli a testa tonda stretta, più semplici da montare perché non
richiedono smussature dei fori, ma una semplice sbavatura degli orli).
Figura 2.2 Tipologie della testa di un chiodo
22
,OIXVWRDOO¶LQFLUFDFLOLQGULFRGHYHDYHUHOXQJKH]]DWDOHFKHODSDUWHVSRUJHQWHGDL
SH]]L GD FROOHJDUH DEELD XQ YROXPH VXIILFLHQWH SHU O¶HVHFX]LRQH GHOOD VHFRQGD
testa.
Se s è lo spessore totale da chiodare (serraggio) e d il diametro del foro, la
lunghezza totale del fusto si farà circa (Masi):
l = 1,1 s + 1,3 d
(1.1)
Nella figura 2.3 (a), sono indicate le dimensioni dei chiodi a testa tonda stretta
(adatti particolarmente per carpenteria metallica) con le relative lunghezze da
adottare. Se la sporgenza della testa fosse di ingombro, si ricorre a chiodi a testa
svasata con calotta (figura 2.3 (c)) o addirittura svasata piana (figura 2.3 (b)).
Figura 2.3 Dimensioni caratteristiche dei chiodi
Nella tabella seguente sono riportate, con riferimento alla figura e con misure
espresse in mm, le caratteristiche geometriche dei chiodi a testa tonda, svasata e
rasa per i diametri più comunemente usati.
23
Figura 2.4 Geometrie caratterizzanti i chiodi
Le unioni chiodate possono essere effettuate per sovrapposizione dei due tronconi,
con coprigiunto semplice, con doppio coprigiunto.
(a)
(b)
Figura 2.5 Sovrapposizione dei due tronconi (a), coprigiunto semplice (b),
doppio coprigiunto (c)
(c)
Nel caso in cui la giunzione sia realizzata per sovrapposizione o con coprigiunto
semplice, ogni chiodo sarà sollecitato alla recisione in una sola sezione.
Nel terzo caso, invece, ogni chiodo presenterà due sezioni che resistono alla
recisione; inoltre non sono presenti le eccentricità di tiro che nascono per i primi
due casi.
24
2.1.2 Modalità di posa in opera
Dal punto di vista tecnologico, le unioni chiodate, oggetto di questo lavoro sono
realizzate con i chiodi formati a caldo, è opportuno quindi descrivere le varie fasi
che si eseguono per la realizzazione di tali collegamenti, per meglio comprendere
le caratteristiche che ne regolano il comportamento.
Le parti da collegare, che possono essere piatti o profilati, vengono bloccate da
morsetti o da bulloni avendo cura di far coincidere perfettamente i fori nei quali
andrà inserito il chiodo. Prima di essere lavorato, il chiodo presenta solo una testa
VHPLVIHULFD SHUIHWWDPHQWH FHQWUDWD FRQ O¶DVVH GHO JDPEo tronco-conico ad essa
collegato, e viene poi riscaldato in una apposita forgia dove raggiunge la
temperatura di 1100 °C.
Figura 2.6 Riscaldamento dei chiodi (Vermes William, 2007)
A questo punto viene prelevato dalla forgia utilizzando una pinza, ripulito da
HYHQWXDOLVFRULHHGHSRVLWLGLFHQHUHHGLQVHULWRDOO¶LQWHUQRGHOIRURFRQO¶DLXWRGL
qualche colpo di martello. In questa fase chi opera deve farlo con la necessaria
rapidità, in modo tale che il chiodo inserito nel foro abbia mantenuto una
temperatura alta abbastanza per essere lavorato (circa 900 °C).
25
(a)
(b)
Figura 2.7 Posa in opera del chiodo (a), ribattitura del chiodo (b), (Vermes William, 2007)
Con altrettanta rapidità intervengono altri due operai, uno addetto al
posizionamento del fermo (detto reggicontro) che va mantenuto pressato sulla
testa del chiodo mentre un altro operaio ribatte il chiodo dal lato opposto. Per la
ribattitura sono stati congegnati diversi strumenti, il più efficace ed il più
utilizzato è una sorta di martHOORSQHXPDWLFRFKHFRPSULPHLOJDPER DOO¶LQWHUQR
del foro fino al riempimento dei vuoti tra le superfici a contatto.
La punta del ribattitore presenta un incavo semisferico ideale per la formazione
della testa del chiodo.
Figura 2.8 Incavo semisferico della punta del ribattitore
$O WHUPLQH GHOO¶RSHUD]LRQH GL ULEDWWLWXUD YLHQH ULPRVVR LO IHUPR H VL ODVFLD
raffreddare il chiodo che di conseguenza si accorcia andando a comprimere le
SDUWLFROOHJDWHJUD]LHDOO¶D]LRQHGHOODWHVWDVXOOHVXSHUILFLDFRQWDWto con essa.
26
8QDYROWDULSHWXWDO¶RSHUD]LRQHSHUWXWWLLFKLRGLGHOFROOHJDPHQWRVLRWWLHQHXQD
connessione molto rigida per la mancanza dei vuoti tra i fori ed i chiodi. La buona
riuscita della procedura ora descritta è fortemente dipendentH GDOO¶DELOLWà della
manodopera. Tuttavia, nonostante si richiedano operai specializzati, è inevitabile
riscontrare imperfezioni di costruzione. Ad esempio, la testa del chiodo formata a
caldo con il ribattitore può non risultare perfettamente sferica, oppure non
perfeWWDPHQWHDOOLQHDWDFRQO¶DVVHGHOJDPERLQROWUHQRQVHPSUHLYXRWLYHQJRQR
completamente colmati dal chiodo, cosa che peraltro è anche impossibile
verificare con certezza.
In generale, una delle operazioni più delicate e più importanti è la foratura dei
profilati e delle lamiere, dipendendo in gran parte da essa la bontà della chiodatura
della costruzione. Il foro può essere ottenuto in diversi modi, e cioè: per
punzonatura, o per trapanatura. Nella prima un punzone cilindrico, di diametro
uguale a quello del foro da praticare, è premuto con forza contro il pezzo, così da
spingere fuori un tappo di materiale. Nella seconda, una punta di elica, posta in
rapida rotazione asporta gradatamente dei trucioli di materiale, praticando il foro.
La punzonatura ha lo svantaggio di danneggiare il materiale tutto intorno al foro e
tanto più gravemente quanto maggiore è lo spessore da forare.
Pertanto, è ammessa la punzonatura dei fori al diametro definitivo solo per
chiodature di ordinaria importanza statica e sino a 10 mm di spessore; per
giunzioni ad attrito tale limite potrà essere superato, purché la punzonatura venga
opportunamente eseguita e controllata, specie al fine di evitare la formazione di
cricche. Negli altri casi si potrà punzonare un foro di diametro minore di quello
definitivo, allargandolo poi mediante alesatura, ciò che permette di asportare il
materiale danneggiato. Il diametro del foro punzonato sarà di almeno 3 mm
minore del diametro del foro definitivo.
Tale metodo presenta il vantaggio di garantire fori esattamente cilindrici e di
permettere piccole correzioni sia nel diametro sia nella posizione del foro.
6HORVSHVVRUHGDIRUDUHqPDJJLRUHGHOGLDPHWURGHOIRURO¶XQLFRVLVWHPDSRVVLELOH
è la trapanatura. Per lavorazioni di media e grande serie si ricorre frequentemente
a trapani o punzonatrici a controllo numerico, allo scopo di assicurare grande
SUHFLVLRQH H QRWHYROH YHORFLWj GL SURGX]LRQH (¶ YLHWDWR O¶XVR GHOOD ILDPPD SHU
O¶HVHFX]LRQH GL IRUL SHU FKLRGL 3LDWWL R ODPLHUH FKH GHEERQR DYHUH IRUDWXre
LGHQWLFKHVL IRUDQR ³DSDFFKHWWR´VRYUDSSRQHQGRFLRqGLYHUVL SH]]L LQ PRGR GD
27
effettuarne contemporaneamente la foratura al trapano; ciò consente notevoli
economie di lavorazione e il vantaggio di avere pezzi perfettamente uguali. La
velocità di lavorR SXz YHQLUH DFFUHVFLXWD PHGLDQWH O¶LPSLHJR GL WUDSDQL PXOWLSOL
che eseguono contemporaneamente due o più fori. Anche le punzonatrici possono
venire attrezzate con due o più punzoni. Dovendo effettuare dei fori sulla
costruzione eseguita o in corso di montaggio, si ricorrerà a trapani a mano,
elettrici, o ad aria compressa.
3HU TXDQWR ULJXDUGD LQYHFH VHPSUH D FDUDWWHUH JHQHUDOH O¶RSHUD]LRQH GL
ribattitura del chiodo viene eseguita in tre modi: a mezzo di macchine chiodatrici,
con martelli pneumatici, oppure a mano.
Il sistema più economico e teoricamente migliore è il primo. Le chiodatrici sono
di due specie; ad azione diretta e indiretta, nelle prime la mazza si muove sempre
nella direzione della pressione finale, nelle altre i chiodi sono premuti
GDOO¶estremità di mascelle infulcrate nel mezzo, la forza agente essendo applicata
DOO¶DOWUD HVWUHPLWj GHOOD OHYD /H PDFFKLQH SL FRPXQL VRQR D]LRQDWH GD DULD
compressa e per lo più sono mobili, essendo sospese a paranchi scorrevoli. Le
chiodatrici idrauliche sono più semplici, ma hanno la svantaggio di essere fisse o
almeno di avere mobilità limitata. La pressione esercitata deve essere di almeno
90 N per millimetro quadrato di sezione nominale del chiodo. Col martello
pneumatico si chiodano quelle parti, per le quali è impossibile o praticamente
sconsigliabile ricorrere alle macchine chiodatrici. (Masi, Costruire in acciaio).
In cantiere i chiodi sono eseguiti a mano; la testa viene forgiata mediante appositi
stampi (buttarole), su cui si batte la mazza. Il chLRGRGXUDQWHO¶D]LRQHGHOODPD]]D
o del martello pneumatico, viene tenuto in sito da un controstampo, che consiste
LQ XQD UREXVWD DVWD GL IHUUR DYHQWH XQ¶HVWUHPLWj ODYRUDWD D FRSSD LQ PRGR GD
ricevere la testa del chiodo. Opportuni contrasti assicurano tale controbuttarola;
WDORUDODIRU]DQHFHVVDULDDOORVFRSRqIRUQLWDGDOO¶DULDFRPSUHVVD
I chiodi di diametro inferiore a 8 mm vengono ribaditi a freddo, gli altri devono
HVVHUHULVFDOGDWLDGXQDWHPSHUDWXUDRSSRUWXQDFRQO¶DFFRUWH]]DGLQRQHIIHWWXDUH
un riscaldamento eccessivo che brucerebbe il chiodo, ossidando il materiale.
Il riscaldamento avviene a mezzo di piccoli forni a carbone, o meglio a gas o a
naffa o elettrici; in questi ultimi i chiodi si arroventano per resistenza a causa del
passaggio di una corrente elettrica attraverso il loro fusto. 8QFKLRGR³OHQWR´SXz
facilmente essere scoperto col battere mediante apposito martellino un colpo
28
VHFFR VX XQD GHOOH WHVWH SUHPHQGR FRQWHPSRUDQHDPHQWH OD PDQR VXOO¶DOWUD 'DO
suono prodotto e dalle vibrazioni che risente la mano si possono dedurre le
condizioni in cui si trova la chiodatura. Dovendo togliere un chiodo eseguito, si
scalpella via una delle teste e si spinge fuori il fusto con un colpo di mazza.
La testa del chiodo si può anche far saltare FRQO¶DLXWRGHOODILDPPD Per quanto
concerne la posa in opera della chiodatura, alcuni risultati ottenuti da numerose
esperienze, mostrano che le chiodature aventi la massima resistenza allo
scorrimento sono quelle eseguite mediante le macchine chiodatrici, e buoni
risultati sono forniti anche dai martelli pneumatici; migliori che dalla chiodatura a
mano, Inoltre è stato notato che le chiodature con fori punzonati hanno resistenze
inferiori del 20% a quelle con fori trapanati (Masi, Costruire in acciaio).
Dopo aver esposto le modalità dHOO¶HVHFX]LRQH GHOOH FKLRGDWXUH si è visto che,
tranne per diametri inferiori a 8 mm, la testa del chiodo si esegue a caldo; il fusto
arroventato del chiodo si deforma sotto la pressione esercitata dalla chiodatrice,
sino ad occupare esattamente tutto il foro. Accurate esperienze hanno dimostrato
che tuttavia un gioco piccolissimo esiste tra le pareti di questo e il gambo del
chiodo, per effetto della diminuzione di volume durante il raffreddamento. A
causa, appunto, di tale diminuzione le teste dei chiodi vengono a premere
fortemente sulle parti che collegano, cosicché lo scorrimento di queste è impedito
GDOOHLQJHQWLIRU]HG¶DWWULWRFKHVLGHVWDQRWUDOHVXSHUILFLDFRQWDWWR/HHVSHULHQ]H
fatte in proposito hanno confermato tale modo di vedere e si deve perciò ritenere
FKH LQ XQD FKLRGDWXUD EHQ HVHJXLWD O¶XQLRQH VLD RSHUDWD GDOO¶DWWULWR 7XWWDYLD
poiché a causa della stessa tensione eccessiva che sollecita il gambo del chiodo,
esso, per snervamento del materiale, può allungarsi, diminuendo la pressione
esercitata dalle teste, si esegue in pratica il calcolo della chiodatura facendo
affidamento solo sulla resistenza a taglio delle sezioni del fusto.
Figura 2.9 Rappresentazione schematica dei chiodi allentati (Masi,Costruire in acciaio)
Tale ipotesi corrisponderebbe dunque alla realtà nel caso, non improbabile, in cui
i chiodi allentati non esercitassero alcuna pressione sulle parti da essi collegate.
29
Lo studio della tecnologia della chiodatura, in particolare dal punto di vista
storico, è stato affrontato, tra gli altri, da Dario Gasparini, Member ASCE, and
David Simmons, che hanno riportato nel loro lavoro ³American truss bridge
connections in the 19the century. II: 1850-1900´, una cronistoria dei ponti
americani ed hanQR DSSURIRQGLWR O¶XWLOL]]R H OD PHVVD LQ RSHUD GHL FKLRGL ,Q
SDUWLFRODUH JOL DXWRUL VRWWROLQHDQR FKH GRSR O¶LQWURGX]LRQH GHO IHUUR VHJXu XQ
periodo di grande dinamismo caratterizzato e dominato dalla sempre maggiore
HPHUJHQ]DGHOO¶LQGXVWULDSHUODSURJHWWazione dei ponti in ferro, come dimostrato
GD³7KH'LUHFWRU\$PHULFDQEULGJHEXLOGLQJFRPSDQLHV´'DUQHOO7XWWDYLD
nel frattempo un più recente studio (Simmons 1989) cominciò ad esplorare le
influenze e il tipo di organizzazione di una delle imprese più prominenti coinvolta
in tale progettazione.
Tutto ciò condusse al declino della progettazione e costruzione indipendente e
imprenditoriale dei ponti e di conseguenza la maggior parte degli ingegneri
cominciarono ad associarsi in compagnie al fine di controllare praticamente la
maggior parte dei progetti per la costruzione di tali ponti. Tuttavia ogni
compagnia aveva un suo peculiare stile, curando particolari forme e dettagli
(Cooper 1889) ed ognuna operava in una particolare area geografica.
Dopo un descrizione approfondita sulle tappe e sulle innovazioni di carattere
strutturale dei ponti, gli autori si occupano delle connessioni chiodate. Essi
affermano che la progettazione di connessioni chiodate è tuttora largamente
empirica. Infatti le decisioni circa la grandezza, il numero, il modello, gli spazi e
la distanza tra i chiodi sono basate su testi, osservazioni e su analisi
DSSURVVLPDWLYH H QRQRVWDQWH O¶DYYHQWR GHL FDOFRODWRUL OD GHWHUPLQD]LRQH GHOOH
tensioni esistenti nelle connessioni chiodate rimane una attività irrimediabilmente
complessa a causa del fatto che queste dipendono da molti parametri. Infatti non
soltanto il carico e la geometria delle connessioni sono parametri determinanti, ma
DQFKH OD IRU]D GL EORFFDJJLR O¶DWWULWR WUD OD SLDVWUH, le caratteristiche dei fori e i
chiodi. Tale complessità disorientò gli ingegneri del XIX secolo poiché essi solo
da poco avevano cominciato a sviluppare una filosofia di progettazione che
tenesse conto delle tensioni sviluppate nelle travature, poiché queste erano difficili
GD FDOFRODUH 7XWWR FLz FRQGXVVH JOL LQJHJQHUL GL TXHOO¶HSRFD D PLVXUDUH R
prevedere la resistenza delle connessioni chiodate.
30
1HOO¶DPELWR GHOOD OHWWHUDWXUD WHFQLFD - XQ¶LPSRUWDQWH ELEOLRJUDILD q
stata redatta da Richard De -RQJHGHOODVRFLHWjDPHULFDQDG¶LQJHJQHULDPHFFDQLFD
nella quale egli definisce le tappe dello sviluppo delle connessioni chiodate
SDUWHQGR GDOO¶XWLOL]]R GHO IHUUR FRPH PDWHULDOH GD FRVWUX]LRQH SDVVDQGR SHU
O¶DFFLDLRFRQFHQWUDQGRODVXDDWWHQ]LRQHVXOOD resistenza di attrito e sulle tensioni
di lamiere chiodate.
Oltre alla questione centrale di come i carichi sono trasferiti le connessioni
chiodate presentavano altri problemi: quale modello di chiodo è migliore? Sono
QHFHVVDULLIRULRF¶qELVRJQRGHOODpunzonatura? Qual è il processo di chiodatura
migliore? Tutte queste questioni furono risolte lentamente e solo dopo numerose
prove sperimentali. La tecnologia della chiodatura si è evoluta dalla tecnica a
mano a tecniche meccaniche. Lineham ne parla nel ³Textbook of Mechanical
Engineering´ sottolineando che Tweddell introdusse la chiodatura idraulica nel
1865, sviluppò la chiodatura idraulica portabile nel 1971 e per primo la applicò
alla costruzione dei ponti nel 1873 (Primrose street bridge in London).
Oltre a contrasti riguardo ai materiali da utilizzare ve ne furono anche altri circa il
PHWRGRGLFUHD]LRQHGHLIRULSHULFKLRGL1HOO¶LQGXVWULDIHUURYLDULDULSRUWDWD
nei testi indicava che nella decade precedente la perforazione era preferita alla
punzonatura ma che con la disponibilità di materiali più duttili, successivamente,
OD VSHVD GL SHUIRUD]LRQH QRQ HUD SL JLXVWLILFDWD $QFRUD XQ¶DOWUD TXHVWLRQH
riguardava il processo di chiodatura stesso. Macchinari che chiodavano con un
singolo colpo non furono approvati nel 1870 e a questi fu preferita la chiodatura
con pistone a vapore a colpo multiplo. A partire dal 1880 la chiodatura si basava
su un pistone idraulico la quale aveva il merito di associare ad un singolo colpo
chiuso la regolabilità di un pistone a vapore. Esso produceva un lavoro che non
richiedeva alcun aiuto supplementare a mano in un processo noto come ribattitura.
Dal 1857 al 1880 ci fu un costante flusso di attività negli Stati Uniti concernente
la progettazione di ponti a travatura reticolare chiodata, principalmente per i ponti
ferroviari di New York Center (NYC). La prima travatura reticolare, mostrata
nella figura 2.10, fu progettata da George E.Gray capo della società ingegneristica
GHO1<&FRQO¶DLXWRGL+RZDUG&DUUROOXQEULllante giovane ingegnere irlandese
allievo di Sir John MacNeil e pertanto fortemente intriso delle idee inglesi.
31
Figura 2.10 NYC Railroad All-Riveted Lattice Trusses
Tali progetti furono, poi, migliorati dai successori di Gray: Charles Hilton e
George H.Thomson impegnati nella americanizzazione della travatura reticolare
chiodata. Nella figura 2.11, tratta da Vose (1878), è mostrata una travatura
reticolare progettata da Hilton per il NYC Railroad.
Figura 2.11 Canestota Station All-Riveted Lattice Bridge Designed by Charles Hilton
1HO LQ XQD OHWWHUD DOO¶HGLWRUH GL 7KH 5DLOURDG *D]HWWH +LOWRQ QRWz FKH QHL
precedenti sette anni erano state costruite travature reticolari per una lunghezza di
oltre otto metri e che ciò era meno della metà della lunghezza totale dei ponti
costruiti negli Stati Uniti. La citazione di John Greiner nel suo scritto ( Greiner
1895) sui ponti di New York, sollevò discussioni da parte di Clarke e Katte che
32
entrambi avevano notato la soddisfacente performance della travatura reticolare
per oltre venti anni. Allo scritto di Greiner successe uno scritto storico del 1897 di
Gray con una discussione di Thomson. Gray sostenne che nel 1859 il NYC fu il
primo ad essere costruito interamente in ferro con travatura chiodata. Thomson
notò che il primo progetto di Carroll fu il ponte sul fiume Mohawk a Schenectady
che consisteva in 20,4 m e che la prima specificazione di ponti chiodati conosciuta
agli altri come fatta da Carroll è datata 1857. Egli percepì che questo era il
prototipo dei ponti chiodati del 19° secolo. Thomson divenne un forte propositore
della travatura chiodata e scrisse nel 1888 un testo ingegneristico che riguardava il
danneggiamento dei ponti chiodati. La posizione di Thomson fu fortemente
criticizzata da Cooper (1889) e Waddell (1889) che come esperti della chiodatura
menzionarono appena le travature chiodate nei loro scritti. Cooper notò, solo che
le travi chiodate erano state usate, in genere, totalmente su tutte le ferrovie per
brevi campate e su certe linee ferroviarie su tutte le campate. Inoltre sollevò il
vecchio problema della chiodatura per spiegare che per una lunga campata le
connessioni chiodate nel ponte, necessitano di molta cura e se la precisione
ottenibile attraverso i lavori non è soddisfacente, esse non possono essere
accettate. Il conflitto tra la scuola di travature chiodate di Thomson e la scuola
americana di Cooper scoppiò di nuovo in seguito al collasso delle connessioni
chiodate di Cooper nel ponte di Quebec nel 1907. Thomson credeva
profondamente che le travature costituenti i ponti meritavano più riconoscimento
per lo sviluppo delle procedure di progettazione e le pratiche di costruzione dei
FROOHJDPHQWL FKLRGDWL (JOL DWWDFFz DQFKH O¶DVSHWWR LQJHJQHULVWLFR GHOOD
deformazione della lamiera, avvenute presumibilmente perché le tali travature
chiodate erano conosciute per essere staticamente indeterminate e quindi le forze
erano state stimate utilizzando metodi approssimativi che furono spiegati nello
scritto di Vose (1878). Molto probabilmente la scienza ingegneristica ben
sviluppata sul calcolo delle forze con metodi staticamente determinati indussero
gli ingegneri ad abbandonare il metodo approssimativo e ciò comportò che la
travatura reticolare cadde in disuso sebbene, in genere, aveva ottenuto buoni
risultati. Come notato da DeJonge test su larga scala sui collegamenti chiodati
IXURQR IDWWL LQ ,QJKLOWHUUD H QHJOL 6WDWL 8QLWL QHO 1HO O¶,QVWLWXWLRQ RI
Mechanical Engineers di Londra formò una commissione di ricerca sulle
connessioni chiodate. Le relazioni della commissione, la maggior parte delle quali
33
furono autorizzate da Alexander B.W.Kenney furono rilasciate periodicamente nel
1880 (DeJonge 1945). Negli Stati Uniti il Watertown Arsenal in Massachusetts
cominciò a testare tali connessioni nel 1881. Relazioni sui test furono
FRPPLVVLRQDWH TXDVL RJQL DQQR GDO DO /¶LQGDJLQH VSHULPHQWDOH
produsse anche dei testi come The Berlin Iron Bridge Co. e George S.Morison.
Questi altri test dettarono le basi per il metodo conservativo per determinare il
numero dei chiodi richiesti per trasferire un carico. Ruoli empirici per le
GLPHQVLRQL GHL FKLRGL H OD ORUR GLVWDQ]D IXURQR SXEEOLFDWH GD /OR\G¶V 5HJLVWHU
0HUFXUO¶DVVHGHOFRPPHUFLRLQJOHVH&RRSHUHDOWUL&RVLIXURQR
sviluppati dei metodi di progettazione e furono introdotti i chiodatori idraulici
portatili come quello progettato da Chester B. Albre, che fu brevettato nel 1896 ed
è mostrato nella figura 2.12. Esso divenne ampiamente disponibile sul mercato.
Figura 2.12 Portable Hydraulic Riveter Patented by Chester B. Albree in 1896
Sistemi pneumatici nel campo della chiodatura, incluso il martello pneumatico a
lungo colpo, mostrato nella figura 2.13 (Boyer 1900) fu sviluppato nel 1890.
34
Figura 2.13 The Boyer Long-Stroke Pneumatic Hammer
/¶DELOLWD FUHVFHQWH GL SURJHWWD]LRQH HG HVHFX]LRQH GHOOH FRQQHVVLRQL FKLRGDWH IX
alla base della progettazione di The Firth of Forth Rail Bridge e della travatura ad
DUFR GHO /HIIHUW %XFN¶V 1LDJDUD *RUJH FRPSOHWDWR QHO %XFN .
/LQGHQWKDO FRPPHQWz FKH O¶XWLOL]]R GHL ULVXOWDWL UDJJLXQWL GD %XFN IXURQR XQD
deviazione dalla pratica americana.
La figura 2.14, tratta dal libro di Kunz (con Amman) mostra un ponte a traliccio
con unioni chiodate relativo al Pennsylvania Railroad (PRR). Esso rappresenta il
SXQWRILQDOHGHOO¶HYROX]LRQHGHOOHFRQQHVVLRQLFKLRGDWHQHOFRUVRGHOVHFROR
molto distante dalle precedenti connessioni con pezzi fusi e collegamenti
artigianali eseguite dalle compagnie di ponti.
Figura 2.14 PRR All-Riveted Bridge Built in 1909
35
36
2.2 6WDWRGHOO¶DUWHVtudi teorici, numerici, sperimentali
Negli ultimi anni sono state condotte svariate ricerche su questo tipo di
FRQQHVVLRQLVLDPHGLDQWHO¶HVHFX]LRQHGLSURYHLQODERUDWRULRVLDDYYDOHQGRVLGHL
più moGHUQL PHWRGL GL FDOFROR DJOL HOHPHQWL ILQLWL WXWWH YROWH DOO¶DQDOLVL GHOOH
variabili che influiscono sulla resistenza e la deformabilità di questo tipo di
connessioni. G.L. Kulak, J.W. Fisher e J.H.A. Struik hanno raccolto molti dei
risultati di varie campagne di ricerca nel loro lavoro ³Guide to design criteria for
bolted and riveted joints´. In particolare nel capitolo 3, interamente dedicato ai
chiodi, presentano la chiodatura come uno dei più antichi metodi per la
connessione di elementi di acciaio seEEHQH DWWXDOPHQWH O¶XWLOL]]R GHL FKLRGL VLD
VWDWRVRSSLDQWDWRGDOO¶DYYHQWRGHLEXOORQLDGDOWDUHVLVWHQ]DHGDOOHQXRYHWHFQLFKH
di saldatura, lo studio delle connessioni chiodate resta molto importante per la
riabilitazione delle strutture esistenti che presentano queste connessioni.
/DIRUPD]LRQHGHOFKLRGRSUHYHGHO¶LQVHULPHQWRGHOORVWHVVRQHLIRULGHLSLDWWLGD
collegare con la conseguente formazione della testa del chiodo dalla parte del
gambo che fuoriesce. In genere i fori sono di 1/16 in. Maggiori del diametro
nominale del chiodo. La testa viene realizzata forgiando rapidamente il gambo
con un martello pneumatico apposito, mentre il diametro del gambo aumenta
riempiendo il vuoto tra esso e le pareti del foro. Quando il chiodo si raffredda si
accorcia, stringendo i piatti che unisce. Alla fine del processo è presente una certa
forza di precompressione nel chiodo.
Alcuni test hanno dimostrato che tale sforzo provoca tensioni prossime alla
tensione di snervamento del chiodo, inoltre più aumenta la lunghezza del chiodo,
maggiore sarà la precompressione.
37
Figura 2.15 Sezioni di chiodi messi in opera
Tale precompressione contribuisce alla resistenza allo scorrimento della
connessione, come accade per i bulloni ad alta resistenza, pur essendo molto
minore dello sforzo prodotto da questi ultimi.
Anche il riempimento del foro dipende dalla lunghezza del chiodo, minore sarà
tale lunghezza maggiore sarà il grado di riempimento del foro, come mostrato
dalla precedente figura.
La resistenza a trazione del chiodo formato a caldo dipende dalle caratteristiche
del materiale e dal processo di installazione. Alcuni test dimostrano come la
temperatura iniziale e il tempo impiegato per il riscaldamento del chiodo siano
parametri trascurabili sotto questo aspetto, mentre incide la macchina usata per la
formazione della testa, che può produrre un incremento di resistenza a trazione
DQFKH GHOO¶RUGLQH GHO 7DOH DXPHQWR GL UHVLVWHQ]D H SHUz DFFRPSDJQDWR GD
XQDULGX]LRQHGHOO¶DOOXQJDPHQWR3LLOFKLRGRqOXQJRSLVLUiduce la resistenza a
trazione, ma ai fini pratici tale andamento può essere trascurato e non si farà
differenza in termini di resistenza a trazione tra un chiodo corto ed uno lungo. La
precompressione non incide sulla resistenza a trazione.
Molti test sono stati effettuati per valutare la resistenza a taglio di un chiodo. Il
coefficiente medio che rappresenta il rapporto tra resistenza a taglio e a trazione è
pari a 0.75, e varia tra 0.67 e 0.83. Tale ampio intervallo è giustificato dalle
svariate procedure di prova e dalla variabili che entrano in gioco nel processo di
formazione del chiodo.
38
Nella figura seguente sono riportati i risultati di prove a taglio su chiodi di diversa
lunghezza:
Figura 2.16 Diagramma riassuntivo delle prove a taglio
Il chiodo più lungo, nelle fasi iniziali di carico, presenta deformazioni maggiori
principalmente dovute agli affetti della flessione. Comunque la resistenza ultima
non è inficiata da questo fenomeno.
Alcuni risultati evidenziano una riduzione di resistenza per i chiodi caricati da
taglio singolo rispetto a quelli caricati da un taglio doppio. Questo fatto è causato
GDOOH IRU]H IXRUL SLDQR H GDJOL VIRU]L VHFRQGDUL GRYXWL DOO¶HFFHQWULFLWj GHO FDULFR
applicato. Infatti nella maggior parte delle prove a taglio singolo il chiodo non è
soggetto a sforzi di taglio puro, mentre se in queste prove viene impedita la
deformazione fuori piano del provino la resistenza è paragonabile a quella
ricavata da prove a taglio simmetriche.
Ulteriori test sono stati programmati per fornire informazioni riguardo il
comportamento di un singolo chiodo sottoposto a varie combinazioni di trazione e
WDJOLR7UDOHYDULDELOLFRQVLGHUDWHF¶HUDQRODOXQJKH]]DGHOJDPERLOGLDPHWURGHO
chiodo ed il processo di formazione del chiodo. Nessuna di queste ha riscontrato
significativi effetti sui risultati ottenuti. Solo la lunghezza del gambo ha mostrato
una tendenza nella riduzione del carico. Con il variare della combinazione di
39
carico da trazione pura a taglio puro si osserva una significativa riduzione della
capacità di deformazione, come si evince dalla foto:
Figura 2.17 Chiodi testati sotto le varie combinazioni di carico
Dai risultati delle prove si è ricavata una funzione ellittica che definisce la
resistenza del chiodo:
In cui x rappresenta il rapporto tra lo sforzo di taglio e la resistenza a trazione, e y
il rapporto tra lo sforzo di trazione e la resistenza a trazione.
La figura seguente mostra il confronto tra il grafico di questa funzione e i risultati
delle prove.
40
Figura 2.18 Confronto dati numerici e sperimentali
Nel capitolo 5 dello stesso lavoro gli autori analizzano il comportamento delle
connessioni simmetriche prima che si raggiunga lo scorrimento e quando invece
lo scorrimento avviene e i bulloni lavorano a taglio.
Prima che venga attinto lo scorrimento, la connessione lavora tramite la forza di
attrito che si sviluppa tra i piatti collegati, che è funzione della pretensione dei
bulloni e delle caratteristiche di attrito del materiale, nonché del numero di bulloni
e delle superfici a contatto. La forza totale che sviluppa la connessione sarà:
Figura 2.19 Schema delle forze agenti sul collegamento
41
In cui ks è il coefficiente di attrito, m il numero delle superfici a contatto ed n il
numero di bulloni. Il coefficiente di attrito è una caratteristica della connessione
che può essere valutata solo sperimentalmente. A tale scopo sono stati effettuati
svariati test utilizzando diversi tipi di acciaio, diverse geometrie della connessione
e anche diversi tipi di trattamento delle superfici dei piatti. Dalle prove,
conoscendo il valore della pretensione dei bulloni, si ricava il valore del
coefficiente dLDWWULWRLQYHUWHQGRO¶HTXD]LRQHVRSUDVFULWWDHGRWWHQHQGR
I risultati dei test, per i provini con le superfici non trattate, hanno rivelato un
valore medio del coefficiente di attrito pari a 0,33 ricavato dal grafico seguente:
Figura 2.20 Grafico dei valori medi di attrito ricavati
Su questo valore medio risulta praticamente ininfluente la geometria del sistema
ed il numero di bulloni e di superfici a contatto. Inoltre esso risulta essere
pressoché costante per i vari tipi di acciaio utilizzati per le prove, mentre può
aumentare trattando le superfici con determinati prodotti o lavorando le stesse per
aumentarne la rugosità.
42
Una volta superata la resistenza ad attrito della connessione si assiste allo
scorrimento relativo dei piatti fino a quando lo permette il gioco tra i fori ed i
bulloni. A questo punto i bulloni vengono caricati a taglio, a cominciare da quello
finale fino ad arrivare gradualmente ad una situazione in cui tutti i bulloni
reagiscono allo sforzo di taglio. Questo fenomeno non è evidente nelle
connessioni con pochi bulloni, in cui il carico tende a distribuirsi uniformemente,
mentre si enfatizza nelle connessioni con molti bulloni, nelle quali può succedere
che prima che reagiscano tutti i bulloni, quelli di estremità abbiano già raggiunto
il carico di rottura a taglio. Nella figura seguente sono mostrati i grafici delle
reazioni a taglio dei bulloni per i due tipi di connessioni, la prima con soli quattro
bulloni, la seconda che ne ha dieci:
Figura 2.21 Distribuzione delle reazioni a taglio dei bulloni
La rottura della connessione, oltre che per il raggiungimento della resistenza a
taglio dei bulloni, può avvenire per la rottura del piatto, qualora la resistenza della
sezione netta fosse inferiore a quella a taglio dei bulloni, oppure per il fenomeno
del rifollamento. La previsione di ciò è comunque ardua, dipendendo da molti
fattori quali: resistenza del materiale dei bulloni e del piatto; lunghezza della
connessione; distanza relativa tra i fori e loro distanza dal bordo dei piatti; tipo di
bulloni.
3URVHJXHQGR O¶DQDOLVL GHL YDUL WLSL GL FRQQHVVLRQL JOL DXWRUL QHO FDSLWROR presentano gli studi fatti sulle connessioni a mensola. Questo tipo di connessioni
differiscono da quelle simmetriche per il fatto che il baricentro dei singoli
43
elementi non coincide con il punto di applicazione delle forze, e perché non tutte
le superfici degli elementi risultano connesse (elementi angolari).
Figura 2.22 Connessione a mensola
(¶VWDWRGLPRVWUDWRFKHHQWUDPEHJOLDVSHWWLFRPSRUWDQRXQDULGX]LRQHSHUTXDQWR
riguarda la resistenza della sezione netta degli elementi. In particolare incide sul
comportamento della connessione il rapporto tra lunghezza della stessa e la
distanza tra i baricentri degli elementi che la compongono:
Figura 2.23 Sezione di connessioni a mensola
Più cresce il rapporto x/L più il comportamento si avvicina a quello delle
connessioni simmetriche lunghe, in cui la distribuzione degli sforzi sugli elementi
di collegamento è variabile, penalizzando i bulloni di estremità. Anche
diminuendo L cresce tale rapporto, e la resistenza della connessione diminuisce.
La rottura di questi collegamenti infatti avviene sempre in corrispondenza della
44
linea delle prime connessioni, per rottura della lamiera o dei chiodi, a seconda
della grandezza di L.
Figura 2.24 Risultato di una prova a rottura su una connessione a mensola
Per tenere conto di questi aspetti in fase di progettazione si può adottare la
IRUPXODULGXWWLYDGHOO¶DUHDGHOODVH]LRQHQHWWD Aeff
x·
§
An ¨1 ¸ . Il confronto con i
L
©
¹
risultati dei test effettuati mostra la bontà di tale formula:
Figura 2.25 Risultati prove sperimentali
45
Le ultime connessioni di cui bisogna tenere conto sono quelle non simmetriche,
studiate nel capitolo 8. Il comportamento di questo tipo di collegamenti, in cui il
taglio viene applicato alle connessioni in un solo piano, è differente da quello dei
collegamenti simmetrici che presentano almeno due piani di applicazione del
taglio. Un esempio di queste connessioni è riportato in figura:
Figura 2.26 Connessioni non simmetriche
Il problema più grosso legato al loro comportamento è la deformazione fuori dal
SLDQR FKH GHULYD GDOO¶HFFHQWULFLWj FKH SHU IRU]D GL FRVH KD OD FRSSLD GL FDULFR
/¶XQLFRPRGRSHUSUHYHQLUHJOLHIIHWWLGLTXHVWDIOHVVLRQHqTXHOORGLLPSHGLUHWDOH
deformazione prevedendo degli irrigidimenti appositi.
I chiodi o i bulloni, nelle connessioni non simmetriche, vengono quindi caricati
DQFKH GD XQR VIRU]R GL WUD]LRQH FKH VL DJJLXQJH DOO¶XVXDOH VIRU]R GL WDJOLR FKH
reste sempre, in ogni caso, la causa dominante della rottura della connessioni. Dai
test effettuati si è osservato come gli effetti della flessione secondaria siano più
marcati quanto più la lunghezza della connessione è ridotta. Per i collegamenti
con un solo chiodo questo fenomeno è quindi molto evidente, e oltre al taglio sarà
presente un non trascurabile sforzo di trazione, inoltre anche i piatti, nelle zone
prossime alla sovrapposizione sono sottoposti ad un momento flettente che si
aggiunge alla normale trazione. Queste evidenze influiscono di certo sulla
capacità resistente dei collegamenti.
Le indagini mostrano come non ci siano effetti rilevanti sulla resistenza a
scorrimento della connessione, mentre la rottura a taglio dei chiodi avviene per un
valore medio che è di circa il 10% inferiore a quello riscontrato per le connessioni
simmetriche con simili proprietà del materiale.
Quando abbiamo collegamenti corti la flessione diminuisce sensibilmente la
resistenza ultima della connessione, mentre per lunghezze maggiori in pratica non
si risente di alcuna variazione.
46
Figura 2.27 Effetti della flessione secondaria
Gli effetti che la flessione secondaria ha sui piatti sono evidenti quando abbiamo a
che fare con carichi ripetuti. In queste condizioni, infatti, il momento flettente si
aggiunge allo sforzo normale agente, riducendo notevolmente la resistenza a
fatica del piatto, fino a condurre alla rottura del medesimo.
Per questi motivi tali collegamenti non possono essere usati se non in presenza di
un sistema che prevenga le deformazioni fuori piano. Con tale sistema il
comportamento dei collegamenti è molto simile a quelle delle connessioni
simmetriche.
Altri studi, sulle connessioni chiodate sono stati effettuati da Majid Sarraf e
Michel Bruneau, in ³&\FOLF7HVWLQJRI([LVWLQJDQG5etrofitted Riveted Stiffened
6HDW$QJOH&RQQHFWLRQV´, i quali hanno sottoposto a prove sperimentali una tipica
connessione chiodata (figura 2.28) , prelevata da un edificio storico per valutarne
O¶DWWXDOHFRPSRUWDPHQWRLVWHUHWLFRHGLOSRWHQ]LDOHPRPHQWRresistente.
47
Figura 2.28 Dettagli della connessione chiodata, considerata nelle prove sperimentali
I risultati mostrano che tali connessioni possono sviluppare un momento resistente
considerevole, ma le curve isteretiche mostrano che esse hanno una bassa capacità
di dissipare energia. Sempre in questo lavoro sono stati sviluppati modelli per
prevedere il momento resistente di queste connessioni ed i risultati che si sono
avuti hanno trovato un buon accordo con i risultati sperimentali. A tal scopo sono
stati proposti due schemi per migliorare il comportamento isteretico delle
connessioni.
La curva isteretica in termini di momento-curvatura delle connessioni investigate,
PRVWUD LO IHQRPHQR GHO SLQFKLQJ O¶DUHD VRWWHVD DOOD FXUYD UDSSUHVHQWD O¶HQHUJLD
assorbita in ogni ciclo. La presenza del fenomeno del pinching comporta che
O¶HQHUJLDDVVRUELWDGDOODFRQQHVVLRQHqSLEDVVDSHUHIIHWWRGLYDULIDWWRUL8QRGL
questi è lo scostamento in prossimità dei fori: nella fase iniziale del carico, quando
le connessioni sono soggette a piccole forze di taglio prodotte da un momento
positivo o negativo, il pinching può essere attribuito in parte allo scostamento nei
fori. Questo scostamento è dovuto al contributo di due fattori, uno rappresentato
dalla posa in opera dHOFKLRGRFKHQRQDVVLFXUDODSHUIHWWDDGHUHQ]DO¶DOWURGRYXWR
DOO¶LQVXIILFLHQWH UHVLVWHQ]D DOO¶DWWULWR WUD OH SDUWL FRQQHVVH 8Q DOWUR IDWWRUH FKH
influenza il pinching è la deformazione degli angolari superiori.
48
Figura 2.29 'HIRUPD]LRQHGHOO¶DQJRODUHsuperiore quando la connessione è soggetta al massimo
momento positivo
8Q WLSLFR DQGDPHQWR WHQVLRQH GHIRUPD]LRQH GRYXWR DOO¶LVWHUHVL PLVXUDWR LQ
prossimità delle cerniere plastiche che si sviluppano,è rappresentato in figura 2.30
Figura 2.30 Diagramma momento-curvatura
6LRVVHUYDGDOODFXUYDFKHODULVSRVWDGHJOLDQJRODULDOODIRU]DFLFOLFDqDQFK¶HVVD
responsabile del fenomeno del pinching. Quando un momento positivo è applicato
alla connessione la forza di trazione causa la formazione di cerniere plastiche e
una sollecitazione di trazione nei chiodi. Un altro contributo al pinching si ha
quando i momenti negativi producono deformazioni plastiche degli angolari
49
provocandone la separazione. La resistenza flessionale è condizionata dai due
componenti separati della connessione.
Per quanto riguarda le osservazioni sperimentali, si è osservato che per migliorare
il comportamento degli angolari suddetti, è utile introdurre delle controventature e
in base a tale nuovo schema, si riporta il comportamento isteretico in termini di
momento-curvatura.
Figura 2.31 Dettagli della controventatura
Figura 2.32 Curve isteretiche
Gli autori, concludendo, sottolineano che queste connessioni sviluppano un buon
momento resistente ed esibiscono un discreto comportamento isteretico che può
essere preso in considerazione quando la struttura è soggetta ad eventi sismici.
50
Per quanto riguarda il problema di come varia la resistenza a fatica di membrature
di acciaio chiodate o bullonate sotto carichi ciclici, è presente in letteratura uno
studio di Gunther Valtinat, Ingo Hadrych, Holger Huhn: ³6WUHQJWKHQLQJ RI
riveted and bolted steel constructions under fatigue loading by preloaded
fasteners-experimental and theoretical investigations´
Questo studio ha avuto come motivazione il fatto che in Germania la maggior
SDUWHGHLSRQWLIHUURYLDULKDSLGLFHQWRDQQLHVRQRDWXWW¶RJJLXWLOL]]DWL,QGDJLQL
VSHULPHQWDOL FRQGRWWH QHJOL DQQL ¶ PRVWUDURQR FKH OH PHPEUDWXUH FRQ
connessioni chiodate hanno un considerevole decadimento in termini di
comportamento a fatica sotto carichi ciclici. Successivamente, negli anni
FLQTXDQWD H VHVVDQWD VL q YLVWR FKH LQ WHUPLQL GL UHVLVWHQ]D DOO¶DWWULWR VL KD XQ
comportamento diverso per le bullonature e le chiodature, in particolare essa è
maggiore per i bulloni preserrati. Nella figura successiva è possibile osservare la
resistenza a fatica di unioni chiodate, bullonate e sia chiodate che bullonate, in
funzione del numero di cicli di carico.
Figura 2.33 Resistenza a fatica di unioni chiodate e/o bullonate
/¶LQFUHPHQWR GL FDSDFLWj LQ WHUPLQL GL LQWHUYDOOR GL WHQVLRQH R QXPHUR GL FLFOL q
così grande che a volte la capacità a fatica attinge stessi valori riferiti a soli piatti.
/D UDJLRQH GL TXHVWR LQFUHPHQWR q VWDWD DWWULEXLWD DOO¶DOWD SUHVVLRQH sotto le
51
URQGHOOHGHLEXOORQLLQWRUQRDOIRURFKHIRUQLVFHXQDFHUWDSURWH]LRQHDOO¶DUHDGHO
IRUR FRVu FKH OD GLVWULEX]LRQH GHOOH WHQVLRQL QHOO¶DUHD QHWWD GLYLHQH PROWR
favorevole rispetto, ad esempio, a quella con molti bulloni però non preserrati.
Figura 2.34 Diagramma delle tensioni
Lo scopo è stato quello di conoscere la velocità di propagazione della rottura nelle
connessioni con bulloni non preserrati e in connessioni con bulloni preserrati fino
a quelle chiodate. Dai risultati della sperimentazione si è visto che le connessioni
con chiodi ribattuti a caldo hanno una grande resistenza a fatica uguale a quella
dei bulloni non preserrati e quindi le strutture con connessioni chiodate
dispongono ancora di un certo margine di vita utile. Tale aspetto risulta
importante, in quanto le autorità competenti hanno ancora del tempo per
pianificare eventuali nuove costruzioni o miglioramenti dei ponti esistenti.
Un altro lavoro, che indaga su ponti esistenti, è quello di Fernandes A.A., De
Castro P.T., Fgueiredo, Oliveira F., ³6WUXFWXUDOLQWHJULW\HYDOXWDWLRQRIKLJKZD\
ULYHWHGEULGJHV´ in cui è stato analizzato il ponte Luigi I sito nella città di Porto. Il
SRQWH SURJHWWDWR GDOO¶LQJHJQHUH EHOJD 7HRSKLOH 6H\ULJ SULQFLSDOH SDUWQHU GL
Gustave Eiffel, è stato costruito tra il 1881 e il 1886. Come primo passo sono stati
rimossi dal ponte provini di unioni chiodate ed il materiale rimosso è stato
52
ULPSLD]]DWRGDQXRYRPDWHULDOH(¶VWDWDHIIHWWXDWDXQDDQDOLVLGHOODFRPSRVL]LRQH
chimica costituente i provini prelevati che è mostrata in tabella:
Figura 2.35 Composizione chimica del materiale prelevato
La composizione chimica è tipica di un acciaio con un basso tenore di carbonio e
manganese e con una bassa percentuale di perlite come osservabile in figura 2.36
a.
(a)
Figura 2.36 Microstruttura del materiale
(b)
/¶DOWR FRQWHQXWR GL FDUERQLR PLVXUDWR q GRYXWR D IHQRPHQL GL VHJUHJD]LRQH
ORFDOH LQYHFH O¶DOWR FRQWHQXWR GL VLOLFLR q SUREDELOPHQWH GRYXWR DOO¶XWLOL]]R GHO
silicio nei processi di disossidazione/desolforazione come mostrato da un largo
volume di inclusioni come mostrato in figura 2.36 b.
Il chiodo mostra una struttura metallografica simile, avente una larga densità di
inclusioni nelle principali zone della testa del chiodo deformate.
53
Figura 2.37 Macrostruttura di un chiodo
7HQHQGR FRQWR GHOO¶HWHURJHQHLWj GHO PDWHULDOH OH SURSULHWj PHFFDQLFKH YDOXWDWH
sono quelle tipiche di un acciaio. Per la valutazione della vita residua di un ponte
è necessario conoscere la storia di carico dovuta al passaggio dei veicoli.
Generalmente si assume che ogni veicolo che ha un peso superiore ai 30 kN
induce un danno da fatica come proposto da normativa.
Gli autori, concludono il loro lavoro affermando che i materiali costituenti il ponte
mostrano proprietà meccaniche simili a quelle di altri ponti europei costruiti nello
stesso periodo. In termini di resilienza, anche se i valori riscontrati risultano essere
più bassi di quelli richiesti dalle moderne normative possono essere considerati
accettabili tenendo conto dHOO¶HWHURJHQHLWjGHO PDWHULDOH /DPLJOLRUHVWLPDGHOOD
vita residua dovuta a fatica, basata sui dati disponibili sul traffico di autoveicoli, è
maggiore di cento anni. In conclusione si sottolinea che, nonostante tale ponte sia
stato progettato per carichi di progetto venti volte inferiori a quelli odierni, esso è
tuttora utilizzabile per il passaggio di autoveicoli.
3HUDFFHUWDUVLVXOJUDGRGLVLFXUH]]DGHOO¶RSHUDVRWWRLFDULFKLRGLHUQLqQHFHVVDULR
VWLPDUH O¶HIIHWWLYD FDSDFLWj SRUWDQWH H OD YLWD XWLOH della struttura, soprattutto nei
casi particolari che presentano parti danneggiate da lesioni. J. Moreno e A.
Valiente sono gli autori di due lavori su questo tema. Il primo di essi, ³Stress
intensity factor in riveted steel beam´, descrive un modello che tiene conto delle
effettive capacità di resistenza di una trave che presenta una lesione, senza
trascurare il contributo dei chiodi prossimi alla sezione danneggiata, che
trasferiscono in parte il carico ad elementi ancora integri.
54
Per fare ciò si è presa in considerazione il tipo di trave più comune di queste
strutture, e che meglio si presta alla descrizione di tale modello. La trave in
RJJHWWR VDUj TXLQGL IRUPDWD GD XQ SLDWWR FKH FRVWLWXLVFH O¶DQLPD H GD HOHPHQWL
angolari che costituiscono le ali della sezione, collegati tra di loro da un'unica fila
di chiodi. La trave descritta è considerata caricata da uno sforzo assiale e da un
momento flettente, così come illustrato nella seguente figura:
Figura 2.38 Schema di trave che presenta una lesione
Si parWHGDOO¶DVVXQWRFKHLFKLRGLUHDJLVFDQRFRQGHOOHIRU]HFRQFHQWUDWHSDUDOOHOH
DOO¶DVVHGHOODWUDYH4XDQGRODOHVLRQHQRQqSUHVHQWHOHIRU]HDJHQWLVXOODWUDYH
producono delle tensioni distribuite secondo le normali regole derivate dalla
Scienza delle Costruzioni. Nel momento in cui nasce una frattura nel piatto che
FRVWLWXLVFH O¶DQLPD GHOOD WUDYH TXHVWD GLVWULEX]LRQH GL WHQVLRQL FDPELD LQ
prossimità della lesione, essendo minore la rigidezza del piatto lesionato, e grazie
alla presenza dei chiodi che trasferiscono la tensione ai più rigidi angolari.
Il metodo descritto per il calcolo delle forze esercitate dai chiodi si basa
VXOO¶XJXDJOLDQ]D GHJOL VSRVWDPHQWL GHL SXQWL GRYH VRQR SUHVHQWL L FKLRGL
considerati appartenenti al piatto e agli angolari. Alla fine del modello matematico
costruito si giunge alla conclusione che il fattore di intensità di tensione avrà la
seguente espressione:
55
In cui Km è il fattore di intensità di tensione dovuto al momento agente sulla trave,
Pj è la reazione del chiodo j-esimo e Kj il relativo fattore di intensità di tensione,
Hm e Hp sono funzioni adimensionali dipendenti da sj ed a che rappresentano
rispettivamente la distanza del chiodo j-esimo dal piano della lesione, e la
dimensione della lesione stessa.
/¶DQDOLVL GHL ULsultati ottenuti per diversi valori di a ed sj evidenziano come
HIIHWWLYDPHQWH OH UHD]LRQL GHL FKLRGL VL RSSRQJDQR DOO¶DXPHQWDUH GHOOD OHVLRQH
Inoltre si può constatare che più il chiodo è distante dalla frattura minore sarà la
sua reazione, tanto che già il quinto chiodo contribuisce con una forza che è pari
circa al 5% della reazione totale. Per i chiodi successivi si può dire che non si
risente della presenza della frattura.
La differenza tra il valore di K e Km UDSSUHVHQWD O¶HUURUH FKH VL FRPPHWWH QRQ
FRQVLGHUDQGRO¶LQWHUD]LRQHWUDOHSDUWLOHVLRQDWHHTXHOOHLQWHJUHFKHDYYLHQHSHUOD
presenza dei chiodi. Tale differenza varia con la dimensione della lesione tra il
OHVLRQHSDULDGXQTXLQWRGHOO¶DOWH]]DGHOODWUDYHILQRDOOHVLRQHSDUL
alla PHWjGHOO¶DOWH]]DGHOODWUDYH
In conclusione si nota come tali differenze siano rilevanti e non considerare
O¶LQWHUD]LRQHGHOOHSDUWLLQWHJUHVHPEUDHVVHUHWURSSRUHVWULWWLYRDLILQLGHOFDOFROR
della vita utile e delle capacità di resistenza della struttura.
Figura 2.39 Andamento della risposta dei chiodi
56
Avendo inoltre dimostrato come il fattore K non sia una funzione crescente delle
dimensioni della lesione, bensì risulti decrescente, si ritiene che sia ancora più
importante non trascurare il ruolo delle azioni dei chiodi in questo tipo di
connessioni.
Gli stessi autori nel loro secondo lavoro, ³Cracking induced failure of old riveted
steel beams´, approfondiscono le stesse tematiche analizzando quali siano i fattori
che influiscono sulla rottura finale dei collegamenti e determinano i vari tipi di
collasso. In casi come questi, difatti, potrebbero essere non trascurabili altri
fenomeni di rottura della connessione come la rottura a taglio dei chiodi, la rottura
dei piatti connessi per la presenza della reazione del chiodo, e la rottura per il
fenomeno di rifollamento della lamiera a contatto con i chiodi.
Lo scopo di questo lavoro è proprio quello di stabilire un criterio che preveda il
meccanismo di collasso delle travi lesionate, schematizzate come nella figura
seguente:
Figura 2.40 Schema teorico delle forze agenti su una trave lesionata
Per quanto concerne il collasso dovuto alla rottura a taglio del bullone,
O¶(XURFRGLFH SUHVFULYH OD VHJXHQWH OLPLWD]LRQH FLs 0.6Rmr SR 2 , in cui R è il
raggio del chiodo, ed Rmr qODWHQVLRQHGLURWWXUDGHOO¶DFFLDLRFRQFXLqIDWWR
57
Per la rottura della lamiera le norme prevedono formule che si basano sul prodotto
GHOO¶DUHD QHWWD GHOOD VH]LRQH WUDVYHUVDOH FKH DWWUDYHUVD LO FHQtro del foro, e la
WHQVLRQHGLURWWXUDGHOO¶DFFLDLRSLXQFRHIILFLHQWHGLVLFXUH]]DFKHWLHQHFRQWRGL
eventuali concentrazioni di tensione intorno al foro. Questo vale per elementi che,
in generale, sono connessi ad una estremità e caricati in quella opposta. Nel caso
specifico si tratta invece di elementi caricati da entrambe le estremità e connessi al
centro, per questo motivo il carico di rottura corrispondente a tale meccanismo
YHUUjFDOFRODWRLQVHJXLWRXWLOL]]DQGRO¶DQDOLVLDJOLHOHPHQWLILQLWL
Il rifollamento genera un meccanismo di collasso per il quale non avviene la
rottura di qualche elemento, ma aumenta la deformazione oltre certi limiti. Per
analizzare quali siano questi limiti e sotto quale carico vengono superati, sono
stati fatti dei test di laboratorio e delle analisi agli elementi finiti. Sono
preventivamente state fatte prove di trazione sul materiale, poi sono stati provati
GXHSURYLQLUHWWDQJRODULFRQGXHIRULDOO¶LQWHUQRGHLTXDOLDOORJJLDYDQRGHLFLOLQGUL
rigidi su cui sono stati montati gli estensimetri. Il modello agli elementi finiti
ULVSHFFKLD OD JHRPHWULD GHO VLVWHPD H OH SURSULHWj GHOO¶DFFLDLR GHOOD ODPLHUD ,
FLOLQGUL GL FDULFR VRQR VWDWL PRGHOODWL FRPH FRUSL ULJLGL PHQWUH SHU O¶DWWULWR VL q
considerato il modello di Coulomb con un coefficiente uguale a 0.3. Il carico è
VWDWRLQFUHPHQWDWRLPSRQHQGRO¶DXPHQWRGHOODGLVWDQ]DWUDLGXHFLOLQGULGLFDULFR
fino a 5 mm.
Figura 2.41 5LVXOWDWLVSHULPHQWDOLHFRQIURQWRFRQO¶DQDOLVLDJOLHOHPHQWLILQLWL
58
Le differenze tra prove sperimentali e calcolo numerico evidenziate dal
diagramma sopra riportato, sono da attribuirsi alle imperfezioni geometriche
inevitabili ed imprevedibili che giocano un ruolo importante soprattutto per i
valori più alti della deformazione. Per ottenere la deformata in figura in uno dei
IRULqVWDWDOHJJHUPHQWHGLPLQXLWDO¶DUHDGHOODVH]LRQHWUDVYHUVDOHHGqSURSULRLQ
quella zona che il rifollamento ha avuto luogo, generando una deformata molto
simile alla reale condizione del provino al termine della prova.
/¶DQDOLVL DJOL HOHPHQWL ILQLWL YLHQH TXL XWLOL]]DWD DQFKH SHU WHVWDUH OD ERQWj GHO
metodo analitico presentato nel precedente lavoro per il calcolo delle reazioni dei
chiodi e del fattore di intensità di tensione. Il confronto dei risultati ottenuti
evidenzia che sebbene non ci siano grosse differenze tra i valori del fattore di
intensità di tensione, e tra i valori della reazione complessiva dei chiodi, sono
presenti forti differenze tra le reazioni dei singoli chiodi. Si ritiene quindi
inadeguato il metodo descritto nel precedente lavoro ai fini del calcolo del
PHFFDQLVPRGLURWWXUDGLTXHVWHFRQQHVVLRQLGLSHQGHQGRIRUWHPHQWHTXHVW¶XOWLPR
proprio dal valore della reazione del chiodo più vicino alla lesione.
$EELDPRYLVWRFRPHDOO¶DXPHQWDUHGHOODJUDQGH]]a della lesione aumenti il valore
della reazione del chiodo, e quindi il valore del momento applicato alla trave per
raggiungere il collasso secondo il fenomeno di allargamento della lesione. Più
cresce la reazione del chiodo però, e più è probabile che il meccanismo di collasso
sia uno di quelli appena descritti. Per fare un adeguato confronto tra i vari
meccanismi di collasso possibili, questi devono essere formulati in qualche modo.
Abbiamo appena visto nel caso del rifollamento come è stato possibile ottenere
GHLJUDILFLXWLOLJUD]LHDOO¶DQDOLVLDJOLHOHPHQWLILQLWL1HOFDVRGHOODURWWXUDDWDJOLR
del chiodo si parte dalla equazione viVWD LQ SUHFHGHQ]D IRUQLWD GDOO¶(urocodice.
3HU OD URWWXUD GHL SLDWWL VL q ULFRUVL GL QXRYR DOO¶DQDOLVL DJOL HOHPHQWL ILQiti,
utilizzando le proprietà del materiale utilizzate nella precedente analisi. Di seguito
è riportato il modello utilizzato:
59
Figura 2.42 Modello delle ali della connessione
/¶XOWLPR FDVR q UDSSUHVHQWDWR GDOOD URWWXUD GHO SLDWWR OHVLRQDWR SHU LO TXDle gli
autori si rifanno ai numerosi casi presenti in letteratura.
In conclusione il diagramma riportato è il seguente, nel quale si leggono i vari
meccanismi di collasso ed i relativi valori del carico applicato:
Figura 2.43 Meccanismi di rottura
Si conclude questo capitolo, riportando uno studio di M. Al-Emrani e R. Kliger
che tramite uQD VHULH GL WHVW VX SURYLQL LQ YHUD JUDQGH]]D HG XQ¶DFFXUDWD DQDOLVL
agli elementi finiti hanno analizzato il comportamento a flessione a cui sono
sottoposte tali tipologie di connessioni, per via della loro rigidezza rotazionale.
60
Tale lavoro è intitolato: ³FE analysis of stringer-to-floor-beam connection in
riveted railway bridges´. Per far ciò sono stati prelevati tre provini da un ponte la
cui costruzione risale al 1896, e ogni provino consiste di tre travi e quattro travetti,
connessi tramite degli angolari chiodati. Le prove sono state effettuate caricando i
provini con dei martinetti idraulici posizionati al centro dei travetti. Durante le
prove sono stati rilevati gli sforzi e le deformazioni delle connessioni angolari.
Figura 2.44 Schema delle travi sottoposte ai test di carico
Il modello agli elementi finiti è stato creato tenendo conto delle simmetrie e di
alcune ipotesi esemplificative per alleggerire il FDOFROR FRPH O¶LSRWHVL GL
considerare le dimensioni nominali e la perfezione della forma dei chiodi.
Tenendo conto della simmetria, il modello creato riproduce metà del travetto ed
una sola connessione con i relativi chiodi. Le caratteristiche del materiale
utilizzato sono state ricavate eseguendo prove di trazione su provini ricavati dallo
stesso ponte oggetto di studio.
,FKLRGLHJOLDQJRODULVRQRVWDWLPRGHOODWLFRQO¶XVRGL³VROLGHOHPHQWV´PHQWUHi
travetti FRQ JOL ³VKHOO HOHPHQWV´ ,O FRQWDWWR WUD le superfici è stato modellato
XWLOL]]DQGRLO³ULJLG FRQWDFWVXUIDFH´HG qVWDWR FRPSXWDWRO¶DWWULWRFRQVLGHUDQGR
XQFRPSRUWDPHQWRDOOD&RXORPELQVHUHQGRXQFRHIILFLHQWHGLDWWULWRȝ Sono stati utilizzati due parametri per la verifica della bontà del modello creato.
Un primo criterio basato sul confronto delle deformazioni al centro dei travetti e
VXOOD SDUWH VXSHULRUH GHOO¶HOHPHQWR DQJRODUH 8Q VHFRQGR FRQIURQWR q VWDWR
HIIHWWXDWRWUDOHWHQVLRQLSUHYLVWHGDOO¶DQDOLVLDJOLHOHPHQWLILQLWLHTXHOOHPLVXUDWH
61
da appositi strain gages situati in più parti dei provini testati. In più si è posta
O¶DWWHQ]LRQHVXOO¶LQIOXHQ]DFKHSRWUHEEHDYHUHQHOODULVSRVWDGHOPRGHOORODIRU]D
GL SUHFRPSUHVVLRQH SUHVHQWH QHL FKLRGL $OOR VFRSR GL YDOXWDUH O¶HQWLWj GL WDOH
influenza si sono eseguite tre diverse analisi, attribuendo tre diversi valori a tale
precompressione ( 30, 65 e 140 MP ). I risultati sono comparati e messi in
relazione dalla misura della deformazione di uno dei chiodi della connessione.
,QROWUH VRQR VWDWL DGRWWDWL SHU O¶DQDOLVL GXH GLYHUVL WLSL GL PHVK XQD FRQ L VROLG
elements del tipo C3D8, ed una con i C3D20.
Dal confronto dei risultati entrambe i modelli hanno dato risultati soddisfacenti in
termini sia di deformazioni che di sforzi, considerando però il minor costo
FRPSXWD]LRQDOHGHULYDWRGDOO¶XVRGHJOLHOHPHQWL&'sono proprio questi ultimi
ad essere stati preferiti per le analisi. /¶DQDOLVL GHO FRPSRUWDPHQWR GL TXHVWH
FRQQHVVLRQL HYLGHQ]LD FRPH OD URWD]LRQH GHOO¶HVWUHPLWj GHO WUDYHWWR GRYXWD DO
PRPHQWRDJHQWHVXGLHVVRFUHLXQRVWDWRWHQVLRQDOHGLIOHVVLRQHSHUO¶Dngolare, e
di sforzo assiale per i chiodi della connessione.
Nella figura seguente sono riportati alcuni dei risultati in termini di distorsione
GHOO¶DQJRODUHLQROWUHVRQRPHVVLDFRQIURQWRLULVXOWDWLGHOOHSURYHGLODERUDWRULR
con le previsioni delle analisi considerando i tre diversi valori della
precompressione dei chiodi.
Figura 2.45 Risultati ottenuti daOO¶DQDOLVLDJOLHOHPHQWLILQLWL
62
Il parametro che influenza maggiormente il comportamento di questo tipo di
connessioni risulta essere la distanza WUDLFKLRGLHO¶DQJROR
/¶DQJRODUH VL WURYD TXLQGL LQIOHVVR H L SXQWL LQ FXL OD WHQVLRQH q PDJJLRUH VRQR
TXHOOLDULGRVVRGHOO¶DQJRORFRPHPRVWUDODILJXUDVHJXHQWH
Figura 2.46 Diagramma degli sforzi sui chiodi
Queste zone si plasticizzano, mentre la tensione nei chiodi rientra nei limiti
GHOO¶HODVWLFLWj
La forza di precompressione dei chiodi ha effetti trascurabili sul valore della
WHQVLRQH QHL SUHVVL GHOO¶DQJROR 8Q DXPHQWR GL WDOH SUHFRPSUHVVLRQH SURYRFD
invece un aumento sensibile della tensione vicino ai fori. La connessione risente
degli effetti della precompressione in termini di rigidezza, tanto maggiore è la
precompressione, tanto minore sarà la deformazione e la connessione assumerà un
comportamento prossimo a quello perfettamente rigido, TXHVWR JUD]LH DOO¶D]LRQH
FKHOHWHVWHGHLFKLRGLHIIHWWXDQRVXOO¶DQJRODUH
Si osserva come spesso il valore della precompressione non si possa prevedere per
le molteplici variabili che entrano in gioco nel processo di formazione di un
chiodo. Allo scopo di stabilire quale valore della precompressione rispecchi
meglio la realtà sono state effettuate delle misure con appositi strain gages e
confrontate con i valori derivanti dalle analisi:
63
Figura 2.47 Confronto dei risultati ottenuti per i diversi valori della precompressione
Dal grafico riportato si nota come i risultati migliori si ottengano considerando un
valore di precompressione di 30 MPa.
Viene messo in evidenza un ulteriore aspetto riguardo la precompressione del
chiodo, in particolare il beneficRHIIHWWRFKHO¶DXPHQWRGLWDOHYDORUHSURYRFDQHO
comportamento a rottura dello stesso. Aumentando la precompressione
diminuisce la flessione che subisce il chiodo al crescere del carico, rendendo
notevolmente maggiore il carico di rottura del chiodo.
Indagine sperimentale
64
CAPITOLO III
3.1 Introduzione
$OILQHGLLQYHVWLJDUHLOFRPSRUWDPHQWRPHFFDQLFRGHOOHXQLRQLFKLRGDWHO¶DWWLYLWj
di sperimentazione ha richiesto O¶HVHFX]LRQH GL VYDULDWH SURYH Gi trazione,
condotte su provini di diversa tipologia e provenienza. In particolare, il lavoro di
indagine, è stato articolato in due fasi:
1. 3URYHVXFROOHJDPHQWLLQDFFLDLRDVVHPEODWLLQRIILFLQDFRQPDWHULDOLG¶HSRFD
2. 3URYHVXXQLRQLFKLRGDWH³VWRULFKH´
Il primo set di provini è stato progettato ed assemblato in ragione di un obiettivo
ben preciso: caratterizzare il comportamento a taglio offerto dalle tipologie di
collegamenti chiodati ³FODVVLFKH´ RYYHUR SL IDFLOPHQWH ULVFRQWUDELOL QHOOH
strutture metalliche di interesse storico. Sulla base degli studi condotti in relazione
a tali tipi di strutture, quali ad esempio la Galleria Umberto I di Napoli ed il ponte
sul fiume Gesso, entrambe databili LQWRUQR DOO¶XOWLPR YHQWHQQLR GHO VHFROR
sono state realizzate complessivamente 66 unioni chiodate, afferenti a 22 diverse
tipologie, classificabili per numero e diametro dei chiodi, dimensioni delle lamiere
HG HYHQWXDOL FDUDWWHULVWLFKH GL VLPPHWULD GHO FROOHJDPHQWR ULVSHWWR O¶D]LRQH
sollecitante. 3HU GL WDOL SURYLQL q VWDWR SRVVLELOH LQYHVWLJDUH O¶LQIOXHQ]a
esercitata da queste differenti proprietà geometriche sul loro valore ultimo di
resistenza e di deformazione offerto da ciascun collegamento.
Figura I Ponte sul fiume Gesso (FG)
65
Figura II Galleria Umberto I
I materiali impiegati nelle operazioni di assemblaggio dei provini, in particolare
O¶DFFLDLRGHLFKLRGLVRQRVWDWLUHFXSHUDWLSUHVVRLOGHSRVLWRGHOOD5HWH)HUURYLDULD
Italiana, e risalgono ad alcuni decine di anni fa. La determinazione delle loro
caratteristiche meccaniche ha costituito oggetto di studio per un precedente lavoro
di Tesi ( Cammarano, 2007), e nel paragrafo successivo sono riportati brevemente
i risultati più significativi.
Alla luce delle notevoli differenze che è possibile riscontrare, in termini di
ULVSRVWD WUD SURYLQL DVVHPEODWL FRQ PDWHULDOL G¶HSRFD H FROOHJDPHQWL FKLRGDWL
ULVDOHQWL D SL GL XQ VHFROR ID DFTXLVLVFH XQ¶LPSRUWDQ]D SULRULWDULD O¶DWWLYLWj GL
sperimentazione condotta sul secondo set di provini. ,QIDWWL TXHVW¶XOWLmi,
complessivamente pari a 4, sono stati ricavati dalla demolizione di un ponte
ferroviario, UHDOL]]DWR DQFK¶HVVR D ILQH 2WWRFHQWR , e successivamente
soggetti a specifiche lavorazioni, al fine di consentirne una corretta esecuzione
delle prove di trazLRQH,QILQHSRLFKpODVHFRQGDIDVHGHOO¶DWWLYLWjVSHULPHQWDOHq
stata avviata in tempi piuttosto recenti, non è stato ancora possibile al momento
GHWHUPLQDUHLOHJDPLFRVWLWXWLYLGHLPDWHULDOL³VWRULFL´
66
Figura III Ponte ferroviario demolito da cui sono stati ricavati i provini storici
3.2 Prove sui materiali
3.2.1 Materiale dei chiodi
&RPH JLj DFFHQQDWR QHOO¶Introduzione, le prove sperimentali condotte sui
materiali costituenti le lamiere ed i corrispondenti elementi di connessione, sono
state eseguite precedentemente a questo lavoro di Tesi, e riguardano
esclusivamente il primo set di provini esaminati.
Infatti, i chiodi uWLOL]]DWL QHOO¶DVVHPEODJJLR GL WDOL collegamenti, provengono dal
deposito della RFI (Rete Ferroviaria Italiana) e risalgono DJOLDQQL¶-¶6RQR
stati utilizzati tre diversi diametri 16, 19 e 22 mm, per ciascuno dei quali, sono
stati lavorati tre chiodi in modo da poter ricavare nove provini cilindrici sui quali
effettuare le prove di trazione. Tali modelli sono stati quindi ottenuti a partire
dalla lavorazione di provini cilindrici, in quanto non era possibile disporre di una
lunghezza del gambo sufficiente ad assicurare un buon ammorsamento nella
macchina di prova. Per ovviare a tale problematica, alle estremità di tali provini,
sono state tornite delle superfici filettate la cui funzione è quella di fungere da
connessione con dei manicotti di acciaio appositamente progettati.
67
La presa della macchina di prova sul sistema, è in questo modo garantita dalla
sufficiente lunghezza di tali manicotti. La larghezza del raccordo tra la parte
filettata e la parte cilindrica del provino è stata calcolata in maniera tale da
garantire che la prima risulti sovraresistente rispetto alla seconda, così come la
ILOHWWDWXUD VXL FKLRGL H DOO¶LQterno dei manicotti di acciaio è stata realizzata in
modo da assicurare il regolare svolgimento della prova di trazione e consentendo
il raggiungimento di un valore resistenza superiore a quello attribuito alla sezione
cilindrica del provino.
I nove provini realizzati in questo modo sono riportati nella fotografia seguente
insieme ai manicotti cilindrici di acciaio. Questi manicotti prima di ogni prova
verranno montati sulle provette utilizzando una apposita pinza per il serraggio.
Figura 3.1 I nove provini da sottoporre alla prova di trazione, in alcuni di essi sono già montati i
manicotti di acciaio.
/¶immagine successiva mostra la macchina di trazione utilizzata con uno dei
SURYLQL 1HOOD IRWR q EHQ YLVLELOH O¶HVWHQVLPHWUR PRQWDWR VX GL HVVR FKH PLsura
O¶DOOXQJDPHQWRGHOSURYLQRGXUDQWHLOFRUVRGHOla prova.
68
Figura 3.2 Macchina utilizzata per la prova
La figura successiva mostra uno dei provini che ha subito la rottura dovuta alla
prova di trazione affiancato ad uno dello stesso diametro ancora integro.
Figura 3.3. Provini dello stesso diametro, il primo a rottura, il secondo ancora intatto.
69
I dati ricavati dalle nove prove sono stati elaborati ottenendo le seguenti curve di
risposta :
500
V
450
(N/mm2)
400
350
300
250
200
150
100
50
0
0,00
C16-01
C16-03
C19-02
C22-01
C22-03
0,04
C16-02
C19-01
C19-03
C22-02
H
0,08
0,12
0,16
0,20
0,24
0,28
0,32
0,36
0,40
Figura 3.4 Confronto tra le curve di risposta ottenute dalle prove di trazione.
Dal loro confronto, appare evidente come non sia possibile stabilire un trend
continuo delle caratteristiche meccaniche del materiale , al variare del diametro
dei provini. Questa osservazione è confermata dai dati numerici raccolti nella
seguente tabella:
C-16
C-19
C-22
d medio
fy medio
fy (0,005) medio
E medio
Hu medio
fu medio
8,196
9,916
11,495
322
308,6
290,5
326
314,6
303,5
200000
200000
200000
0,114
0,175
0,177
407
426
402,5
Tabella 3.1 Risultati numerici delle prove di trazione ricavati calcolando la media aritmetica dei
valori ottenuti dai 3 provini di ogni diametro.
70
400
0,2
300
0,15
epsilon u
fy
Per la definizione delle principali caratteristiche del materiale dei chiodi, e cioè il
modulo elastico (E), la tensione di snervamento (fy), la tensione di rottura (fu) e la
GHIRUPD]LRQH XOWLPD İu), verranno scelti i valori ottenuti dalla media aritmetica
dei valori ricavati per i tre diversi diametri.
200
100
0,1
0,05
0
0
0
5
10
0
15
5
10
15
10
15
d
d
300000
500
400
200000
E
fu
300
200
100000
100
0
0
0
5
10
d
15
0
5
d
Figura 3.5 Grafici che evidenziano i valori medi per ogni diametro delle caratteristiche del
materiale.
3.2.2 Materiale dei piatti
I piatti XWLOL]]DWLQHOO¶DVVHPEODJJLRGHOOHXQLRQLVRQRVWDWLDQFKHHVVLSUHOHYDWLGDO
deposito della RFI e sono invece risalenti ad una ventina di anni fa. Abbiamo a
disposizione due diversi spessori, 10 e 12 mm, e per ognuno di essi sono stati
lavorati ben 5 piatti, in modo tale da ottenere 10 provini sui quali effettuare le
SURYHGLWUD]LRQHSHUFDUDWWHUL]]DUHO¶DFFLDLRFRQFXLVRQRVWDWLUHDOL]]DWL
La macchina utilizzata per le prove è la stessa con la quale sono state effettuate le
prove sui chiodi, mentre per la misurazione degli allungamenti ci si è avvalso di
due trasduttori di spostamento (LVDT), applicati collegandoli solidalmente,uno
alle morse della macchina, O¶DOWURdirettamente al provino.
71
Inoltre, su ciascun provino, qVWDWRLQROWUHDSSOLFDWRXQR³VWUDLQJDJH´DOORVFRSR
GLRWWHQHUHPLVXUD]LRQLGHOODGHIRUPD]LRQLSLDFFXUDWHVRSUDWWXWWRDOO¶LQL]LRGHOOD
prova quando gli spostamenti ottenuti sono molto piccoli e pertanto difficilmente
percepibili con precisione dagli LVDT.
La foto seguente mostra uno dei provini già montato sulla macchina di prova,
VRQRYLVLELOLOR³VWUDLQJDJH´DOFHQWURGHOSLDWWRHJOL/9'7GLFXLTXHOORDGHVWUD
è collegato alla macchina, quello a sinistra misura gli allungamenti del provino
per mezzo delle apposite aste di metallo incollate su di esso.
Figura 3.6 Piatto pronto per la prova di trazione.
72
Le foto seguenti mostrano il progredire della prova, dalla comparsa delle prime
FULFFKHWUDVYHUVDOLFKHHYLGHQ]LDQRO¶LQL]LRGHOORVQHUYDPHQWRILQRDOODURWWXUD
Figura 3.7 Sequenza di immagini che segue lo sviluppo della prova di trazione
I dati numerici ottenuti da tali prove sperimentali sono stati elaborati per ricavare
le curve ı-İ relative ad ogni prova.
1HO WUDWWRLQL]LDOHVL qWHQXWR FRQWR GHOOHPLVXUH HIIHWWXDWHGDOOR ³VtrDLQ JDJH´ H
successivamente si è fatto riferimento a quelle fornite dal trasduttore collegato al
provino fino a quando ciò è stato consentito dal regime di deformazione
sviluppato dalla lamiera in esame. Infatti è inevitabLOH FKH DOO¶DYDQ]DUH GHOOD
prova, le eccessive deformazioni causino lo scollamento tanto GHOOR³VWUDLQJDJH´
quanto delle stecche di metallo che supportano il trasduttore, dal provino stesso.
L¶XOWLPR WUDWWR GL RJQL FXUYD q, invece, riferito alle misurazioni del trasduttore
collegato alle morse della macchina di prova. I diagrammi successivi mostrano i
vari confronti tra le curve ricavate in questo modo.
73
Confronto curve
0,5
0,45
0,4
sigma [kN/mmq]
0,35
0,3
S10_01
0,25
S10_02
0,2
S10_03
0,15
S10_04
0,1
S10_05
0,05
0
0
0,05
0,1
0,15
epsilon
0,2
0,25
0,3
Figura 3.8 Confronto tra le curve di risposta delle prove sui piatti spessi 10mm.
Confronto E
0,2
0,18
Emedio=206436
0,16
sigma [kN/mmq]
0,14
Emax=240447
0,12
Emin=203984
0,1
S10_01
S10_02
S10_03
0,08
S10_04
0,06
S10_05
0,04
Emin
Emax
0,02
Emedio
0
0
0,0001
0,0002
0,0003
0,0004
0,0005
epsilon
0,0006
0,0007
0,0008
0,0009
0,001
Figura 3.9 Zoom sui grafici per il confronto sul modulo elastico ricavato dalle prove.
74
Confronto grafici
0,5
0,45
0,4
sigma [kN/mmq]
0,35
0,3
S12_02
0,25
S12_03
0,2
S12_04
0,15
S12_05
0,1
S12_01
0,05
0
0
0,05
0,1
0,15
0,2
0,25
0,3
epsilon
Figura 3.10 Confronto tra le curve di risposta delle prove sui piatti spessi 12mm.
Confronto E
0,2
0,18
Emedio=220000
0,16
sigma [kN/mmq]
0,14
Emax=249000
0,12
S12_02
S12_03
0,1
S12_04
Emin=200000
0,08
S12_05
0,06
S12_01
0,04
Emax
Emin
0,02
Emedio
0
0
0,0001
0,0002
0,0003
0,0004
0,0005
0,0006
0,0007
0,0008
0,0009
0,001
epsilon
Figura 3.11 Zoom sui grafici per il confronto sul modulo elastico ricavato dalle prove.
75
Il grafico caratteristico del materiale dei piatti è stato ottenuto utilizzando i valori
medi del modulo elastico (E) e della tensione di snervamento (fy), il resto della
curva è stata ricavata dalla media aritmetica dei diversi valori di tensione
corrispondenti ad incrementi di deformazione pari a 0,025 fino alla rottura.
3HUWDQWRO¶DFFLDLRGHLSLDWWLqVWDWRFDUDWWHUL]]DWRGDOOHcurve in figura:
Acciaio Piatti 10mm
0,5
sigma [kN/mmq]
0,4
0,3
0,2
0,1
0
0
0,1
0,2
0,3
epsilon
Figura 3.12 Grafico che caratterizza il comportamHQWRGHOO¶DFFLDLRGHLSLDWWLGLPP.
Acciaio Piatti 12mm
0,5
sigma [kN/mmq]
0,4
0,3
0,2
0,1
0
0
0,1
0,2
0,3
epsilon
Figura 3.13 *UDILFRFKHFDUDWWHUL]]DLOFRPSRUWDPHQWRGHOO¶DFFLDLRGHLSLDWWLGLPP.
76
3.3 Unioni chiodate
3.3.1 Descrizione prove
3.3.1.1 Unioni chiodate assemblate in officina
I provini utilizzati nella prima IDVHGHOO¶DWWLYLWjVSHULPHQWDOH sono stati assemblati
LQRIILFLQDFRQPDWHULDOLG¶HSRFDUHFXSHUDWLSUHVVRLOGHSRVLWRGL5),
Nel tentativo di riprodurre le tipologie di unioni chiodate, che più di frequente è
SRVVLELOHULVFRQWDUHQHOO¶DPELWRGHOOHVWUutture metalliche di interesse storico, sono
stati realizzati complessivamente 66 provini, tre per ciascun tipo di collegamento
elementare assemblato. Le geometrie proposte per tale set di unioni sono dunque
22, e si differenziano a seconda del numero e del diametro degli elementi di
connessione, e del numero e delle dimensioni delle lamiere. $QFKHO¶LQWHUDVVHGHL
chiodi può costituire un ulteriore parametro di suddivisione, purché si stia
esaminando certamente il caso di unioni con più di un elemento di connessione.
Più sinteticamente, è possibile classificare i provini in due semplici tipologie:
1. Collegamenti con un solo elemento di connessione;
2. Collegamenti con più elementi di connessione, disposti lungo una singola fila.
I provini più elementari sono ovviamente quelli che presentano un unico elemento
di connessione, e sono classificabili semplicemente sulla base del diametro del
chiodo, dellR VSHVVRUH HG LO QXPHUR GHL SLDWWL 3URSULR TXHVW¶XOWLPR SDUDPHWUR
FRQVHQWHGL VWDELOLUHVHO¶XQLRQH presenta o meno le caratteristiche di simmetria
nei riguardi della condizione di carico, a cui è soggetta nel corso della prova di
trazione.
Figura 3.14 Provino simmetrico con chiodo singolo
77
Figura 3.15 Provino non simmetrico con chiodo singolo
La seconda tipologia di collegamenti presentano ,invece, presentano più elementi
di connessione, in particolare o due o quattro, disposti lungo una stessa direttrice.
$QFKH LQ TXHVWR FDVR VDUj SRVVLELOH HVHJXLUH DOO¶LQWHUQR GL WDOH JUXSSR
XQ¶XOWHULRUH VXGGLYLVLRQH potendo variare ben 5 parametri, quali, il numero, il
diametro H O¶LQWHUDVVH dei chiodi, ed infine il numero e lo spessore dei piatti.
Avremo ancora una volta provini simmetrici e provini non simmetrici a seconda
del numero dei piatti assemblati, ottenendo in definitiva altri12 diversi schemi per
questo tipo di collegamento.
Figura 3.16 Provino simmetrico con quattro chiodi in fila singola
78
Figura 3.17 Provino non simmetrico con quattro chiodi in fila singola
Per ciascun provino appartenente al primo set, è stato possibile operarne una
classificazione in base ad una metodologia di denominazione, che prevede
O¶XWLOL]]RGL un codice identificativo composto soltanto da lettere e cifre. Il primo
FDUDWWHUH GHO FRGLFH VDUj OD OHWWHUD ³6´ R OD ³8´ , a seconda che lo schema del
provino sia Simmetrico o Non Simmetrico (Unsymmetric). Nel primo caso sarà
OHFLWRDVHJXLWRGHOODSURYDDWWHQGHUVLO¶DVVHQ]DGLVLJQLILFDWLYLVSRVWDPHQWLIXRUL
piano, prodotti da effetti flessionali secondari; nel secondo invece occorrerà
tenerne conto.
Il codice identificativo, procede adesso, assegnando al provino un primo numero
che corrisponde al diametro dei chiodi espresso in millimetri, una seconda cifra
che indica lo spessore dei piatti espresso sempre in mm ,ed infine una terza che
corrisponde al numero di chiodi per ogni fiOD GHO SURYLQR /¶XOWLPD OHWWHUD FKH
conclude il codice di denominazione, è, per tali provini, sempre XQD³6´, poiché
tutti i collegamenti esaminati, sono caratterizzati da elementi di connessione
disposti secondo una fila singola. Per esempio, in base a tale codice, il provino
costituito da un singolo chiodo di 16 mm di diametro che collega tre piatti di 10
mm di spessore sarà indicato dalla seguente sigla:
S-16-10-1-S
79
(¶ RSSRUWXQR ULFRUGDUH FKH SHU FLDVFXno dei 22 esempi di collegamenti
complessivamente esaminati, ne sono stati realizzati tre provini. Ne consegue che
sono state effettuate quindi tre prove per ogni tipologia, per un totale di 66. In
riferimento allora al codice identificativo precedente esposto, occorre precisare
che i tre provini andranno contraddistinti con le lettere A, B, C. Le rispettive
denominazioni saranno:
S-16-10-1_A
S-16-10-1_B
S-16-10-1_C
Inoltre, per i provini non simmetrici con diametro dei chiodi pari a 19 mm e
spessore della lamiera 10 mm, con due e quattro chiodi in fila singola, potrebbe
sorgere il problema di classificare tali provini nello stesso modo, pur
GLIIHUHQ]LDQGRVL WUD ORUR SHU O¶LQWHUDVVH WUD L FKLRGL H OD ODUJKH]]D GHOOD ODPLHUD
Tuttavia, poiché questi provini sono rappresentativi dei collegamenti di due
strutture metalliche diverse, cioè del Ponte sul fiume Gesso e della Galleria
Umberto I di Napoli, è possibile identificarli aggiungendo alla sigla, i termini
Ponte o Galleria.
U-19-10-2-S Ponte
U-19-10-2-S Galleria
U-19-10-4-S Ponte
Nelle figure successive vengono riportati gli schemi di tutti i provini suddivisi tra
simmetrici e non simmetrici e con singolo chiodo o con più chiodi. In tali schemi
è possibile riconoscere le caratteristiche geometriche di ognuno.
80
U-16-10-1-S
230
160
230
70
35
10
10
35 35
70
32
16
16
35
70
32
U-19-10-1-S
240
150
240
90
38
19
10
10
45
90
45
45
19
38
45
90
U-19-12-1-S
240
150
240
38
19
90
12
12
45
90
45
45
19
45
38
U-22-10-1-S
230
160
230
44
22
70
10
10
35 35
70
35
22
44
35
U-22-12-1-S
230
160
230
38
19
35
12
12
35 35
70
70
35
22
44
Figura 3.18 Provini non simmetrici con chiodo singolo
81
S-16-10-1-S
230
230
70
160
32
16
10
10
10
35 35
70
35
16
35
70
32
S-19-10-1-S
240
240
150
38
19
90
10
10
45
90
45
10
45
19
38
45
90
S-19-12-1-S
240
240
150
38
19
90
12
12
45
90
45
12
45
19
45
38
S-22-10-1-S
230
160
230
70
35
10
10
10
35 35
70
44
22
22
44
35
S-22-12-1-S
230
160
230
70
35
35
12
12
12
35 35
70
38
19
22
44
Figura 3.19 Provini simmetrici con chiodo singolo
82
U-16-10-2-S
10
140
35
35
16
35
210
210
140
35
16
35 35
70
32
16
10
430
32
16
32
32
430
U-16-10-4-S
140
140
35
32
16
35
16
140
16
35
490
490
140
140
10
32
16
35 35
70
32
16
16
32
35
140
16
32
10
710
32
16
32
32
710
U-19-10-2-S
(PONTE)
430
19
45
118
19
38
45
45
45
118
19
10
38
10
19
45 45
90
38
38
208
430
U-19-10-2-S
(GALLERIA)
455
235
19
30
30
30
10
175
30
19
19
38
455
38
235
10
38
19
30 30
60
38
U-19-10-4-S
(Ponte)
118
38
38
19
118
354
665
19
45
118
118
19
38
45
118
19
38
45
45
118
19
38
19
38
665
444
10
19
10
38
19
45 45
90
38
U-19-10-4-S
(GALLERIA)
175
30
805
19
175
30
585
585
175
175
30
19
175
19
38
19
38
805
38
30
19
10
175
38
19
10
38
19
30 30
60
38
19
38
U-22-12-2-S
44
35
22
90
35
160
12
35 35
70
22
35
44
160
90
22
35
44
12
380
44
22
380
U-22-12-4-S
560
90
35
44
22
90
340
44
22
44
35
22
90
35
44
340
90
90
22
44
22
90
44
35
22
44
560
Figura 3.20 Provini non simmetrici con chiodi in fila singola
22
12
22
12
44
35 35
70
38
83
S-19-10-2-S
430
45
10
118
45
45
45
118
10
19
19
38
10
38
19
45 45
90
38
19
38
430
208
S-19-10-4-S
118
354
118
45
45
665
118
45
19
118
45
118
19
19
38
38
19
10
118
38
19
10
38
19
10
38
19
45 45
90
38
19
38
38
665
444
S-22-12-2-S
22
35
160
12
90
35
12
44
35 35
70
22
35
44
160
90
22
35
44
12
380
44
22
380
S-22-12-4-S
90
340
44
22
44
22
90
35
35
44
340
90
90
22
44
22
90
44
22
35
44
560
Figura 3.21 Provini simmetrici con chiodi in fila singola
22
12
35
22
12
90
44
35 35
70
22
12
560
44
84
3.2.1.2 Unioni chiodate storiche
Completata la descrizione dei provini appartenenti al primo set, occorre adesso
soffermarsi sullo studio dei collegamenti storici, costituiti da materiali risalenti a
più di mezzo secolo fa, e ricavati da strutture metalliche, che prima di essere
smantellate, sono state in grado di assolvere la funzione per la quale erano state
SURJHWWDWHSHUVYDULDWLDQQL(¶TXHVWRLOFDVRGHLSURYLQLHVDPLQDWLQHOODVHFRQGD
SDUWHGHOO¶DWWLYLWjGLVSHULPHQWD]LRQHFhe derivano dalla demolizione di un ponte
ferroviario, costruito nel 1894. Tale struttura è stata letteralmente fatta a pezzi, al
fine di ottenere dei collegamenti chiodati caratterizzati da un unico elemento di
connessione, da sottoporre in seguito a prove a trazione in laboratorio. In
SDUWLFRODUH SHU IDFLOLWDUH O¶HVHFX]LRQH GL WDOL WHVWV q VWDWR QHFHVVDULR VDOGDUH GHL
nuovi piatti alle estremità di quelli ricavati dalla struttura originaria. Invece, per
RWWHQHUHXQSURYLQRUDSSUHVHQWDWLYRGLXQ¶XQLRQHcon due chiodi, si è fatto ricorso
al sezionamento di un grosso piatto trapezoidale. Complessivamente avremo a
disposizione due provini non simmetrici con singolo chiodo, detti S-1 ed S-2;
XQ¶XQLRQH VLPPHWULFD con un unico elemento di connessione, classificato come
S-3, ed infine un collegamento non simmetrico a due chiodi, denominato S-4.
Figura 3.22 Provini ricavati dal ponte ferroviario
Figura 3.23 Pezzi in cui è stato tagliato il ponte, e dai quali sono stati ricavati i provini
85
86
Si riportano di seguito gli schemi geometrici dei provini storici:
S-1
133,97
40
48,98
44,99
8,99
150
45,01
44,99
40
130
150
S-2
145
40
52,5
52,5
8,4
150
52,5
52,5
40
145
150
S-3
150
125,13
90,22
8,69
34,91
19,86
40
30,08
150
S-4
124
52,67
40
218
32,67
40
52,67
8,4
30
30
52,67
40
32,67
218
40
52,67
Figura 3.24 Schemi geometrici di provini storici
150
87
3.2.1.3 Programma delle prove
TIPO DI PROVA
Simmetrico
(Symmetric)
CHIODI SINGOLI
Non
Diametro Spessore Larghezza
simmetrico
Chiodi
Piatto
Piatto
(Unsymmetric
)
mm
mm
mm
Distanza
dal
Interasse N° Chiodi N° Prove
bordo
mm
mm
S-16-10-1-S
;

16
10
70
35
-
1
3 (A-B-C)
U-16-10-1-S

;
16
10
70
35
-
1
3 (A-B-C)
S-19-10-1-S
;

19
10
90
45
-
1
3 (A-B-C)
U-19-10-1-S

;
19
10
90
45
-
1
3 (A-B-C)
S-19-12-1-S
;

19
12
90
45
-
1
3 (A-B-C)
U-19-12-1-S

;
19
12
90
45
-
1
3 (A-B-C)
S-22-10-1-S
;

22
10
70
35
-
1
3 (A-B-C)
U-22-10-1-S

;
22
10
70
35
-
1
2 (A-B)
S-22-12-1-S
;

22
12
70
35
-
1
2 (A-B)
U-22-12-1-S

;
22
12
70
35
-
1
3 (A-B-C)
S-1

;
22
9
80
38/42
-
1
1 (A)
S-2

;
22
8.4
80
45/35
-
1
1 (A)
S-3
;

22
8.7
80
37/43
-
1
1 (A)
U-16-10-2-S

;
16
10
70
35
140
2
3 (A-B-C)
U-16-10-4-S

;
16
10
70
35
140
4
3 (A-B-C)
S-19-10-2-S
;

19
10
90
45
118
2
3 (A-B-C)
U-19-10-2-S
Ponte
U-19-10-2-S
Galleria

;
19
10
90
45
118
2
3 (A-B-C)

;
19
10
60
30
175
2
3 (A-B-C)
S-19-10-4-S
;

19
10
90
45
118
4
3 (A-B-C)
U-19-10-4-S
Ponte
U-19-10-4-S
Galleria

;
19
10
90
45
118
4
3 (A-B-C)

;
19
10
60
30
175
4
3 (A-B-C)
CHIODI IN FILA
SINGOLA
S-22-12-2-S
;

22
12
70
35
90
2
3 (A-B-C)
U-22-12-2-S

;
22
12
70
35
90
2
3 (A-B-C)
S-22-12-4-S
;

22
12
70
35
90
4
3 (A-B-C)
U-22-12-4-S

;
22
12
70
35
90
4
3 (A-B-C)
S-4

;
22
10
70
30/40
54
2
3 (A-B-C)
Totale Prove
67
Tabella 3.2 Programma delle prove
88
3.2.1.4 Macchine di prova
Le prove a rottura sui collegamenti chiodati, assemblati in officina, sono state
condotte nel laboratorio della facoltà di Architettura, per mezzo di una macchina
elettromeccanica del tipo Zwick/Roell.
Figura 3.25 Macchina di prova Zwick/Roell
Tale macchina è costituita inferiormente da un corpo fisso, la cui altezza dal suolo
può essere facilmente regolata mediante una semplice leva, e superiormente da
una parte mobile, a cui è ovviamente affidato il compito di applicare il carico di
prova al collegamento in esame. Entrambe le estremità della macchina sono
inoltre dotate di apposite morse per fissare il provino, le cui superfici interne sono
caratterizzate da una zigrinatura, particolarmente utile per aumentare il grip della
PDFFKLQDFRQOHODPLHUHDOO¶DWWRGLDSSOLFD]LRQHGHOFDULFR Infine, per garantire un
migliore ammorsamento del provino, in particolar modo nel caso in cui esso è
simmetrico, è buona norma serrare sempre i piatti nella morsa della macchina
frapponendo ad essi uno spessore di acciaio di diametro leggermente inferiore a
quello del piatto centrale.
89
Di seguito si riportano ulteriori illustrazioni di dettaglio di entrambe le morse.
Figura 3.26 Dettaglio della morsa superiore
Figura 3.27 Dettaglio della morsa inferiore
90
Figura 3.28 Provino inserito nella macchina di prova
Nella figura in alto a sinistra, si può facilmente notare come il provino sia stato
inserito nella macchina senza la strumentazione necessaria per monitorare gli
spostamenti che subirà durante la prova. 1HOO¶LOOXVWUD]LRQH D ILDQFR LQYHFH q
riportata la strumentazione adottata. Il secondo set di provini, afferente alle unioni
chiodate storiche, è stato testato presso il laboratorio della Dipartimento di
Ingegneria Strutturale della Facoltà di Ingegneria Civile. La macchina di prova è
stata una più moderna MTS.
Figura 3.29 Macchina di prova MTS
91
3.2.1.5 Strumentazione
Oltre al sistema di misurazione degli spostamenti fornito dalla macchina di prova,
q SRVVLELOH ULFRUUHUH DOO¶XWLOL]]R GL ulteriori dispositivi, detti trasduttori di
spostamento o più semplicemente noti come LVDT (Linear Variable Differential
Transformer). Tale trasduttori, sono dunque in grado di assicurare risultati molto
precisi, a patto che vengano posizionati nel modo corretto. In particolare, è
preferibile renderli solidali al provino per mezzo di squadrette, posizionate ad una
distanza di circa 30 mm dalla parte terminale dei piatti a contatto, ed
RSSRUWXQDPHQWH LQFROODWH DOOH ODPLHUH GHOO¶XQLRQH 6L ULSRUWDQR GL VHJXLWR
ulteriori illustrazioni.
Figura 3.29 Trasduttori di spostamento
92
3.3.2 Descrizione dei risultati
La macchina utilizzata per le prove, ed i due trasduttori (LVDT 1 e LVDT 2),
sono tutti collegati ad una stessa centralina, che è in grado di raccogliere
istantaneamente, ed elaborare graficamente, i dati che tali dispositivi le forniscono
durante lo svolgimento della prova. In tal modo è possibile ottenere come files di
output, i valori del carico applicato sul provino dalla macchina, misurati in
KiloNewton, e la lettura degli spostamenti, misurati in mm da ciascun dispositivo
di lettura associato. Per ciascuna prova, condotta in riferimento al primo set di
provini, la rappresentazione grafica di tali risultati avviene per mezzo di 3 curve di
tipo Forza-Spostamento, dalle quali è possibile desumere i principali parametri
identificativi del comportamento a taglio offerto dal collegamento esaminato.
3ULPDGLFRQVHQWLUHSHUzWDOHYDOXWD]LRQHqQHFHVVDULRFRQGXUUHXQ¶RSHUD]LRQHGL
rielaborazione dei dati sperimentali, depurandoli innanzitutto degli inevitabili
scorrimenti iniziali, che si verificano inevitabilmente per il non perfetto
ammorsamento delle lamiere nella morsa. Successivamente per rendere più
agevole il confronto dei valori sperimentali, con quelli numerici forniti dallo
studio di modellazione, è consigliabile operare ulteriori interventi di raffinamento
sulle curve fornite dai 2 trasduttori, di cui verrà prima calcolato il valor medio, e
poi successivamente linearizzato, attraverso la fun]LRQH GL ([FHO ³ OLQHD GL
WHQGHQ]D´ ,O PRWLYR SHU FXL q QHFHVVDULR ULIHULUH LO FRQIURQWR GHL YDORUL IRUQLWL
GDOO¶DQDOLVLQXPHULFDsolo a quelli sperimentali ottenuti dai trasduttori, è legato in
particolare alla rigidezza di tali dispositivi. Le misurazioni eseguite infatti con la
macchina di prova, in particolar modo quelle eseguite con la Zwick/Roell, sono
state inevitabilmente affette da incertezze, a causa delle difficoltà di eseguire un
corretto clippaggio dei provini nelle morse, responsabile di scorrimenti iniziali,
che andranno poi opportunamente depurati.
Si riportaQR GL VHJXLWR OH IDVL SULQFLSDOL LQ FXL VL DUWLFROD O¶RSHUD]LRQH GL
rielaborazione delle curve sperimentali fornite dagli LVDT, in riferimento al solo
provinoS-16-10-1-S.
93
160
Forza
140
(KN)
120
100
80
LVDT 1 S-16-10-1_A
60
40
LVDT 2 S-16-10-1-A
20
LVDT MEDIO A
Spostamento (mm)
0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
160
Forza
(KN)
140
120
100
80
LVDT 1 S-16-10-1_B
60
LVDT 2 S-16-10-1_B
40
LVDT MEDIO B
20
Spostamento (mm)
0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
94
140
Forza
(KN)
120
100
80
60
LVDT 1 S-16-10-1_C
40
LVDT 2 S-16-10-1_C
20
LVDT MEDIO C
Spostamento (mm)
0
0
1
160.0
2
3
4
5
6
7
8
Forza
(KN)
140.0
120.0
100.0
LVDT MEDIO RAFFINATO
A
B
C
LVDT MEDIA TOTALE
80.0
60.0
40.0
20.0
Spostamento (mm)
0.0
0
1
2
3
4
5
6
Figura 3.30 Rielaborazione curve trasduttori
7
8
9
95
Dopo aver rielaborato tali curve, si è proceduto ad individuare i valori più
significativi di resistenza e di spostamento, ricavati per ciascuna prova, al fine di
poterne eseguire un confronto con i valori prescritti da normativa. In particolare
ha costituito oggetto di studio, per tale indagine sperimentale, la determinazione
dei valori dalla resistenza, in corrispondenza della condizione di limite elastico, di
picco ed ultima (Fy, Fp, Fu); i relativi spostamenti, letti in corrispondenza della
curva della macchina, ed infine i valori di rigidezza per ciascun dispositivo (Km,
KLVDT1, KLVDT2).
Nelle figure seguenti, si riportano le schematizzazioni che riguardano i parametri
significativi. In particolare nella figura 3.31 si individuano la resistenza di picco e
la resistenza ultima (definita come l¶GHOODUHVLVWHQ]DGLSLFFR
F [ kN ]
Fp
0,8 * Fp
Fu
Curva macchina
Curva LVDT 1
Curva LVDT 2
d [ mm ]
dp2
d p 1 d u2
du1 dpm
dum
Figura 3.31 6FKHPDSHUO¶LQGLYLGXD]LRQHdella resistenza di picco e della resistenza ultima.
96
Nelle figure successive invece, sono riassunti brevemente i metodi grafici
utilizzati per la stima dei valori di resistenza e spostamento in corrispondenza del
limite elastico, ed infine per il calcolo delle rigidezze.
F [ kN ]
Fy2
Fy1
Fymedio
Fym
Curva macchina
Curva LVDT 1
Curva LVDT 2
dy2 dy1 dym
dy2med
dy1med
d [ mm ]
dymmed
Figura 3.32 6FKHPDSHUO¶LQGLYLGXD]LRQHdel limite elastico.
F [ kN ]
KLVDT2 KLVDT1
Km
Curva macchina
Curva LVDT 1
Curva LVDT 2
d [ mm ]
Figura 3.33 6FKHPDSHUO¶LQGLYLGXD]LRQHdella rigidezza.
97
L¶LQGDJLQH VSHULPHQWDOH prosegue ora, nel tentativo di valutare con esattezza,
quali dei possibili meccanismi di collasso hanno interessato i provini esaminati.
/DURWWXUDGLXQ¶XQLRQHFKLRGDWa, soggetta ad una prova di trazione, può avvenire
infatti soltanto in 3 modi possibili: SHULOWDJOLRGHOO¶HOHPHQWRGLFRQQHVVLRQH, per
il rifollamento della lamiera e per la trazione dei piatti stessi.
'DOO¶DQDOLVL dei meccanismi di collasso manifestati dai collegamenti nel corso
delle prove, appare subito evidente come per i provini non simmetrici collegati da
un solo chiodo, la rottura avvenga sempre per LO WDJOLR GHOO¶HOHPHQWR GL
connessione. Qualora invece il provino, pur disponendo di un singolo chiodo,
presenti caratteristiche di simmetria rispetto la condizione di carico, la rottura
potrà avvenire eventualmente anche per il rifollamento della lamiera.
I provini caratterizzati invece da un numero di chiodi pari a 2, o addirittura a 4, sia
in condizioni di simmetria, sia in assenza di essa, hanno evidenziato un unico
meccanismo di collasso, identificabile con la rottura per trazione delle lamiera.
Sono riportati, a titolo di esempio, alcuni dei casi in cui i meccanismi di rottura si
sono manifestati in modo chiaro ed inequivocabile. In particolare la figura
successiva afferisce al provino U-19-12-1_B , la cui rottura è attribuibile al taglio
del chiodo:
Figura 3.34 Rottura a taglio del chiodo, provino U-19-12-1_B
Nel caso di provini non simmetrici, in assenza di dispositivi atti ad impedirne o
comunque limitarne gli spostamenti fuori piano, essi saranno liberi di deformarsi
VRWWR O¶D]LRQH GHOOD FRSSLD IOHWWHQWH JHQHUDWD GDOO¶HFFHQWULFLWj GHO FDULFR
evidenziando significative inflessioni in corrispondenza delle estremità non
98
vincolate delle lamiere, opportunamente misurate. In figura 3.35 è rappresentata la
situazione appena descritta per tali tipologie di collegamenti:
Spostamento plastico fuori piano 2 mm
Spostamento plastico fuori piano 2 mm
Figura 3.35 Esempio di spostamento plastico fuori piano, provino U-19-12-1_B
1HO FDVR LQ FXL OD URWWXUD GHOO¶XQLRQH FKLRGDWD VLD FDXVDWD GDO ULIROODPHQWR GHOOD
ODPLHUD q IDFLOH ULVFRQWUDUQH XQ¶DFFHQWXDWD RYDOL]]D]LRQH 7XWWDYLD q RSSRUWXQR
chiarire che una leggera ovalizzazione del foro dei piatti, può manifestarsi anche
nel caso di quei provini che giungono a rottura per il taglio del chiodo.
Ovviamente in tal caso, il fenomeno sarà più contenuto. In figura 3.36 è mostrato
un esempio di misura, relativo al provino U-19-12-1_C.
22 mm
19 mm
19 mm
Figura 3.36 Esempio di misXUDGHOO¶RYDOLzzazione del foro, provino U-19-12-1_C
99
Per i provini simmetrici collegati con un singolo chiodo, la rottura per taglio
GHOO¶HOHPHQWRGLFRQQHVVLRQHSXzYHULILFDUVLVRORQHOFDVRLQ FXLLO diametro del
chiodo sia pari a 16 mm (S-16-10-1-S). Nella figura successiva si riporta la rottura
del provino S-16-10-1_A:
Figura 3.37 Rottura a taglio del chiodo del provino simmetrico(S-16-10-1_A) con chiodo singolo
Nel caso invece degli altri provini simmetrici con chiodo singolo, ma con
diametro pari a 19 e 22 mm, la rottura avviene sempre per rifollamento. A tale
meccanismo di collasso prevalente, se ne possono poi associare due secondari: il
taglio del chiodo e rottura della lamiera. Nella figura 3.38 si riporta il caso di
rifollamento con successivo taglio del chiodo; mentre, in figura 3.39 si riporta il
caso del rifollamento con successiva rottura della lamiera.
100
Figura 3.38 Rottura per rifollamento della lamiera e successivo taglio del chiodo,
provino S-19-10-1_C
Figura 3.39 Rottura per rifollamento con conseguente rottura della lamiera, provino S-19-10-1_B
Nel caso di provini non simmetrici con due chiodi in fila singola, al variare delle
caratteristiche geometriche, si sono potuti riscontare diversi meccanismi di
collasso. Difatti, nelle figure successive si può notare come i provini U-19-10-2-S
Ponte e U-19-10-2-S Galleria, pur avendo lo stesso numero di chiodi di pari
diametro, e lamiere di identico spessore , in presenza di marcate differenze nella
geometria, (ad esempio la larghezza del piatto) presentino due differenti rotture:
Figura 3.40 Rottura a taglio dei chiodi, provino U-19-10-2_A Ponte
Figura 3.41 Rottura per trazione della lamiera, provino U-19-10-2_A Galleria
101
102
Per i provini simmetrici, invece, la rottura è avvenuta per trazione della lamiera,
figura 3.42:
Figura 3.42 Rottura per trazione della lamiera, provino S-22-12-2_A
Infine, per i provini con quattro chiodi in fila singola sia simmetrici che non, la
rottura è avvenuta sempre per trazione della lamiera. Nelle figure successive sono
riportati i casi più significativi.
Figura 3.43 Rottura per trazione della lamiera, provino U-22-12-4_C
Figura 3.44 Rottura per trazione della lamiera, provino S-22-12-4_B
103
Nel caso in cui si ha la trazione della lamiera, è stato possibile valutare la nuova
larghezza che in seguito alla strizione del materiale è, ovviamente minore di
quella iniziale come si può vedere dalla seguente figura:
Larghezza iniziale 70 mm
Larghezza finale 64,2 mm
Figura 3.45 Esempio di misura della larghezza finale della lamiera in seguito alla strizione, in
particolare provino U-22-12-4_C
104
3.3.3 Confronto sperimentazione ± previsione teorica
A questo punto, definiti i parametri significativi, è possibile effettuare un
confronto tra i valori sperimentali e quelli indicati dalla normativa di riferimento
(Eurocodice prEN 1993-1-8), con particolare riferimento ai valori di resistenza
massima offerti dal collegamento.
Tale normativa, indica dei metodi di calcolo per effettuare le verifiche necessarie
per la progettazione dei collegamenti in questione. Tali verifiche da effettuare
sono tre, una sui chiodi, una sulla resistenza delle sezioni forate e una a
rifollamento.
La resistenza a taglio di una singola sezione di un singolo chiodo va calcolata
secondo la seguente espressione:
Fv , Rd
0, 6 fur A0
J Mr
(1)
in cui:
fur è la tensione di rottura del chiodo;
A0 qO¶DUHDGHOIRURGHOFKLRGR
JMr è un coefficiente di sicurezza che nel nostro caso assumeremo pari a 1.
La resistenza cosi calcolata è riferita ad una sola sezione resistente di un unico
chiodo, andrà perciò moltiplicata per il numero di chiodi presenti nel
collegamento, e per il numero di sezioni sollecitate a taglio in ciascun chiodo.
/¶(XURFRGLFHSUHVFULYHGHOOHOLPLWD]LRQLVXOODUHVLVWHQ]DDWDJOLRLQFDVRGLJLXQWL
a sviluppo longitudinale. Infatti dove la distanza Lj fra i centri dei dispositivi di
giunzione terminali di un giunto, misurata nella direzione di trasmissione del
carico (figura 3.40) sia maggiore di 15 d (dove con d si indica il diametro
nominale dei chiodi), la resistenza di progetto a taglio Fv,Rd di tutti i dispositivi di
giunzione, andrà ridotta moltiplicandola per un coefficiente di riduzione ELf dato
da:
105
E Lf
1
L j 15 d
200 d
(2)
Con la limitazione 0,75 < ELf < 1.
Lj
F
F
Figura 3.46 Lunghezza Lj di riferimento
Il valore della resistenza del piatto lungo la sezione forata è assunto pari a:
Ft , Rd
fu Anetta
(3)
in cui:
fu è la tensione di rottura dei piatti;
Anetta qO¶DUHDQHWWDGHWUDWWDFLRqGHOO¶DUHDGHLIRUL
La resistenza massima a rifollamento si calcola con la seguente formula:
Fb, Rd
k1 D E fu d0 t
J Mr
in cui:
k1 è il minore dei seguenti valori: 2,8
e1
1, 7 ; 2,5;
d0
e1 è la distanza del foro del bordo in direzione della forza;
f
e1
; ur ; 1;
ĮE è il minore fra:
fu
3 d0
d0 è il diametro del foro;
t è lo spessore del piatto.
(4)
106
Il confronto tra la resistenza calcolata secondo le espressioni suggerite dalla
normativa (EC3-1-8) e quelle rilevate sperimentalmente è riportata in tabella 3.3.
In particolare, sono riportati anche il valore massimo, minimo e medio con la
relativa deviazione standard (V) e il coefficiente di variazione (CV4XHVW¶XOWLPL
calcolati come segue:
n
¦( x x )
Deviazione Standard ( V ) =
x
1
n
2
i
i 1
n 1
(5)
= Media con n = 3
(6)
n
¦x
i
i 1
Coefficiente di variazione ( CV ) =
V
Media
(7)
TIPO PROVINO
CHIODI SINGOLI
S-16-10-1-S
U-16-10-1-S
S-19-10-1-S
U-19-10-1-S
S-19-12-1-S
U-19-12-1-S
S-22-10-1-S
U-22-10-1-S
S-22-12-1-S
U-22-12-1-S
S-1
S-2
S-3
CHIODI IN FILA SINGOLA
U-16-10-2-S
U-16-10-4-S
S-19-10-2-S
U-19-10-2-S Ponte
S-19-10-4-S
U-19-10-4-S Ponte
S-22-12-2-S
U-22-12-2-S
S-22-12-4-S
U-22-12-4-S
S-4
107
RESISTENZA SPERIMENTALE
RESISTENZA TEORICA
MECCANISMI DI
COLLASSO
(Sperimentali)
MAX
147.99
83.95
232.35
108.93
225.16
145.28
190.89
146.43
238.23
148.61
119.23
100.04
185
MIN
131.43
76.71
180.45
86.99
207.17
100.63
173.59
143.13
236.18
128.74
119.23
100.04
185
MEDIA
141.83
80.22
206.64
101.48
216.51
117.58
183.02
144.78
237.21
140.25
119.23
100.04
185
V
9.06
3.62
25.95
12.55
9.01
24.18
8.76
2.33
1.45
10.30
0.00
0.00
0.00
CV
0.06
0.05
0.13
0.12
0.04
0.21
0.05
0.02
0.01
0.07
0.00
0.00
0.00
Fv,Rd
99.31
49.66
140.05
70.02
140.05
70.02
187.77
93.88
187.77
93.88
93.883
93.883
187.766
Ft,Rd
233.65
233.65
307.21
307.21
368.65
368.65
207.69
207.69
249.23
249.23
225.861
210.803
218.332
Fb,Rb
126.20
Taglio chiodo
126.20
Taglio chiodo
162.26 Rifollamento lamiera
162.26
Taglio chiodo
194.71
Taglio chiodo
126.20
Taglio chiodo
151.44
Taglio chiodo
123.315
Taglio chiodo
136.295
Taglio chiodo
162.23
242.85
346.02
232.35
190.09
354.63
356.61
184.37
298.35
280.77
308.94
308.94
165
141.87
236.56
332.60
196.22
184.23
352.96
355.12
178.42
278.89
255.24
298.54
303.59
165
155.16
240.18
338.41
210.04
187.74
353.62
355.75
181.96
291.37
271.69
303.66
305.40
165
11.52
3.25
6.89
19.50
3.10
0.89
0.77
3.13
10.84
14.27
5.20
3.07
0.00
0.07
0.01
0.02
0.09
0.02
0.00
0.00
0.02
0.04
0.05
0.02
0.01
0.00
99.31
187.46
280.10
140.05
140.05
550.02
275.01
262.41
357.53
187.77
751.07
375.53
187.766
233.65
233.65
307.21
307.21
177.40
307.21
307.21
177.40
249.23
249.23
249.23
249.23
207.688
252.40
504.80
324.51
324.51
216.34
649.02
649.02
432.68
302.88
302.88
605.76
605.76
126.199
Taglio chiodi
Trazione lamiera
Trazione lamiera
Taglio chiodi
Trazione lamiera
Trazione lamiera
Trazione lamiera
Trazione lamiera
Trazione lamiera
Taglio chiodi
Trazione lamiera
Trazione lamiera
Trazione lamiera
Tabella 3.3 Confronto sperimentazione ± previsione teorica
Da tale tabella, appare evidente come i valori proposti da normativa per la rottura
del collegamento, siano particolarmente cautelativi rispetto ai meccanismi di
rottura manifestatisi poi nelle prove. Non è possibile, però, mediante tale
approccio, conseguire una stima esatta del reale meccanismo di collasso.
In un secondo momento, il rapporto tra il valore medio, relativo alla resistenza
massima sperimentale, ed il più piccolo tra i valori di resistenza dedotti da
normativa, per ciascun meccanismo di collasso, è diagrammato in funzione della
tipologia di collegamento.
108
Numero sezioni resistenti
< 2
1
> 2
2 piatti
2 chiodi
4
8
2.00
1.80
V
1.60
Fexp / Fteo
1.40
V
V
Meccanismo di collasso
(Osservazione sperimentale)
V
B
Taglio chiodi
Rifollamento lamiera
1.20
Trazione lamiera
1.00
Media
0.80
Meccanismo teorico previsto
(Se diverso da quello
sperimentale)
0.60
0.40
V Taglio chiodi
0.20
B Rifollamento lamiera
T Trazione lamiera
U-16-10-1
U-19-10-1
U-19-12-1
U-22-10-1
U-22-12-1
Specimen 1
Specimen 2
S-16-10-1
S-19-10-1
S-19-12-1
S-22-10-1
S-22-12-1
Specimen 3
U-16-10-2
U-19-10-2 Ponte
U-19-10-2 Galleria
U-22-12-2
Specimen 4
S-19-10-2
S-22-12-2
U-16-10-4
U-19-10-4 Ponte
U-19-10-4 Galleria
U-22-12-4
S-19-10-4
S-22-12-4
0.00
Figura 3.50 Grafico riassuntivo dei risultati.
Si evince chiaramente, come per tutti i provini esaminati, il rapporto tra i due
valori di resistenza sia costantemente maggiore di uno. Ciò implica un notevole
margine di sicurezza per la progettazione di tali tipi di unione.
La seconda osservazione riguarda, invece, la grande dispersione statistica dei dati
relativi ai meccanismi di collasso. Non è stato possibile, infatti, identicare un
meccanismo di riferimento per nessuno dei due set di provini esaminati.
/¶XOWLPDSUHFLVD]LRQHULJXDUGDODVWLPDGHLYDORULXOWLPLIRUQLWLGDOO¶(XURFRGLFH
chHWUDVFXUDQGRO¶HIIHWWREHQHILFRFRVWLWXLWRGDOODSUHFRPSUHVVLRQHGHOOHODPLHUH
giunge sempre a sottostimarne la resistenza, e a non identificarne in modo
adeguato il meccanismo di collasso. In tale contesto, svolgono un ruolo non
secondario altre sorgenti di variabilità, quali i le proprietà meccaniche dei
PDWHULDOLHOHLQHYLWDELOLLPSHUIH]LRQLQHOO¶HVHFX]LRQHGHOOHSURYH
109
3.3.4 Conclusioni della sperimentazione
'DOO¶LQGDJLQHVSHULPHQWDOHqHPHUVRFKH:
x La rottura è avvenuta, a seconda delle caratteristiche geometriche del
provino, per tre tipologie di collasso differenti: taglio del chiodo o dei
chiodi, rifollamento della lamiera e trazione della lamiera.
x I provini non simmetrici hanno subito uno spostamento fuori piano dovuto
alla flessione secondaria. Infatti il carico applicato dalla morsa superiore,
non essendo allineato con la reazione esercitata dalla parte fissa, genera
una coppia di carico aggiuntiva. Si è visto che tale spostamento nel caso di
collegamenti costituiti da un unico chiodo è maggiore rispetto ai
collegamenti caratterizzati da un maggior numero di elementi di
connessione. Le unioni con più chiodi, disposti in fila singola, infatti, oltre
ad offrire una maggiore rigidezza tagliante ed estensionale, permettono
una ridistribuzione della sollecitazione flessionale, andando a caricare
maggiormente i chiodi di estremità.
Inoltre, dai risultati ottenuti in termini di resistenza massima è stato calcolato il
valore medio relativo alle tre prove sopracitate che è stato, poi, confrontato con
quello suggerito dalla normativa (EC3 1993-1-8). Dal confronto si è visto che:
x La resistenza massima ottenuta dalla sperimentazione è sempre maggiore
di quella teorica. Tale differenza è da attribuire a molteplici fattori, tra cui
la variabilità del materiale dei chiodi e delle lamiere, ed il meccanismo
UHVLVWHQWH RIIHUWR GDOO¶DWWULWR WUD OH SDUWL GHOO¶XQLRQH. Questo contributo,
trascurato dalla normativa, presenta una significativa variabilità, in quanto
è strettamente dipendente dalla pre-trazione dei chiodi, la cui entità non è
definibile a priori in modo univoco.
x Nel caso di provini con un numero di sezioni resistenti minori di 2, i
risultati teorici sottostimano in media di 1,5 volte quelli sperimentali. Nel
caso in cui il numero di sezioni resistenti è maggiore di 2, le previsioni
teoriche sottostimano in modo minore i risultati sperimentali (in media di
1,2 volte).
Analisi numerica
110
CAPITOLO IV
Analisi numerica
4.1 Introduzione
6XOODEDVHGHOO¶DWWLYLWjGLVSHULPHQWD]LRQHVYROWDLQODERUDWRULRHQHOULVSHWWRGHL
risultati da essa dedotti, il lavoro di tesi prosegue nel tentativo di pervenire alla
definizione di un modello agli elementi finiti, in grado di simulare efficacemente
il comportamento a taglio offerto da unioni chiodate in acciaio, di diversa
tipologia ed in condizioni di carico assimilabili ad una tipica prova di trazione.
Il modello, una volta calibrato, potrà consentire la valutazione dei principali
meccanismi di rottura dei collegamenti elementari oggetto di studio, nonché una
stima quantitativa dei valori ultimi di resistenza e di deformazione.
3HU SHUVHJXLUH WDOH RELHWWLYR VL q IDWWR ULFRUVR DOO¶XWLOL]]R GL XQ SURJramma agli
elementi finiti, quale Abaqus, nella sua versione commerciale 6.7-1.
,O VHJXHQWH FDSLWROR FRQWLHQH TXLQGL OD GHVFUL]LRQH GHWWDJOLDWD GHOO¶DWWLYLWj GL
modellazione svolta, sviluppata seguendo lo schema di lavoro proposto da Abaqus
stesso. Il lavoro di modellazione ha avuto inizio a partire dalla definizione delle
caratteristiche geometriche del provino e di quelle meccaniche dei materiali di cui
qFRVWLWXLWRGHWHUPLQDWRSRLLOQXPHURHO¶RUGLQHGLVXFFHVVLRQHGHLYDULVWHSVLQ
cui si articolDO¶DQDOLVLqVWDWRSRVVLELOHVSHFLILFDUHTXDOHWLSRGLFDULFKLGLYLQFROL
e di contatti interessano gli elementi costitutivi del collegamento in esame, fino a
SRWHUQHFRPDQGDUHO¶HVHFX]LRQHGHOO¶DQDOLVL
+DQQR FRVWLWXLWR RJJHWWR GHOO¶DQDOLVL QXPHULFD H di confronto con i valori
sperimentali, le seguenti 4 tipologie di unioni chiodate in acciaio, che in accordo
alla metodologia di denominazione adottata, sono state classificate come :
1.
2.
3.
4.
U-16-10-1
S-16-10-1
U-22-12-4
S-22-12-4
I primi due esempi fanno riferimento alla tipologia di unione più semplice
possibile, costituita cioè da 2 o 3 piatti di uguale dimensioni e da un unico
elemento di connessione.
Analisi numerica
111
/¶DQDOLVLQXPHULFDKDFRQIHUPDWRO¶HYLGHQ]DVSHULPHQWDOHRYYHURO¶LQVRUJHQ]DGL
significativi effetti flessionali secondari nel primo caso, mentre nel secondo non
sono stati riscontrate deformazioni fuori piano.
I provini U-22-12-4 e S-22-12-4 costituiscono, invece, gli esempi simmetrici e
non simmetrici di un caso più complesso, nel quale il collegamento dei piatti, in
numero pari a 2 o 3, è realizzato per mezzo di 4 chiodi disposti lungo una fila
singola.
Le motivazioni in base alle quali lo studio numerico presentato in questo capitolo,
è riferito esclusivamente al caso dei 4 provini elencati, sono molteplici.
3UHPHVVR O¶HOHYDWR QXPHUR GL XQLRQL D GLVSRVL]LRQH HG DWWHVD O¶LPSRVVLELOLWj GL
HVWHQGHUHO¶DQDOLVLQXPHULFDDFLDVFXQDGLHVVHODVFHOWDGLDGRWWDUHOHVXGGHWWH
tipologie come oggetto di valutazione e di confronto con i risultati sperimentali,
tURYD JLXVWLILFD]LRQH LQQDQ]LWXWWR QHOO¶LQWHQWR GL SURVHJXLUH HG HYHQWXDOPHQWH
migliorare un precedente lavoro di tesi, che ha costituito la base di partenza di
questo studio. ( Cammarano, 2007)
Inoltre riveste un ruolo di importanza non secondaria il fatto che i risultati forniti
dalle prove di laboratorio hanno evidenziato come, nel caso specifico dei
collegamenti in esame, i meccanismi di rottura siano stati particolarmente chiari e
facilmente identificabili come taglio del chiodo e rottura per trazione della
lamiera. Ai fini della modellazione, infatti è da ritenersi preferibile lo studio di
quelle unioni che in ambito sperimentale hanno manifestato comportamenti
inequivocabili, in quanto saranno in grado poi di rappresentare una base di
confronto attendibile per i valori numerici forniti dal software.
Analisi numerica
112
4.2 Percorso di modellazione
Prima di esaminare in dettaglio il comportamento offerto da ciascuna tipologia di
unione chiodata, e di riportarne i risultati più significativi in termini di confronto
tra curve Forza-Spostamento, dedotte in ambito sperimentale e numerico, è
opportuno premettere alcune considerazioni relative alla metodologia di lavoro
DGRWWDWDQHOO¶DWWLYLWjGLPRGHOOD]LRQH
Per ciascuna unione chiodata oggetto di analisi numerica, si è seguito un identico
percorso di modellazione, articolato nella successione di moduli di lavoro
separati, in ciascuno dei quali è richiesta la definizione delle principali
FDUDWWHULVWLFKH GHO PRGHOOR GD FUHDUH 7DOH DSSURFFLR PXWXD O¶LWHU SURSRVWR da
Abaqus stesso, al fine di pervenire il più rapidamente possibile alla costruzione
del modello e di consentirne un continuo perfezionamento.
Lo schema di lavoro che ne consegue ha il pregio di essere particolarmente
dinamico, in quanto consente di avanzare rapidamente da uno step di lavoro a
quello successivo, o eventualmente di retrocedere a moduli precedenti, nei casi in
cui si renda necessario apportare correzioni o nuove definizioni al modello in
HVDPHVHQ]DGRYHUFRPDQGDUHLOULDYYLRGHOO¶DQDOLVLQumerica.
Abaqus, inoltre, permette di visualizzare sul lato sinistro del display un comodo
riepilogo di tutte le RSHUD]LRQLVYROWHSHUIDFLOLWDUHGXQTXHLOFRQWUROORGHOO¶DWWLYLWj
di modellazione. I passaggi principali attraverso i quali si sviluppa il percorso di
lavoro adottato in questo studio, sono di seguito riportati e descritti in dettaglio,
nel tentativo di fornire al lettore un rapido strumento di acquisizione dei concetti
fondamentali alla base del software in esame.
I moduli di lavoro sono complessivamente otto e vengono prima elencati, e
successivamente approfonditi:
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
8.
Parts
Property
Assembly
Step
Interaction
Load
Mesh
Job
Analisi numerica
113
4.2.1 Parts
La costruzione del modello geometrico avviene attraverso la definizione di una o
SL ³3DUWV´ FKH q SRVVLELOe creare a partire dallo stesso Abaqus, oppure più
semplicemente, importandole da altri programmi di disegno con cui si interfaccia
quali ad esempio AutoCAD, convertendo un file di tipo .dwg in uno di tipo .sat.
6XFFHVVLYDPHQWH RFFRUUH DVVHJQDUH DOOH ³3DUWV´ OH FDUDWWHULVWLFKH GL XQ VROLGR
tridimensionale deformabile. ,QTXHVWDSULPDIDVHGLODYRUROH³3DUWV´VLPXRYRQR
liberamente nello spazio virtuale di Abaqus, dal momento che ancora non è stata
definita la loro posizione rispetto al sistema di riferimento principale del
programma.
1HLFDVLHVDPLQDWLqULFKLHVWDVHPSUHODFUHD]LRQHGL³3DUWV´UDSSUHVHQWDWLYH
cioè della tipologia di elementi che caratterizzano la nostra unione, vale a dire il
piatto ed il chiodo. Inoltre, è opportuno far notare al lettore la scelta di riferire
O¶DQDOLVL Qumerica ad una sola metà di ciascuno dei provini, che, in virtù delle
proprietà di simmetria di cui godono rispetto al loro asse longitudinale, è stato
possibile sezionare lungo tale direzione, in modo da ridurre sHQVLELOPHQWHO¶RQHUH
computazionale del processore nella fase di analisi.
Infatti, per il provino U-16-10-1, è stato condotto uno studio preliminare al fine di
stabilire la validità di questa soluzione. I risultati dedotti da 2 diverse
modellazioni condotte in riferimento al medesimo provino, una volta analizzato
per intero, una volta solo per metà, sono risultati coincidenti, a patto ovviamente
di raddoppiare, nel secondo caso esaminato, i valori della reazione di incastro
forniti da Abaqus. Per il provino S-22-12-4, è stato possibile riferirne lo studio di
modellazione addirittura ad un quarto.
/¶DGR]LRQH GL WDOL VROX]LRQL UHQGH però necessario il ricorso ad un apposito
vincolo, detto di simmetria, che il programma stesso dispone come option nel
modulo di lavoro LOAD, alla voce Boundary Condition.
4.2.2 Property
Definita la geometria del collegamento, è ora necessario crearne il materiale o i
materiali costituenti, prestando particolare attenzione alla definizione delle sue
caratteristiche meccaniche, qXDOLO¶HODVWLFLWjODSODVWLFLWjHGHYHQWXDOPHQWHDQFKH
Analisi numerica
114
di quelle termiche, prime tra tutti il calore specifico e la conducibilità, qualora
IRVVHULFKLHVWDXQ¶DQDOLVLWHUPLFD
In questo lavoro di tesi, la modellazione è stata condotta in riferimento alle sole
caratteristiche meccaniche dei materiali impiegati per i piatti e i chiodi,
determinate precedentemente attraverso delle apposite prove di laboratorio,
SRLFKpLOPRGHOORVDUjVRJJHWWRHVFOXVLYDPHQWHDGXQ¶DQDOLVLPHFFDQLFD
3ULPD GL LQVHULUH QHOO¶DSSRVLWR ³ER[´ L YDORUL GL WHQVLRQH H GHIRUPD]LRQH DWWL D
definire i legami costitutivi dei materiali utilizzati, è opportuno premettere due
osservazioni, relative alle unità di misura da adottare, ed alla necessità di
convertire i valori dei diagrammi ı-İ da ingegneristici o nominali, a valori di tipo
³ WUXH VWUHVV - WUXH VWUDLQ´ Per quanto riguarda la prima osservazione, è bene
QRWDUH FKH O¶XQLWj GL PLVXUD GHOOH /XQJKH]]H q VWDWD ILVVDWD DOO¶DWWR GL FUHD]LRQH
del modello geometrico in AutoCad, e risulta essere il millimetro. In riferimento,
LQYHFHDOO¶XQLWjGLPLVXUDGHOOH)RU]HVLqGHFLVRGLDGRWWDUHLO1HZWRQHTXLQGL
di esprimere le tensioni in N/mm2. Le deformazioni sono ovviamente
adimensionali. In secondo luogo, si ricorda che i valori di tensione e di
deformazione ricavati dalle prove sperimentali, rappresentano i cosiddetti valori
nominali o ingegneristici, che non tengono conto della variazione di forma del
SURYLQRGDOPRPHQWRFKHODWHQVLRQHqULIHULWDDOO¶DUHDGHOOD sezione indeformata
(F/A0HODGHIRUPD]LRQHDOO¶XQLWjGLOXQJKH]]DLQGHIRUPDWDǻOO0).
1HOOD UHDOWj LQ XQD SURYD GL WUD]LRQH SHU O¶DFFLDLR ELVRJQD FRQVLGHUDUH LQYHFH
O¶HIIHWWRGHOODVWUL]LRQHFKHLQFDPSRSODVWLFRFDXVDXQDULGX]LRQHGHOODVH]LRQHHG
un allungamento localizzati.
Il programma Abaqus richiede, nella definizione dei legami costitutivi dei
PDWHULDOLLYDORULGLWLSR³WUXHVWUHVV- WUXHVWUDLQ´FKHFRVWLWXLVFRQRLYDORULUHDOL
delle tensioni e delle deformazioni, e sono in grado di tener conto degli effetti
precedentemente descritti.
Il problema della conversione viene risolto sulla base dei seguenti passaggi:
İtrue = (dl/l) = ln(l/l0)
La deformazione nominale può esprimersi a sua volta come:
İnom. = (l-l0/l0) = (l/l0)-1
Analisi numerica
115
Ne consegue che (l/l0 İnom.+ 1, e che in definitiva :
İtrue = OQİnom.+ 1)
Per ricavare invece la relazione che intercorre tra tensioni nominali e reali, basta
FRQVLGHUDUHO¶LSRWHVLGLLQFRPSULPLELOLWjGHOOHGHIRUPD]LRQLSODVWLFKHFKHFRPHq
noto, non sono responsabili di variazione di volume.
Da cui, essendo il volume finale uguale a quello iniziale,
l0Â$0 = lf Â$f
è possibile ricDYDUHO¶DUHDGHIRUPDWDLQIXQ]LRQHGLTXHOODLQGHIRUPDWD
A=A0ÂOo/lf
6RVWLWXHQGRWDOHYDORUHQHOO¶HVSUHVVLRQHGHOODWHQVLRQHUHDOHDYUHPR
ıtrue )$ )ÂO$0ÂO0) = ınom.ÂOO0)
Ed infine sostituendo a (l/l0 İnom.+ 1, otteniamo la relazione cercata:
ıtrue ınom.Âİnom.+ 1)
Operando con tali espressioni sui dati ricavati dalle prove sperimentali, si
RWWHQJRQRFRVuLYDORUL³WUXHVWUHVV- WUXHVWUDLQ´GHOO¶DFFLDLRGHLSLDWWLHGHLFKLRGL
Prima di operare tale conversione, è stato necessario raffinare le curve di risposta
ottenute da precedenti prove di laboratorio, soprattutto per quanto riguarda i dati
UHODWLYL DOO¶DFFLDLR FRVWLWXHQWH LO FKLRGR ,QIDWWL LO GDWR VSHULPHQWDOH q VWDWR
rielaborato per renderlo fruibile per le applicazioni numeriche.
3LSUHFLVDPHQWHSHUO¶DFFLDLRFRVWLWXHQWHLFKLRGLGLFODVVH&-16, solo 2 curve di
risposta hanno evidenziato risultati omogenei e tali da potersi ritenere attendibili.
Operativamente, le curve sono state prima linearizzate mediante la funzione di
ExceO ³OLQHD GL WHQGHQ]D´ H SRL QH q VWDWR FDOFRODWR LO YDORU PHGLR ,Q TXHVWD
pagina e nelle seguenti, sono riportati i grafici rappresentativi dei valori
ingegneristici di tensione e di deformazione, nella condizione iniziale ed in quella
finale, al termineFLRqGHOO¶RSHUD]LRQHGLULHODERUD]LRQH.
Analisi numerica
450
400
116
V
N/mm²
350
300
250
200
C16-2 Legame ingegneristico iniziale
150
100
C 16-3 Legame ingegneristico iniziale
50
H
0
0.0000
450
0.0500
0.1000
0.1500
0.2000
0.2500
0.3000
0.3500
V
N/mm²
400
350
300
250
200
C 16-2 Legame ingegneristico linearizzato
150
C 16-3 Legame ingegneristico linearizzato
100
C 16 Legame ingegneristico linearizzato medio
50
H
0
0
0.02
0.04
0.06
0.08
0.1
0.12
0.14
0.16
Figura 4.1 Legami ingegneristici C-16: iniziale e rielaborato
0.18
0.2
Analisi numerica
117
,O OHJDPH FRVWLWXWLYR ³WUXH VWUHVV ± WUXH VWUDLQ³ GHOO¶DFFLDLR GHL FKLRGL &-16 sarà
infine rappresentato dalla curva seguente:
500
V
N/mm²
450
400
350
300
250
200
150
C-16 Legame costitutivo reale
100
50
H
0
0
0.01
0.02
0.03
0.04
0.05
0.06
0.07
Figura 4.2 Legame costitutivo reale C-16.
0.08
0.09
0.1
Analisi numerica
118
$QFKH QHO FDVR GHOO¶DFFLDLR GHL FKLRGL &-22, è stato opportuno rielaborare i
diagrammi rappresentativi del legame costitutivo, nel tentativo di fornire ad
Abaqus dati qualitativamente migliori rispetto a quelli originalmente desunti dalla
macchina di prova. In questo caso, il lavoro di rifinitura dei valori è stato condotto
su tre curve di risposta, nuovamente raffinate e sostituite con il loro valor medio,
SULPDGLHVVHUHFRQYHUWLWHLQGLDJUDPPL³WUXHVWUHVV- truHVWUDLQ´
Sono riportati, nelle figure successive, i valori nominali di tensione e
deformazione, iniziali e linearizzati:
500
450
V
N/mm²
400
350
300
250
200
150
100
C-22 1 Legame ingegneristico iniziale
50
0
0.00
H
0.04
0.08
0.12
0.16
0.20
0.24
0.28
Figura 4.3 Legami ingegneristici C-22: iniziale.
0.32
0.36
0.40
Analisi numerica
500
450
119
V
N/mm²
400
350
300
250
200
C-22 1 Legame ingegneristico linearizzato
150
100
50
H
0
0.00
0.02
0.04
0.06
0.08
0.10
0.12
0.14
0.16
0.18
0.20
Figura 4.4 Legami ingegneristici C-22: rielaborato.
500
450
V
N/mm²
400
350
300
250
200
150
C-22 Legame ingegneristico linearizzato medio
100
50
0
0.00
H
0.02
0.04
0.06
0.08
0.10
0.12
0.14
0.16
Figura 4.5 Legame ingegneristico C-22: rielaborato medio.
0.18
0.20
Analisi numerica
500
450
120
V
N/mm²
400
350
300
250
200
150
C-22 Legame costitutivo reale
100
50
0
0.00
H
0.01
0.02
0.03
0.04
0.05
0.06
0.07
0.08
Figura 4.6 Legame ingegneristico reale C-22.
Sempre in riferimento al legame costitutivo dei chiodi, è di fondamentale
importanza premettere che tali curve ı-İ sono state ricavate in base ad una prova
di trazione condotta sul materiale in condizioni vergini.
In realtà, gli elementi di connessione vengono sottoposti a lavorazioni di tipo
termico e meccanico che ne alterano sensibilmente le caratteristiche meccaniche
più significative, quali ad esempio il carico di snervamento e di rottura,
O¶DOOXQJDPHQWRPDVVLPRODUHVLOLHQ]DHODGXUH]]D
'L IDWWL L FKLRGL SULPD GHOO¶RSHUD]LRQH GL ULEDWWLWXUD VRQR VRJJHWWL D QRWHYROL
variazioni di temperatura, passando da circa ࡈ C a temperatura ambiente, in
un certo intervallo di tempo che non sempre è possibile definire con precisione.
Le conseguenze di questo trattamento sono facilmente intuibili, e comportano un
aumento di durezza e di resistenza a trazione del materiale, sia a rottura che a
snervamento, mentre a causa dei ben noti fenomeni di coalescenza si assiste alla
formazione di cristalli via via più grandi, e dunque ad una riduzione di resilienza e
GHOODFDSDFLWjGLDOOXQJDPHQWRGHOO¶DFFLDLR
La determinazione delO¶HQWLWj GL WDOL HIIHWWL q RVWDFRODWD GDOO¶LPSRVVLELOLWj GL
definire in modo univoco una serie di parametri che giocano un ruolo
fondamentale in questo processo, come ad esempio, il valore della temperatura
alla quale viene effettivamente estratto il chiodo dalla forgia, oppure la durata del
Analisi numerica
121
processo di raffreddamento. Nonostante ciò, risulta evidente, da un punto di vista
TXDOLWDWLYRO¶LQIOXHQ]DJHQHUDWDGDWDOHODYRUD]LRQHWHUPLFDVXOOHJDPHFRVWLWXWLYR
GHOO¶DFFLDLRGHLFKLRGL
La lavorazione meccanica, UDSSUHVHQWDWDGDOO¶RSHUD]LRQHGLULEDWWLWXUDGHLFKLRGL
qUHVSRQVDELOHLQYHFHGHOIHQRPHQRGHOO¶LQFUXGLPHQWRGHOPDWHULDOHFKHDOLYHOOR
microscopico è caratterizzato da distorsioni e dislocazioni del reticolo cristallino.
A causa, infatti, della variazLRQH GHOO¶RULHQWDPHQWR GHL SLDQL FULVWDOORJUDILFL VL
vengono a creare delle vere e proprie barriere interne, che si oppongono allo
scorrimento reciproco degli aggregati policristallini, e determinano un
significativo incremento di resistenza del materiale stesso.
Ne consegue che tale tipo di trattamento produce da un lato un innalzamento del
limite elastico del materiale rispetto la condizione vergine, tanto più marcato
TXDQWR SL VHYHUD q VWDWD OD ODYRUD]LRQH VWHVVD GDOO¶DOWUR XQD ULGX]LRQH GL
resilienza. Nel caso esaminato, la lavorazione meccanica avviene però quando il
PRGXOR HODVWLFR GHO PDWHULDOH q SURVVLPR DOOR ]HUR D FDXVD GHOO¶HOHYDWD
temperatura a cui è soggettRHTXHVWRUHQGHSRFRVLJQLILFDWLYDO¶DOWHUD]LRQHGHOOH
SURSULHWjRULJLQDOLGHOO¶DFFLaio dei chiodi.
Dunque, alla variabilità di base del materiale stesso costituente i vari tipi chiodi,
&&&SHULTXDOLFRPHVLqYLVWRQHOFDSLWRORGHOO¶DWWLYLWjVSHULPHQWDOH
non è certo possibile definire un legame costitutivo unico, si aggiungono anche le
incertezze legate ai trattamenti termici e meccanici prima discussi, di cui in
sostanza conosciamo gli effetti ma non siamo in grado di quantificarli
esattamente. In definitiva, pur non disponendo di dati relativi a prove di trazione
condotte su materiali vergini successivamente lavorati termicamente e
meccanicamente, la calibrazione del modello ha evidenziato come sia comunque
lecito poter assumere un incremento dei valori iniziali di resistenza allo
VQHUYDPHQWRHDURWWXUDGHOO¶DFFLDio costituente i chiodi, di circa il 35 %.
3HUTXDQWRULJXDUGDO¶DFFLDLRGHOSLDWWRLQYHFHRFFRUUHVXELWRSUHFLVDUHFKHQRQq
stato oggetto di alcun tipo di lavorazione, né meccanica né tantomeno termica, ed
inoltre i valori nominali iniziali di tensione e di deformazione, a fronte di una
certa omogeneità, non hanno necessitato di alcuna operazione di rifinitura.
Sono stati, dunque, direttamente convertiti in valori reali attraverso le relazioni
precedentemente enunciate. I legami costitutivi ingegneristLFLHUHDOLSHUO¶DFFLDLR
delle lamiere sono rappresentati attraverso mediante le curve riportate nella pagina
seguente.
Analisi numerica
550
500
122
V
N/mm²
450
400
350
300
250
200
150
Piatti - Legame costitutivo ingegneristico
100
50
H
0
0.00
550
500
0.03
0.06
0.09
0.12
0.15
0.18
0.21
0.24
0.27
0.30
V
N/mm²
450
400
350
300
250
200
150
Piatti - Legame costitutivo reale
100
50
0
0.00
H
0.01
0.02
0.03
0.04
0.05
0.06
0.07
0.08
0.09
Figura 4.7 Legame costitutivo piatto : ingegneristico e rale.
0.10
0.11
Analisi numerica
123
4.2.3 Assembly
Definita la geometria del modello ed i materiali costitutivi dei piatti e dei chiodi, è
QHFHVVDULRLQQDQ]LWXWWRDVVHJQDUHDFLDVFXQDGHOOH³3DUWV´XQDSURSULD6HFWLRQLQ
secondo luogo occorre assemblarle tra loro, ed infine posizionarle rispetto un
sistema di riferimento principale.
/H³3DUWV´LQIDWWL, essendo state importate da AutoCad, sono inizialmente prive
GLULIHULPHQWLVSD]LDOLHVLWURYDQRDYDJDUHDOO¶LQWHUQRGHOORVSD]LRYLUWXDOHFUHDWR
dal programma. Per consentire tale operazione, Abaqus richiede la creazione di
QXRYHHQWLWjGHILQLWH³,nstanFHV´FKHRYYLDPHQWHDQGUDQQRFUHDWHLQQXPHURSDUL
a quelle degli elementi costituenti il collegamento, e che nei casi esaminati
variano in numero da 3, due piatti ed un elemento di connessione, a 7, tre piatti e 4
chiodi.
Appare dunque evidente che è possibile definire le Instances come un
sottoinsieme delle Parts, e che quindi saranno solitamente presenti, in uno studio
di modellazione di questo tipo, in numero superiore a quello delle Parts stesse.
/D IDVH GHOO¶$VVHPEO\ q FDUDWWHUL]]DWD LQROWUH GDOOD possibilità di eseguire una
molteplicità di operazioni sulle Instances create, quali ad esempio la definizione di
punti o di superfici di particolare interesse, i cosiddetti Reference Points o le
genericamente chiamate Surfaces, fondamentali per poter applicare con precisione
eventuali carichi concentrati, posizionare i vincoli necessari, oppure definire le
aeree sedi di contatti. Nel caso in cui si renda necessario partizionare una linea di
contorno, una superficie o un volume (edges, faces, cells) del modello in esame, si
SXzULFRUUHUHVHPSUHRSHUDQGRQHOFRQWHVWRGHOO¶$VVHPEO\DOFRPDQGR3DUWLWLRQ
4XHVW¶XOWLPR FRQVHQWH XQD UDSLGD VXGGLYLVRQH JHRPHWULFD GHOO¶,nstance
desiderata, qualora si renda necessario delimitare una zona di particolare interesse
peU SRWHU DSSOLFDUH VROR ORFDOPHQWH XQ FDULFR R XQ¶LQWHUD]LRQH WUD VXSHUILFL
oppure nel caso in cui ci interessi realizzare una mesh più fitta.
In particolare, per i piatti, le partizioni adottate in questo lavoro di modellazione
sono state ideate proprio allo scopo di separare le zone mutuamente a contatto, da
quelle non interessate da alcun tipo di interazione. Per quanto riguarda invece gli
elementi di connessione, le partizioni sono state studiate in modo da consentire,
nel successivo modulo di lavoro 0HVK O¶DSSOLFD]LRQH GL SDUWLFRODUL ³PHVKLQJ
WHFKQLTXHV´TXDOLDGHVHPSLROD6WUXFWXUHGOD6ZHSWRSSXUHOD)UHH7DOLDVSHWWL
di modellazione saranno affrontati più dettagliatamente nel paragrafo 4.2.7.
Analisi numerica
124
4.2.4 Step
Abaqus SHUPHWWH GL VYLOXSSDUH O¶DQDlisi statica o dinamica del modello, in
presenza o meno degli effetti di non linearità geometrica, attraverso la successione
di diverse fasi di lavoro, il cui numero e il cui ordine di successione ovviamente
dipendono dalla scelta del percorso di modellaziRQH FKH O¶DXWRUH VL SURSRQH GL
seguire. 1HO FDVR SDUWLFRODUH GL WDOL XQLRQL FKLRGDWH q VWDWD FRQGRWWD XQ¶DQDOLVL
statica del collegamento in presenza della non linearità geometrica, vale a dire
QHOO¶LSRWHVLFKHLOPRGHOORLQHVDPHQRQULPDQJDLQYDULDWRQHOFRUVRGHOO¶DQDOLVL
ma che si modifichi in funzione delle deformazioni subite.
3RLFKp O¶DVSHWWR SL LPSHJQDWLYR GHOOD PRGHOOD]LRQH LQ HVDPH KD ULJXDUGDWR
principalmente la simulazione della forza di pretrazione nel gambo del chiodo, e
la valutazione delODVXDLQIOXHQ]DVXOFRPSRUWDPHQWRDWDJOLRGHOO¶XQLRQHqVWDWR
necessario far ricorso ad analisi numeriche complesse, articolate nella successione
ordinata di più steps, al fine di riprodurre correttamente il processo di
realizzazione della chiodatura, ed in particolare il riscaldamento ed il successivo
raffreddamento degli elementi di connessione.
In relazione ai primi esempi di modellazione, nei quali è stato investigato il
comportamento a taglio dei provini in assenza degli effetti di precompressione
GHOOH ODPLHUH q RSSRUWXQR QRWDUH FRPH O¶DQDOLVL VLD VWDWD SDUWLFRODUPHQWH
semplice, in quanto costituita soltanto da due fasi di lavoro.
Infatti, ad uno step iniziale di default, definito Initial, seguirà soltanto quello di
Tiro, nel quale, nel tentativo di riprodurre una prova di trazione su tali provini,
YLHQH DSSOLFDWR LQ FRUULVSRQGHQ]D GHOO¶HVWUHPLWj OLEHUD GHOO¶XQLRQH XQ FDPSR GL
spostamenti, mentre le estremità vincolate vengono mantenute fisse mediante
degli incastri. Qualora, invece, ci interessi WHQHUH FRQWR GHOO¶LQFUHPHQWR GL
resistenza offerto al collegamento dalla pretrazione degli elementi di connessione,
occorre far riferimento ad analisi pluriarticolate, più o meno laboriose a seconda
del tipo di approccio scelto.
In particolare, sono stati adottati complessivamente tre tipi di approcci, definiti
come:
x
x
x
Approccio Spostamento
Approccio Termico
Approccio Clamping
Analisi numerica
125
Solo per il provino U-16-10-1-S è stato condotto uno studio numerico in
riferimento a tutti e 3 i tipi di approccio, e dal confronto dei rispettivi risultati è
stato possibile definirne quello più adatto, ed estenderlo poi a tutte le altre
tipologie di unioni.
,O SULPR GL HVVL SUHYHGH OD VXGGLYLVLRQH GHOO¶DQDOLVL LQ IDVL GLVWLQWH GL VHJXLWR
elencate:
1.
2.
3.
4.
Initial
Allungamento del gambo
Rilascio
Tiro
Il gambo del chiodo viene inizialmente realizzato più corto dello spessore delle
ODPLHUHDFRQWDWWRGLXQDTXDQWLWjVWLPDWDVXOODEDVHGHOO¶DOOXQJDPHQWRLPSRVWR
funzione del gradiente termico e del coefficiente di dilatazione termica del
materiale costituente il chiodo. Alla fase iniziale di default prevista dal
programma, ne segue una seconda, definita di Allungamento, nella quale vengono
DSSOLFDWL LQ FRUULVSRQGHQ]D GHOOH HVWUHPLWj GHOO¶HOHPHQWR GL FRQQHVVLRQH XQ
campo di spostamenti tale da consentirgli il raggiungimento della lunghezza
finale del gambo di 20-30-24-36 mm, pari cioè allo spessore delle lamiere
sovrapposte. In questa fase il chiodo è libero di allungarsi senza generare la
nascita di stati tensionali in corrispondenza delle superfici di contatto degli
elementi costituenti il collegamento, in quanto sono mantenuti disattivate le
interazioni di tipo attritivo, successivamente definite e descritte nel paragrafo
relativo al modulo Interaction.Nel successivo step di lavoro, detto di Rilascio,
LQYHFHVLFRQVHQWHDOO¶HOHPHQWRGLFRQQHVVLRQHGLUHFXSHUDUHODVXa configurazione
iniziale, nel tentativo di simulare il processo di raffreddamento che caratterizza la
realizzazione di un qualsiasi collegamento chiodato.
Attivando adesso i cRQWDWWL O¶DFFRUFLDPHQWR GHO FKLRGR YLHQH RYYLDPHQWH
contrastato dalle lamiere a contatto, innescando uno stato tensionale autoequilibrato, di trazione nel chiodo e di compressione nelle lamiere.
In riferimento a tale tipo di approccio, sono stati eseguiti diversi tentativi di
modellazione, ciascuno in relazione ad un determinato valore di temperatura
equivalente, compreso tra i 70 ed i 130 gradi, in grado di provocare un
allungamento del gambo del chiodo senza però raggiungere il limite di
snervamento del materiale vergine costitutivo.
Analisi numerica
126
Tuttavia, è opportuno evidenziare come la modellazione dei provini in esame, si
sia rivelata insensibile al variare del gradiente termico adottato per simulare
O¶DOOXQJDPHQWRSUHYHQWLYRGHOJDPERHGLOVXRVXFFHVVLYRDFFRrciamento.
In particolare, i valori degli sforzi di pretrazione e di precompressione generati
QHOOH SDUWL FRVWLWXWLYH GHOO¶XQLRQH VXOOD EDVH GL WDOH DSSURFFLR GL PRGHOOD]LRQH
sono risultati essere indipendenti dalla scelta del valore di temperatura, purché,
FRPHGHWWRHVVRULFDGDQHOO¶LQWHUYDOOR>° C , 130° C].
Infatti, in tutti gli esempi di modellazione riportati, non è stato mai possibile
fornire al gambo del chiodo una tensione normale di trazione superiore ai 170180 N/mm2 , corrispondente dXQTXHSHUO¶DFFLDLRGHLFKLRGL&-16 e C-22, al 5060% del limite elastico del materiale. Sulla base di tali evidenze, si è scelto di
adottare per tutti i provini un valore standard di temperatura di circa 115 gradi, e
cioè di realizzare preventivamente il gambo dei chiodi più corto dello spessore
delle lamiere a contatto, proprio di una misura pari ad DÂ'tÂL0, con 't = 115
gradi, e successivamente di allungarlo della medesima quantità nel corrispondente
step di analisi. La spiegazione di tale fenomeno può trovare una risposta plausibile
QHOO¶LPSRVVLELOLWjGLGHILQLUHLQPDQLHUDHIILFDFHLPHFFDQLVPLGi contatto tra gli
elementi costitutivi delle unioni nella successiva fase di rilascio.
La versione di Abaqus utilizzata, detta Standard, non permette infatti di definire
due diverse tipologie di interazioni nella stessa modellazione, determinando
inevitabilmente una certa approssimazione nella simulazione.
Sarebbe stato necessario infatti poter ricorrere FRQWHPSRUDQHDPHQWH DOO¶DWWR GHO
rilascio e successivamente del tiro, a due differenti tipi di interazioni attritive, di
tipo normale e tangenziale, tra i piatti ed i chiodi.
Anticipando quanto esposto successivamente nel paragrafo Interaction, le
modellazioni elaborate in questo lavoro fanno riferimento esclusivamente ad
interazioni attritive di tipo tangenziale.
Concluse queste importanti premesse al primo approccio, è possibile riprendere la
GHVFUL]LRQHGHOO¶DWWLYLWjGLPRGHOOD]LRQHDSDUWLUHGDOODIDVHGL7LURQHOODTXDOHVL
passa a simulare la vera e propria prova di trazione, applicando alle estremità dei
SLDWWLLYLQFROLGLLQFDVWURHGLPSRQHQGRDOO¶HVWUHPLWjRSSRVWDXQRVSRVWDPHQWR
di circa 10 mm. Anche in questo step, infine, vengono attivati i contatti, al fine di
tenere in conto le forze GLDWWULWRFKHVLLQVWDXUDQRDOO¶LQWHUIDFFLDWUDOHGXHODPLHUH
HFKHFRVWLWXLVFRQRLOSULPRPHFFDQLVPRUHVLVWHQWHRIIHUWRGDOO¶XQLRQH
Analisi numerica
127
/¶DSSURFFLR GL WLSR WHUPLFR SXU FRQVHUYDQGR OD SUHFHGHQWH VXGGLYLVRQH
GHOO¶DQDOLVL LQ IDVL VL GLIIHUHQ]LD QRWHYRlmente dal primo poiché tenta di
simulare lo sforzo di pretrazione nel gambo del chiodo per mezzo di un campo di
YDORULWHUPLFLDSSOLFDWLDOO¶LQWHURHOHPHQWRGLFRQQHVVLRQH
In particolare, una volta definito un valore di temperatura iniziale assunto pari a
FLUFD JUDGL QHOOD IDVH GL $OOXQJDPHQWR DWWUDYHUVR LO FRPDQGR ³3UHGHILQHG
)LHOG´VLDSSOLFDXQLQFUHPHQWRGLWHPSHUDWXUDGLLQWHQVLWjGHVLGHUDWD
In questo esempio di modellazione, è ancora necessario realizzare il gambo del
chiodo inizialmente più corto dello spessore delle lamiere a contatto, di modo che
XQDYROWDDSSOLFDWRLOFDPSRGLYDORULWHUPLFLFDOFRODWRO¶HOHPHQWRGLFRQQHVVLRQH
sia libero di raggiungere la lunghezza di progetto di 20-30-24-36 mm.
Al termine dello step di Allungamento, poiFKp O¶HOHPHQWR GL FRQQHVVLRQH KD
potuto deformarsi liberamente e tutti i contatti sono stati disattivati, non potrà
LQVRUJHUH DOFXQR VWDWR WHQVLRQDOH Qp DOO¶LQWHUQR GHO FKLRGR Qp LQ FRUULVSRQGHQ]D
delle sue superfici a contatto con i piatti. Successivamente nella fase del Rilascio,
verrà simulato un progressivo raffreddamento del chiodo, che al termine del ciclo
termico subito, tornerà alla temperatura ambiente assunta come valore iniziale, e
O¶DQDOLVL SURVHJXLUj LGHQWLFDPHQWH D TXDQWR GHVFULWWR QHOOD SULmo esempio di
modellazione.
Poiché questi primi due approcci sono risultati essere particolarmente onerosi per
LOSURFHVVRUHGHOO¶HODERUDWRUHDGLVSRVL]LRQHGDXQSXQWRGLYLVWDFRPSXWD]LRQDOH
ed in termini di tempi di risoluzione, si è cercato di semplificare il problema
facendo ricorso ad un terzo tipo di analisi articolata ora in sole tre fasi, di seguito
riportate :
1. Initial
2. Clamping
3. Tiro
Nel secondo step di analisi, detto Clamping, è stata definita in corrispondenza
della sezione trasversale di mezzeria del gambo del chiodo una condizione di
carico detta Bolt Load, ossia tipica di collegamenti bullonati, e che consiste
QHOO¶DSSOLFDUH XQD IRU]D GL SUHWUD]LRQH DOO¶,nstance desiderata, assegnandole in
particolare una direzione ed un modulo.
Attivando poi i contatti nel modulo Interaction, per questa fase e per quella
successiva di Tiro, si procede ad indagare il comportamento offerto del modello,
in termini di curva Forza ± Spostamento.
Analisi numerica
128
In conclusione, pur avendo riscontrato per ciascuna delle tre analisi descritte, le
medesime difficoltà nella definizione dei meccanismi di contatto, e dunque nella
simulazione degli effetti della precompressione nelle lamiere, è comunque
SRVVLELOH ULWHQHUH SUHIHULELOH OD PRGHOOD]LRQH FRQGRWWD LQ EDVH DOO¶DSSURFFLR
³6SRVWDPHQWR´HGHVWHQGHUODVXFFHVVLYDPHQWHDOORVWXGLRQXPHULFRGHOOHDOWUHWUH
tipologie di unioni chiodate da esaminare.
Gli approcci Termico e Clamping, hanno infatti prodotto risultati troppo difformi
da quelli sperimentali per poter costituire metodologie di riferimento per lo studio
di modellazione proposto.
4.2.5 Interaction
Prima di definire un qualsiasi tipo di contatto, Abaqus richiede di specificare
TXDOH VXSHUILFL GHEEDQR HVVHUH LQWHUHVVDWH GDOO¶LQWHUD]LRQH PHGLDQWH O¶RS]LRQH
³Create Surface´ del comando ³Tools´. La procedura di definizione di tali
superfici, è resa particolarmente rapida ed agevole dalla possibilità di selezionare
GLUHWWDPHQWH O¶LQWHUD ,nstance a cui esse appartengono, invece di dover indicare
singolarmente una per volta, le aree sede di interazione. La versione 6.7-1 di
Abaqus è in grado infatti di distinguere automaticamente quali parti delle
Instances a contatto sono poi oggetto di interazione, e quali invece non lo sono.
Il passaggio successivo è rappresentato dalla scelta del tipo di interazione che
intendiamo riprodurre nelle modellazioni in esame. A tal proposito, come già
accennato nel paragrafo 4.2.4, si ricorda che la versione Standard di Abaqus
SHUPHWWH GL GHILQLUH XQ VROR WLSR GL FRQWDWWR DOO¶LQWHUQR GHOOR VWHVVR 0RGel. Ne
consegue che per ciascuno dei quattro provini esaminati, si è potuto far ricorso
esclusivamente ad una interazione di natura attritiva (Penalty) in grado di
svilupparsi solo tangenzialmente, con un coefficiente di attrito assunto pari a 0.3.
Il lavoro di modellazione ha richiesto la creazione di un numero di contatti
diverso a seconda del tipo di unione investigata, passando dal caso più semplice di
VROHLQWHUD]LRQLSHUO¶XQLRQH8-16-10-1, a quello più complesso del S-22-12-4,
in cui si è reso necessario definirne 5.
Per ciascuna di esse, è di fondamentale importanza indicare quale superficie
svolga il ruolo di Master, e quale invece assuma quello di Slave. In genere, si
consiglia di adottare come superficie Slave, quella caratterizzata da una Mesh più
fitta, o nel caso di densità di Mesh simili, quella costituita dal materiale meno
rigido.
,O FRPDQGR (GLW ,QWHUDFWLRQ SUHYHGH DQFRUD OD SRVVLELOLWj GL VWDELOLUH O¶HQWLWj GL
eventuali scorrimenti relativi (slidings) che si manifestano tra le superfici
Analisi numerica
129
LQWHUHVVDWH GDO FRQWDWWR PHGLDQWH OD VFHOWD GL XQD IRUPXOD]LRQH GL WLSR ³ILQLWH
VOLGLQJ´RSSXUH³VPDOOVOLGLQJ´
Nei casi di problemi di interazione tra corpi deformabili ed in presenza di
significative non linearità geometriche, è preferibile adottare una formulazione di
WLSR³ILQLWH´PROWRSLRQHURVDSHULOSURFHVVRUHPDLQGXEELDPHQWHSLHIILFDFH
GL TXHOOD ³VPDOO´ 3HU TXDQWR ULJXDUGD LQYHFH LO PHWRGR GL GLVFUHWL]]D]LRQH
DGRWWDWR QHOO¶DQDOLVL QXPHULFD VL q IDWWR ULFRUVR DOO¶DOJRULWPR ³6XUIDFH WR
6XUIDFH´LQOXRJRGLTXHOORGHQRPLQDWR³1RGHWR6XUIDFH´
$OO¶LQWHUQR GHO PRGXOR ,QWHUDFWLRQ è possibile inoltre imporre mediante il
comando Constrain, ad un certo numero di elementi quali nodi, superfici o celle,
non necessariamente appartenenti alla stessa Instance, le medesime condizioni di
vincolo. Ad esempio, nel caso in cui la modellazione richieda che tutti i nodi di
una stessa superficie subiscano il medesimo spostamento, attraverso la creazione
di un Constrain, è possibile comandare questa operazione selezionando solo un
singolo punto di riferimento, detto Reference Point, invece che procedere alla
definizione di un numero pressoché infinito di vincoli puntuali. In particolare, tale
comando è stato applicato per simulare le fasi di Allungamento e di Rilascio degli
elementi di connessione VHJXHQGR QHOOD PRGHOOD]LRQH O¶DSSURFFLR GL WLSR
³6SRVWDPHQWR´ Infatti, per consentire alle teste dei chiodi di spostarsi entrambe
rigLGDPHQWHGHOODVWHVVDTXDQWLWjOXQJRO¶DVVHORQJLWXGLQDOHGHOJDPERVRQRVWDWi
applicati dei particolari tipi di Costrains, detti Rigid Body, a tutte le celle, in cui
sono suddivise le estremità del chiodo. Procedendo in tal modo, una volta definito
e selezionato un Reference point per ciascuna testa, è stato possibile applicare in
modo uniforme il campo di spostamenti e conseguire, così, O¶DOOXQJDPHQWR R
O¶DFFRUFLDPHQWRGHOJDPERSUHYLVWRGDOGLIIHUHQWHVWHSGLDQDOLVL
Altri esempi di Constrains sono stati applicati, ancora sotto forma di Rigid Body,
in corrispondenza delle superfici di estremità delle lamiere interessate dai vincoli
di incastro fisso e cedevole, presenti nello step di Tiro, al fine di simulare
O¶HVHFX]LRQHGHOOHSURYH di trazione a cui sono stati sottoposti i provini.
,QILQH O¶XWLOL]]R GHO FRPDQGR &RQVWUDLQ ha permesso di riferire i valori di
spostamento forniti da Abaqus, alla medesima lunghezza di prova utilizzata dai
trasduttori. (¶ QRWR infatti, che gli spostamenti subiti dalle unioni chiodate nel
corso delle prove di trazione condotte in laboratorio, sono valutati dagli LVDT in
riferimento ad una certa lunghezza, più piccola di quella totale del provino,
rispetto alla quale invece Abaqus esegue le misurazioni. Da ciò può nascere il
problema di confrontare in maniera errata i dati sperimentali con i valori numerici.
Analisi numerica
130
A tale scopo, mediante un altro tipo di Constrain, detto Tie, è stato imposto a due
Reference Points dello spazio, tali che la loro distanza sia proprio pari alla
lunghezza di prova ricercata, di muoversi in modo solidale al provino nel corso
della sua deformazione. Misurando, infine gli spostamenti assoluti di tali due
SXQWL ULVSHWWROH HVWUHPLWj ILVVH GHOO¶XQLRQH H FDOFRODQGRQH OD GLIIHUHQ]D q VWDWR
possibile costruire la corretta curva Forza-Spostamento, da confrontare poi con
quella sperimentale.
4.2.6 Load
A conclusione delle osservazioni riportate nel precedente paragrafo, è opportuno
mettere in evidenza il fatto che la creazione in Abaqus di un qualsiasi Constrain,
consente solo di definire una medesima condizione di vincolo per un certo numero
di elementi quali nodi, superfici o celle in cui possono essere suddivise una o più
Instances, ma non permette di specificare in alcun modo di quale essa si tratti.
Nel successivo modulo di lavoro, denominato Load, è allora necessario far ricorso
al comando Boundary Condition, la cui funzione è fondamentalmente quella di
indicare, per ciascuno degli elementi selezionati, quali componenti dello
spostamento e/o di rotazione sono consentite e quali invece ne sono impedite. Le
applicazioni di tale comDQGR VRQR VWDWH PROWHSOLFL D VHFRQGD GHOO¶DSSURFFLR GL
modellazione adottato nel corso di questo studio.
Ad esempio, nel caso LQFXLO¶DOOXQJDPHQWRHLOVXFFHVVLYRULODVFLRGHOJDPERGHL
chiodi sia stato simulato VHFRQGR OD SURFHGXUD IRUQLWD GDOO¶DSproccio di tipo
Spostamento, sono state definite due Boundary Conditions per ciascun elemento
di connessione, mediante le quali imporre alle teste dei chiodi, una traslazione
ULJLGD OXQJR O¶DVVH ORQJLWXGLQDOH GHO JDPER GL XQD TXDQWLWj SUHFHGHQWHPHQWH
calcolata. A tali condizioni di vincolo, è consigliabile aggiungere, sia nella fase di
Allungamento che in quella di Rilascio, delle cerniere fittizie, poste in
corrispondenza delle estremità del diametro centrale del gambo del chiodo. In
questo modo, è stato possibile garantire che nel corso di tali steps il chiodo si
allunghi e poi si accorci, mantenendosi sempre in asse al foro delle lamiere. In
Abaqus, inoltre, tutte le Boundary Conditions appena definite mediante il
comando Manager, possono essere mantenute attive SHUWXWWDODGXUDWDGHOO¶DQDOLVL
numerica oppure disattivate in corrispondenza di una o più fasi. Difatti, per poter
UHDOL]]DUHO¶DFFRUFLDPHQWRGHLFKLRGLQHOODIDVHGL5LODVFLRRFFRUUHUjVHOH]LRQDUH
Analisi numerica
131
O¶RS]LRQH 'HDFWLYDWH GDO FRPDQGR 0DQDJHU SHU WXWte le condizioni di vincolo
definite nel precedente step di Allungamento.
Qualora si decida di seguire O¶approccio Termico per simulare la precompressione
delle lamiere, è possibile ricorrere DOO¶LQWHUQR DQFRUD GHO PRGXOR /RDG al
comando Predefined field, attraverso cui si applica a ciascun elemento di
connessione, un riscaldamento uniforme, sulla base al gradiente termico ipotizzato
inizialmente. /¶RSHUD]LRQH VXFFHVVLYD GL UDIIUHGGDPHQWR H GXQTXH GL
accorciamento, avverrà assegnando, invece, a ciascun punto del chiodo un campo
di valori di temperatura nuovamente pari a quelli di partenza, di circa 20° C.
Infine, nel caso in cui si voglia perseguire nella modellazione un approccio di tipo
Clamping, basterà selezionare a partire dal comando Load, nella categoria di tipo
Mechanical , una particolare condizione di carico definita come Bolt Load.
In definitiva, appare evidente come, in tutti e tre gli esempi di modellazione
condotti a termine, sia stato possibile simulare in modo efficace la pretrazione del
gambo del chiodo, pur avvalendosi di differenti condizioni di vincolo o di carico.
Per quanto riguarda, invece, la fase di Tiro, al fine di riprodurre le prove di
trazione condotte in laboratorio sui provini, si è fatto ricorso per ciascuno dei tre
approcci, alle medesime %RXQGDU\&RQGLWLRQTXDOLDGHVHPSLRO¶incastro fisso e
O¶ incastro cedevole a traslazione, applicati in corrispondenza delle estremità delle
lamiere. Analoga precisazione merita il cosiddetto vincolo di simmetria, utilizzato
per ricondurre lo studio di ciascun provino ad una sola metà, definito attraverso la
VWHVVDFRQGL]LRQHGLYLQFRORLQRJQLPRGHOOD]LRQH7DOHYLQFRORLQILQHqO¶XQLFR
FKH QHFHVVLWD GL HVVHUH PDQWHQXWR VHPSUH DWWLYR QHO FRUVR GHOO¶LQWHUD DQDOLVL
numerica.
4.2.7 Mesh
Prima di poter procedere alla suddivisione delle Instances in elementi finiti, è
consigliabile controllare se le partizioni adottate per le lamiere e per i chiodi nel
precedente modulo Assembly, consentano di far ricorso alle tecniche di mesh che
il programma mette a disposizione. Infatti, Abaqus propone tre differenti
metodologie di mesh: la Structured, la Swept e la Free. La prima di esse è indicata
nei casi in cui la geometria del modello è piuttosto semplice e regolare, ed è in
grado di fornire risultati molto precisi a patto che le Istances siano partizionate in
modo estremamente fitto. Il principale vantaggio che tale tecnica di mesh offre, è
TXHOOR GL SRWHU DSSOLFDUH DOO¶LQWHUD Instance un ³global seed´, cioè permette di
Analisi numerica
132
realizzarne, attraverso tale comando, la suddivisione istantanea in elementi di
dimensioni e di forma tutti uguali. In questo studio di modellazione pur ricorrendo
proprio ad una mesh di tipo Structured, si è ritenuto opportuno, però fare uso
GHOO¶RS]LRQH ³local seed´, in modo da creare una mesh in cui gli elementi finiti
hanno la medesima forma, lo stesso ordine e metodo di integrazione, ma non le
stesse dimensioni, FKH YDULDQR D VHFRQGD GHOOD ]RQD GHOO¶,QVWDQFH a cui
appartengono. Le tecniche di tipo Swept e Free, invece sono preferibili nei casi in
cui la geometria del modello è fortemHQWH LUUHJRODUH H ULFKLHGH O¶XWLOL]]R GL
elementi di forma e dimensione sempre diversi.
Abaqus consente, nel caso di modellazioni tridimensionali, di suddividere le
Instances in esaedri, tetraedri o prismi, di ordine lineare o quadratico, a seconda
del numero di punti di integrazione che essi presentano lungo ciascuna direzione.
Ad esempio, un elemento di forma cubica, si dice lineare se presenta due soli
punti di integrazione lungo ciascuna direzione, e quindi complessivamente è
rappresentato da 8 punti. Sarà quadratico, invece, se è caratterizzato dalla
presenza di 3 punti di integrazione lungo ogni direzione, per un totale di 18.
Per quanto riguarda invece il metodo di integrazione offerto da Abaqus, è
SRVVLELOH VFHJOLHUH WUD XQ¶LQWHJUD]ione piena o ridotta, a seconda del numero di
SXQWL GL *DXVV XWLOL]]DWL SHU ULVROYHUH O¶LQWHJUD]LRQH GHL WHUPLQL GHOO¶equazione
polinomiale relativa alla matrice delle rigidezze del generico elemento. In
particolare, O¶LQWHJUD]LRQHVLGLFHSLHQa se fa uso di tutti i punti di integrazione di
cui dispone ciascun elemento. Si definisce invece ridotta, se per ciascun elemento
ricorre ad un solo punto di integrazione disposto nel suo baricentro. Ovviamente
O¶DQDOLVLDGLQWegrazione ridotta conduce a risultati meno precisi, ma in ogni modo
attendibili e tali da comportare un notevole risparmio in termini di oneri
computazionali per il processore.
Dunque, combinando tra loro i parametri di dimensione, forma,ordine e metodo di
integrazione degli elementi adottati per la suddivisione delle Instances, è possibile
ottenere infinite diverse tipologie di mesh, in grado di influenzare
significativamente, a parità di geometria del modello e di caratteristiche
meccaniche dei materiali XWLOL]]DWLLULVXOWDWLIRUQLWLGDOO¶DQDOLVLQXPHULFD
Alla luce di tali osservazioni, è stato condotto, esclusivamente al caso del provino
U-16-10-1, uno studio di sensibilità, per verificare se il comportamento a taglio
offerto da tale unione, è influenzato o meno dalla scelta del tipo, e soprattutto del
numero di elementi adottati nella mesh.
In tale studio, è stata adottata come tecnica di mesh la Structured, e come tipo di
elementi, i cosiddetti C3D8R, ossia esaedrici, lineari, e ad integrazione ridotta,
consigliati preferibilmente per analisi caratterizzate da problemi di contatto ed
Analisi numerica
133
interessate da regimi di grandi deformazioni. Sulla base di tali ipotesi, il
comportamento a taglio del collegamento in esame è stato investigato al variare
del numero di elementi utilizzati dalla mesh, facendo ricorso a delle partizioni
sempre diverse, ideate in modo da realizzare suddivisioni delle Instances sempre
più fitte in corrispondenza delle zone interessate da problemi di contatto, e più
rade DOO¶DOORQWDQDUVLGD TXHVW¶XOWLPH
Vengono proposte 6 diverse tipologie di Partizioni , così denominate :
x
x
x
x
x
x
1-A
2-A
3-A
3-B
3-C
4-A
Da ciascuna di esse, sono state ricavate altrettanti tipi di mesh, costituite da un
diverso numero di elementi, opportunamente calcolati. Successivamente tale
numero è stato diagrammato sia in funzione dei valori di Resistenza di picco
offerti dal provino, sia in funzione del tempo di elaborazione richiesto dal
processore per completare ciascuna analisi. Sono illustrate di seguito le sei
tipologie di mesh, la curva Numero di elementi- Resistenza di picco, ed infine il
diagramma Numero di elementi-Tempo di elaborazione.
Analisi numerica
134
a) Partizione 1-A : mesh normale
Figura 4.8 Partizione 1-A.
Il primo tipo di partizione proposto prevede la VXGGLYLVLRQHGHOO¶,QVWDQFHSLDWWRLQ
due parti principali, di cui la prima, è facilmente identificabile con la zona della
lamiera posta a contatto con O¶DOWUR SLDWWR OD VHFRQGD LQYHFH q TXHOOD QRQ
interessata da problemi di interazione. /¶DUHD FRPSOessiva di 70x70 mm2, in
corrispondenza della quale i piatti sono VRYUDSSRVWL O¶XQR DOO¶DOWUR q VWDWD
suddivisa, mediante il comando Partition faces, in una sorta di reticolo piano,
costruito tracciandone prima le diagonali e le mediane, ed infine congiungendone
i punti medi. Successivamente tale reticolo è stato applicato spazialmente a
FLDVFXQD ,QVWDQFH PHGLDQWH O¶RS]LRQH ³([WUXGH DORQJ GLUHFWLRQ´ /¶HOHPHQWR GL
connessione ha richiesto, invece una partizione in corrispondenza delle sezioni
terminali del JDPER SHU UHDOL]]DUQH OD VHSDUD]LRQH GDOOD WHVWH HG XQ¶HVWUXVLRQH
assiale del perimetro delle suddette sezioni terminali, fino ad intersecare la
superficie esterna delle teste stesse. Per quanto riguarda la mesh
complessivamente adottata, risulta evidente come per le lamiere, sia stato
utilizzato un global seed per quella parte di esse non interessate da problemi di
interazione. Per la parte dei piatti a contatto, e per le teste del chiodo, invece si è
fatto ricorso ad un local seed. Infine, come si può apprezzare dalle Views
successive, il gambo è stato suddiviso longitudinalmente in 6 parti uguali e
trasversalmente in 48.
Analisi numerica
135
Figura 4.9 Particolari mesh 1-A.
Analisi numerica
136
Figura 4.10 Particolare mesh 1-A.
b) Partizione 2-A : mesh densa
Figura 4.11 Partizione2-A.
Per il secondo tipo di partizione, valgono le stesse considerazioni svolte in
riferimento al tipologia 1-$ FRQ O¶XQLFD GLIIHUHQ]D FKH LQ FRUUispondenza del
gambo del chiodo e delle corrispondenti zone della lamiere a suo contatto, si è
fatto ricorso ad una partizione aggiuntiva, ottenuta sezionando trasversalmente
tutte le Instances con piani paralleli a quello principale XY, passante per il
baricentro del chiodo, ma traslati superiormente ed inferiormente ad esso di 2.5
Analisi numerica
137
mm. Ne consegue che nelODPHVKILQDOHLOJDPERGHOO¶HOHPHQWRGLFRQQHVVLRQH
risulterà suddiviso longitudinalmente in 12 elementi, comportando un notevole
infittimento in corrispondenza della sua sezione centrale, sicuramente interessata
da concentrazioni di stati tensionali e sede del meccanismo di rottura finale.
Analisi numerica
138
c) Partizione 3-A : mesh fitta
Lasciando invariate le partizioni adottate nello schema 2-A, sia per le lamiere che
SHU O¶HOHPHQWR GL FRQQHVVLRQH q SRVVLELOH FRQVHJXLUH XQ XOWHULRUH LQILWWLPHQWR
della mesh in corrispondenza della sezione di mezzeria del gambo del chiodo,
facendo ricorso ad una sua suddivisione longitudinale in 22 elementi complessivi.
Analisi numerica
139
Tale soluzione, consentirà di apprezzare ancora di più il meccanismo di rottura,
che, ovviamente nel caso di taglio del chiodo, dovrà manifestarsi proprio a ridosso
della parte di gambo maggiormente suddivisa.
Analisi numerica
140
d) Partizione 3-B: mesh fitta
Figura 4.17 Partizione 3-B.
$OILQHGLDOOHJJHULUHO¶DQDOLVLQXPHULFDGLWDOHPRGHOORqSRVVLELOHricorrere ad un
nuovo tipo di partizione, che permette di separare le parti più esterne dei piatti, dal
FRUSR FHQWUDOH GHOO¶XQLRQH &Lz SHUPHWWH GL ridurre solo localmente il numero
complessivo di elementi della mesh, operando esclusivamente in tutte quelle zone
non interessate né da problemi di interazione, né da concentrazioni di rilievo di
Analisi numerica
141
stati tensionali. Le estremità del collegamento saranno perciò, interessate da un
significativo diradamento.
Figura 4.18 Particolari mesh 3-B.
Analisi numerica
142
Figura 4.19 Particolare mesh 3-B.
e) Partizione 3-C : mesh fitta
Figura 4.20 Partizione 3-C.
Tale tipologia di mesh, differisce dalla precedente relativa al sistema di partizione
3-B, solo per un ulteriore diradamento nella parte terminale delle lamiere, non
interessate ovviamente da alcun tipo di contatto. Non è richiesta dunque, in tale
]RQHO¶DGR]LRQHGLXQ numero elevati di elementi finiti. La partizione adottata per
la suddivisione delle Instances, continua ad essere pressoché identica alle
precedenti.
Analisi numerica
143
Figura 4.21 Particolari mesh 3-C.
Analisi numerica
144
Figura 4.22 Particolare mesh 3-C.
f) Partizione 4-A : mesh molto fitta
/¶XOWLPDPHVKSURSRVWDYLHQHULFDYDWDDQFRUDDSDUWLUHGDOODVWHVVa partizione, già
utilizzata per le ultime 2 modellazioni. Questa tipologia, è indubbiamente la più
fitta, poiché comporta di sezionare longitudinalmente il gambo del chiodo in 24
Analisi numerica
145
elementi, mentre trasversalmente, continua ad esserne costituito da 48. Ne
consegue un medesimo infittimento anche per la sezione trasversale dei piatti per
tutta la lunghezza delle Instances in esame. Per le parti terminali delle lamiere, si
continua a ricorrere ad un notevole diradamento, al fine di alleggerire un modello,
che in questo caso, comperterà un onere computazione significativo per il
processore.
Analisi numerica
146
Mediante la seguente tabella, è possibile riepilogare i dati più significativi per
ciascuna tipologia di mesh adottata, in termini di numero di elementi, di
Resistenza di picco del collegamento, ed infine del Tempo di elaborazione :
NUMERO ELEMENTI
TIPO DI MESH
1-A
2-A
3-A
3-B
3-C
4-A
PIATTO 1
3648
5472
8208
5940
5724
7632
PIATTO 2
3648
5472
8208
5940
5724
7632
CHIODO
4492
5696
6400
6400
6400
7456
Tabella 4.1
TOTALE
11788
16640
22816
18280
17848
22720
Rp
TEMPO
(KN)
61.7215
58.36
55.0932
55.0926
55.0923
54.986
(minuti)
66
336
486
426
436
724
Analisi numerica
147
65
Resistenza di picco
(KN)
62.5
Rp-Numero elementi
60
57.5
55
52.5
50
11788
Elementi
13788
15788
17788
19788
21788
23788
25000
N.ro Elementi
20000
15000
10000
Tempo elaborazione-Numero elementi
5000
minuti
0
0
100
200
300
400
500
600
700
800
Figura 4.26 Grafici.
Nei grafici successivi, si può apprezzare la risposta dei modelli, in termini di
curva Forza-Spostamento, al variare della tipologia di partizione, e dunque della
mesh, adottata:
Analisi numerica
70
148
Forza
(KN)
60
50
40
partizione 1-A
30
partizione 2-A
20
partizione 3-A-B-C
10
Spostamento (mm)
0
0
60
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Forza
(KN)
50
40
partizione 4-A
30
partizione 3-C
20
10
Spostamento (mm)
0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Figura 4.27 Risposta meccanica del collegamento al variare della mesh.
Dal confronto dei risultati ottenuti, è apparso evidente come, al di sotto di un certo
numero di elementi minimo, la risposta del provino, valutata in termini di valori
Forza ± Spostamento, sia fortemente dipendente dal tipo di partizione adoperata.
Facendo invece ricorso ad un numero di elementi più elevato, compreso tra 17000
Analisi numerica
149
e 23000, le curve F-¨ WHQGRno tutte a sovrapporsi identicamente, dimostrando
quindi O¶LQVHQVLELOLWjGHOPRGHOORDOYDULDUHGHOODWLSRORJLDGLPHVK
Appurata infine una marcata similitudine tra i risultati conseguiti con partizioni di
tipo 3-A-B-C e tra quelli ottenuti con una di tipo 4-A, è possibile ricondurre la
scelta del tipo di mesh esclusivamente ad una di queste due soluzioni. Tuttavia,
qualora si mettono a confronto il numero di elementi complessivi, ed i rispettivi
Tempi di Risoluzione impiegati GDOO¶HODERUDWRUHDPLDGLVSRVL]LRQHAmd Athlon
64 X2 Dual Core Processor 5200+ 2.70 Ghz ; 4.00 Gb di memoria RAM), è facile
ritenere preferibile la mesh conseguente alla partizione di WLSR³3-&´
4XHVW¶XOWLPDqVWDWDGXQTXHDGRWWDWDFRPHPHVKGLULIHULPHQto anche per lo studio
numerico degli altri provini, seppure le siano state apportate in tali casi alcune
modifiche, al fine di alleggerire i modelli e velocizzare le analisi.
4.2.8 Job
1HO PRGXOR GL ODYRUR -RE SULPD GL SRWHU FRPDQGDUH O¶HVHFX]LRQH GelO¶analisi
numerica, è richiesta la creazione di un Job, di cui occorre definire il nome e la
tipologia. In relazione alla possibili scelte di Job Type, è stata selezionata
O¶RS]LRQH)XOO$QDO\VLV
Dopo aver ultimato la creazione del Job, è buona regola sottoporlo sempre ad un
Data Check preventivo. Abaqus, infatti, PHGLDQWHO¶DSSOLFD]LRQH di tale comando,
consente di individuare la presenza di possibili errori commessi nella
modellazione, ed in alcuni casi, attraverso degli avvertimenti, detti Warnings, ne
permette il riconoscimento e la correzione.
Il Data Check, dunque, VHQ]D OD QHFHVVLWj GL VRWWRSRUUH LO PRGHOOR DG XQ¶DQDOLVL
completa, q LQ JUDGR GL SUHYHGHUQH O¶DUUHVWR QHOO¶LSRWHVL GL HUURUL JUDYL R
O¶HVHFX]LRQH QHO FDVR GL VHPSOLFL DYYHUWLPHQWL FKH però potrebbero condurre a
risultati non corretti.
,QROWUHXQDYROWDFKHO¶DQDOLVLqVWDWa avviata, è possibile controllarne lo sviluppo
nei vari steps, facendo ricorso al comando Monitor.
Nel caso frequente in cui dai Warnings emessi da tale comando, si riscontri un
errore, ma non sia possibile identificarlo chiaramente, è consigliabile ricorrere
DOO¶XWLOL]]R GHOO¶Edit Keywords 4XHVW¶XOWLPR q XQD VRUWD GL GLDULR LQ FXL VRQR
annotate e riepilogate nel linguaggio di programmazione di Abaqus, tutte le
operazioni che sono state comandate al programma nel corso della modellazione.
,Q FRQFOXVLRQH VLD PHGLDQWH O¶DXVLOLR GHOOD IXQ]LRQH 0RQLWRU FKH FRQVHQWH GL
risalire facilmente allo step LQWHUHVVDWR GDOO¶HUURUH VLD attraverso il ricorso
Analisi numerica
150
DOO¶RS]LRQH (GLW .H\ZRrds, nella quale è lecito investigare approfonditamente
tutte le operazioni comandate, si può dunque, porre rimedio agli inevitabili errori
commessi nel corso di tale attività di modellazione.
4.3 Risultati finali
Per ciascuna delle 4 tipologie di provini esaminati, è possibile riportarne ora i
risultati finali, in termini di meccanismo di collasso ed in termini di curve ForzaSpostamento.
4.3.1 Provino U-16-10-1-S
Figura 4.28 Schema geometrico provino U-16-10-1.
Analisi numerica
151
Figura 4.29 Mesh adottata per provino U-16-10-1.
Figura 4.30 Particolare meccanismo di collasso per provino U-16-10-1.
Analisi numerica
Figura 4.31 Particolari dei meccanismi di collasso per provino U-16-10-1.
152
Analisi numerica
153
90
80
Forza
(KN)
70
60
50
LVDT MEDIO provino A
40
LVDT MEDIO provino C
30
LVDT MEDIO provino B
20
LVDT MEDIO totale
10
Curva Numerica provino U-16-10-1-S
Spostamento (mm)
0
-0.5
0.5
1.5
2.5
3.5
4.5
5.5
6.5
90
Forza
(KN)
80
70
60
50
LVDT medio provini A,B,C
40
30
curva numerica U-16-10-1-S
20
10
Spostamento (mm)
0
0
0.5
1
1.5
2
2.5
Figura 4.32 Confronto valori numerici-sperimentali per provino U-16-10-1.
3
Analisi numerica
154
4.3.2 Provino S-16-10-1-S
Figura 4.33 Schema geometrico per provino S-16-10-1.
Figura 4.34 Mesh adottata per provino S-16-10-1.
Analisi numerica
Figura 4.35 Particolari dei meccanismi di collasso per provino S-16-10-1.
155
Analisi numerica
160
156
Forza
140
(KN)
120
100
80
LVDT MEDIO totale
Curva Numerica provino S-16-10-1-S
60
40
20
Spostamento (mm)
0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
160.0
Forza
(KN)
140.0
120.0
100.0
80.0
LVDT MEDIO totale
60.0
40.0
20.0
Spostamento (mm)
0.0
0
1
2
3
4
5
Figura 4.36 Confronto valori numerici-sperimentali per provino S-16-10-1.
Analisi numerica
157
4.3.3 Provino U-22-12-4-S
Figura 4.37 Schema geometrico per provino U-22-12-4.
Figura 4.38 Mesh adottata per provino U-22-12-4.
Analisi numerica
Figura 4.39 Particolari dei meccanismi di collasso per provino U-22-12-4.
158
Analisi numerica
159
350
KN
300
250
200
LVDT MEDIO totale
150
100
50
mm
0
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
350
KN
300
250
200
150
LVDT MEDIO totale
100
50
mm
0
0
2
4
6
8
10
12
Figura 4.40 Confronto valori numerici-sperimentali per provino U-22-12-4.
14
Analisi numerica
160
4.3.4 Provino S-22-12-4-S
Figura 4.41 Schema geometrico per provino S-22-12-4.
Figura 4.42 Mesh adottata per provino S-22-12-4.
Analisi numerica
Figura 4.43 Particolari dei meccanismi di collasso S-22-12-4.
161
Analisi numerica
162
350
KN
300
250
200
LVDT MEDIO totale
150
100
50
mm
0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
350
KN
300
250
200
150
100
LVDT MEDIO totale
50
mm
0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Figura 4.44 Confronto valori numerici-sperimentali per provino S-22-12-4.
10
Analisi numerica
163
4.4 Conclusioni e sviluppi futuri
Sulla base dei risultati ricavati GDOO¶DQDOLVL QXPHULFD HG DOOD OXFH GHO VXFFHVVLYR
raffronto con il dato sperimentale, è possibile pervenire alle seguenti conclusioni:
x Le simulazioni condotte colgono i meccanismi di collasso, restituendo
curve di risposta meccanica in pieno accordo alla misura sperimentale.
Infatti nel caso dei collegamenti caratterizzati da un solo elemento di
connessione, la rottura avviene per entrambi per taglio del chiodo, con
leggero rifollamento in corrispondenza del piatto centrale del provino
S-16-10-1-S. Per quanto riguarda, invece, i provini con 4 chiodi, il
meccanismo di collasso è la rottura per trazione della lamiera caricata.
Inoltre, per provini non simmetrici, sia ad un singolo chiodo che a più
elementi di connessione, sono risultati significativi gli effetti flessionali
VHFRQGDULDFRQIHUPDGHOO¶HYLGHQ]DVSHULPHQWDOH
x /DUHVLVWHQ]DqFROWDFRQXQRVFDUWRFRPSUHVRQHOO¶LQWHUYDOOR>-3; 8 ] %. Il
risultato migliore è stato conseguito nel caso del provino simmetrico con 4
chiodi, in accordo alle previsioni. Per il collegamento S-22-12-4-S , infatti,
OD SURSULHWj GL VLPPHWULD H O¶HOHYDWR QXPHUR GL HOHPHQWL GL FRQQHVVLRQH
permettono di ridurre significativamente O¶LQFLGHQ]D GHOle imperfezioni
geometriche e meccaniche inevitabilmente presenti. Ne consegue che lo
VFDUWR PDJJLRUH GL FLUFD O¶ VL UHJLVWUHUj SURSULR SHU L SURYLQL
caratterizzati da un solo elemento di connessione.
x I valori di rigidezza interpretano i dati sperimentali in modo soddisfacente
per 3 dei 4 provinL 6ROWDQWR QHO FDVR GHOO¶XQLRQH 8-22-12-4-S, si
HYLGHQ]LDXQVLJQLILFDWLYRHUURUHGLDSSURVVLPD]LRQHGHOO¶RUGLQHGHO.
Questo risultato può essere motivato innanzitutto per la proprietà di non
simmetria del provino, che rende le misurazioni dei 2 trasduttori
particolarmente difformi tra loro, richiedendone il calcolo del valor medio,
che mal si presta a descrivere il comportamento del collegamento
DOO¶DYDQ]DUH GHOOD SURYD ,Q VHFRQGR OXRJR q RSSRUWXQR VRWWROLQHDUH FKH
per tale tipologia di unione (4 chiodi), è possibile raggiungere valori
elevati di carico che amplificano ancor di più tali incertezze di misura.
Analisi numerica
164
x A tutto ciò va sommata una notevole dispersione dei dati sperimentali
relativi proprio a questo tipo di collegamento, come facilmente deducibile
dalla figura 4.40.
x Le curve numeriche possono non coincidere con quelle sperimentali nel
tratto di raccordo tra il limite elastico e la resistenza di picco, poiché il
modello è stato sviluppato nelle ipotesi di assenza di imperfezioni
geometriche e meccaniche.
x Tuttavia, il risultato conseguito è da ritenersi ingegneristicamente valido.
Per quanto riguarda, infine, gli sviluppi futuri, questo lavoro apre la strada a
successivi studi numerici che potranno investigare il comportamento a taglio
offerto dagli altri provini testati, eventualmente in presenza anche di imperfezioni
geometriche e meccaniche.
Appendice
165
APPENDICE
Appendice
166
Nella seguente appendice, vengono riportati tutti i risultati delle prove. Dapprima
si descrive il tipo di provino con il relativo schema, correlato con tutte le
FDUDWWHULVWLFKH JHRPHWULFKH SRL VL ULSRUWDQR OH IRWR GHOO¶DSSDrato di prova in
particolare a configurazione iniziale e a rottura. Successivamente vengono
riportate le curve e i parametri significativi ed, infine, le foto di dettaglio per
meglio comprendere il meccanismo di collasso opportunamente indicato a
seconda del caso.
Di seguito si riportano le caratteristiche relative alla macchina di prova e alla
strumentazione:
-
La macchina di prova utilizzata è una Zwick/Roell elettromeccanica.
-
La capacita di carico è pari a 600 kN.
-
La corsa totale è di 500 mm.
-
La velocità in fase elastica è stata fissata pari a 0,01 mm/s, mentre in fase
plastica pari a 0,1 mm/s.
-
La frequenza di acquisizione è pari a 10 Hz.
-
Il rilevamento degli spostamenti è stato affidato a due trasduttori LVDT 1
e LVDT 2 tramite i quali è possibile leggere gli spostamenti nella
direzione di applicazione del carico.
Nel caso di provini simmetrici, dal lato in cui sono presenti due piatti, il provino è
stato serrato nella morsa della macchina frapponendo uno spessore di acciaio tra i
piatti stessi: lo spessore del piatto interposto è pari a 8 mm.
Appendice
167
Programma prove
TIPO DI PROVA
Simmetrico
(Symmetric)
CHIODI SINGOLI
Non
Diametro Spessore Larghezza
simmetrico
Chiodi
Piatto
Piatto
(Unsymmetric
)
mm
mm
mm
Distanza
dal
Interasse N° Chiodi N° Prove
bordo
mm
mm
S-16-10-1-S
;

16
10
70
35
-
1
3 (A-B-C)
U-16-10-1-S

;
16
10
70
35
-
1
3 (A-B-C)
S-19-10-1-S
;

19
10
90
45
-
1
3 (A-B-C)
U-19-10-1-S

;
19
10
90
45
-
1
3 (A-B-C)
S-19-12-1-S
;

19
12
90
45
-
1
3 (A-B-C)
U-19-12-1-S

;
19
12
90
45
-
1
3 (A-B-C)
S-22-10-1-S
;

22
10
70
35
-
1
3 (A-B-C)
U-22-10-1-S

;
22
10
70
35
-
1
2 (A-B)
S-22-12-1-S
;

22
12
70
35
-
1
2 (A-B)
U-22-12-1-S

;
22
12
70
35
-
1
3 (A-B-C)
S-1

;
22
9
80
38/42
-
1
1 (A)
S-2

;
22
8.4
80
45/35
-
1
1 (A)
S-3
;

22
8.7
80
37/43
-
1
1 (A)
U-16-10-2-S

;
16
10
70
35
140
2
3 (A-B-C)
U-16-10-4-S

;
16
10
70
35
140
4
3 (A-B-C)
CHIODI IN FILA
SINGOLA
S-19-10-2-S
;

19
10
90
45
118
2
3 (A-B-C)
U-19-10-2-S
Ponte
U-19-10-2-S
Galleria
S-19-10-4-S

;
19
10
90
45
118
2
3 (A-B-C)

;
19
10
60
30
175
2
3 (A-B-C)
;

19
10
90
45
118
4
3 (A-B-C)
U-19-10-4-S
Ponte
U-19-10-4-S
Galleria

;
19
10
90
45
118
4
3 (A-B-C)

;
19
10
60
30
175
4
3 (A-B-C)
S-22-12-2-S
;

22
12
70
35
90
2
3 (A-B-C)
U-22-12-2-S

;
22
12
70
35
90
2
3 (A-B-C)
35
90
4
3 (A-B-C)
3 (A-B-C)
S-22-12-4-S
;

22
12
70
U-22-12-4-S

;
22
12
70
35
90
4
S-4

;
22
10
60
25/35
54
2
3 (A-B-C)
Totale Prove
67
Appendice
168
Informazioni generali, provino, modalità di prova
Informazioni generali
Etichetta provino:
Data prova:
S-16-10-1_A
31/01/2008
Informazioni provino
Tipo provino:
Numero chiodi
Diametro chiodi I (mm)
Spessore lamiera t (mm)
Larghezza lamiera w (mm)
Distanza dal bordo a (mm)
Interasse s (mm)
asimmetrico
; simmetrico
;1
2
4
; 16
19
22
; 10
12
60
; 70
90
30
; 35
45
90
118
140
175
Disegno provino
230
160
35 35
70
32
16
35
70
230
70
10
10
10
35
16
32
Appendice
169
Elenco fotografie eseguite
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
10
3
4
5
6
7
8
9
10
60
110
140
Rottura
Fotografie provino ± apparato di prova
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Il foro del piatto centrale si è ovalizzato ed è di dimensioni 16x18,82 mm
Appendice
170
Risultati prova
Curve carico ± spostamento
160
140
120
100
Macchina S-16-10-1_A
80
LVDT 1 S-16-10-1_A
LVDT 2 S-16-10-1-A
60
40
20
0
0
2
4
6
8
10
12
14
Parametri significativi
Picco:
[kN]
Fp = 146,08
dpm = 9,89
dp1 = 5,41
dp2 = 5,61
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 96,69
dymmedio= 3,15
dy1medio = 0,06
dy2medio = 0,46
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 116,87
dum = 11,16
du1 = 6,95
du2 = 7,04
Km = 28,2
KLVDT1 = 1500,1
KLVDT2 = 135,18
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
171
Fotografie significative
; Taglio chiodo Rifollamento lamiera Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
172
Etichetta provino:
Data prova:
S-16-10-1_B
31/01/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
asimmetrico
; simmetrico
;1
2
4
; 16
19
22
; 10
12
60
; 70
90
30
; 35
45
90
118
140
175
Disegno provino
230
160
35 35
70
32
16
35
70
230
70
10
10
10
35
16
32
Appendice
173
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
70
3
4
5
6
7
8
9
10
110
130
140
120
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
174
Risultati prova
160
140
120
100
Macchina S-16-10-1_B
80
LVDT 1 S-16-10-1_B
LVDT 2 S-16-10-1_B
60
40
20
0
-1
1
3
5
7
9
11
13
Picco:
[kN]
Fp = 147,99
dpm = 10,63
dp1 = 6,53
dp2 = 5,98
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 98,70
dymmedio= 3,51
dy1medio = 0,39
dy2medio = 0,3
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 118,39
dum = 11,81
du1 = 7,88
du2 = 7,30
Km = 28,01
KLVDT1 = 139,84
KLVDT2 = 212,74
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
175
Taglio lamiera
Appendice
176
Etichetta provino:
Data prova:
S-16-10-1_C
20/06/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
asimmetrico
; simmetrico
;1
2
4
; 16
19
22
; 10
12
60
; 70
90
30
; 35
45
90
118
140
175
Disegno provino
230
160
35 35
70
32
16
35
70
230
70
10
10
10
35
16
32
Appendice
177
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
50
3
4
5
6
7
8
9
10
95
110
120
130
90
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Il foro del piatto centrale si è ovalizzato ed è di dimensioni 16x18 mm
Appendice
178
Risultati prova
140
120
100
80
Macchina S-16-10-1_C
LVDT 1 S-16-10-1_C
60
LVDT 2 S-16-10-1_C
40
20
0
0
2
4
6
8
10
12
Picco:
[kN]
Fp = 131,43
dpm = 8,94
dp1 = 2,51
dp2 = 5,29
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 81,38
dymmedio= 2,52
dy1medio = 0,09
dy2medio = 0,25
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 105,15
dum = 10,60
du1 = 3,68
du2 = 7,00
Km = 34,06
KLVDT1 = 500,63
KLVDT2 = 218,85
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
179
Taglio lamiera
Appendice
180
Etichetta provino:
Data prova:
U-16-10-1_A
05/12/2007
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
; asimmetrico
;1
2
; 16
19
; 10
12
60
; 70
30
; 35
90
118
140
simmetrico
4
22
90
45
175
Disegno provino
230
160
35 35
70
32
16
35
70
230
10
10
70
35
16
32
Appendice
181
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
50
3
4
5
6
7
8
9
10
70
80
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
182
Risultati prova
90
80
70
60
50
Macchina U-16-10-1_A
LVDT 1 U-16-10-1_A
40
LVDT 2 U-16-10-1_A
30
20
10
0
-1
1
3
5
7
9
Picco:
[kN]
Fp = 80,02
dpm = 6,57
dp1 = 2,25
dp2 = 2,74
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 52,67
dymmedio= 2,55
dy1medio = 0,34
dy2medio = -0,1
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 64,65
dum = 7,54
du1 = 3,05
du2 = 3,72
Km = 20,06
KLVDT1 = 115,15
KLVDT2 = -
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
183
Taglio lamiera
Appendice
184
Etichetta provino:
Data prova:
U-16-10-1_B
07/12/2007
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
; asimmetrico
;1
2
; 16
19
; 10
12
60
; 70
30
; 35
90
118
140
simmetrico
4
22
90
45
175
Disegno provino
230
160
35 35
70
32
16
35
70
230
10
10
70
35
16
32
Appendice
185
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
60
3
4
5
6
7
8
9
10
85
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Spostamento plastico fuori piano per ogni piatto 1,1 mm
Appendice
186
Risultati prova
90
80
70
60
50
Macchina U-16-10-1_B
LVDT 1 U-16-10-1_B
40
LVDT 2 U-16-10-1_B
30
20
10
0
-1
1
3
5
7
9
Picco:
[kN]
Fp = 83,95
dpm = 7,80
dp1 = 3,52
dp2 = 4,13
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 50,68
dymmedio= 2,52
dy1medio = 0,61
dy2medio = 0,04
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 67,16
dum = 8,30
du1 = 4,04
du2 = 4,68
Km = 20,39
KLVDT1 = 108,58
KLVDT2 = -
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
187
Taglio lamiera
Appendice
188
Etichetta provino:
Data prova:
U-16-10-1_C
07/12/2007
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
; asimmetrico
;1
2
; 16
19
; 10
12
60
; 70
30
; 35
90
118
140
simmetrico
4
22
90
45
175
Disegno provino
230
160
35 35
70
32
16
35
70
230
10
10
70
35
16
32
Appendice
189
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
60
3
4
5
6
7
8
9
10
70
80
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
190
Risultati prova
90
80
70
60
50
Macchina U-16-10-1_C
LVDT 1 U-16-10-1_C
40
LVDT 2 U-16-10-1_C
30
20
10
0
0
2
4
6
8
10
Picco:
[kN]
Fp = 76,71
dpm = 6,54
dp1 = 2,61
dp2 = 3,51
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 49,02
dymmedio= 2,35
dy1medio = 0,28
dy2medio = 0,42
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 61,37
dum = 7,41
du1 = 3,33
du2 = 4,49
Km = 20,41
KLVDT1 = 128,52
KLVDT2 = 145,97
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
191
Taglio lamiera
Appendice
192
Etichetta provino:
Data prova:
S-19-10-1_A
25/06/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
asimmetrico
; simmetrico
;1
2
4
16
; 19
22
; 10
12
60
70
; 90
30
35
; 45
90
118
140
175
Disegno provino
240
150
45
90
45
38
19
45
90
240
90
10
10
10
45
19
38
Appendice
193
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
102
3
4
5
6
7
8
9
10
144
175
165
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Il piatto interno si è rifollato e si è spanciato, la larghezza finale è di dimensioni 97 mm
Appendice
194
Risultati prova
200
180
160
140
120
100
LVDT 1 S-19-10-1_A
80
LVDT 2 S-19-10-1_A
60
40
20
0
0
5
10
15
20
Picco:
[kN]
Fp = 180,45
dpm = 10,23
dp1 = 6,36
dp2 = 5,24
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 136,01
dymmedio= 3,66
dy1medio = 0,49
dy2medio = 0,43
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 144,36
dum = 15,58
du1 = 11,74
du2 = 10,60
Km = 37,51
KLVDT1 = 784,4
KLVDT2 = 328,6
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
195
Taglio chiodo
; Rifollamento lamiera Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
196
Etichetta provino:
Data prova:
S-19-10-1_B
27/06/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
asimmetrico
; simmetrico
;1
2
4
16
; 19
22
; 10
12
60
70
; 90
30
35
; 45
90
118
140
175
Disegno provino
240
150
45
90
45
38
19
45
90
240
90
10
10
10
45
19
38
Appendice
197
Numero
Carico [ kN ]
1
2
30
100
3
4
5
6
7
8
9
10
150
178
190
210
230
145
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
198
Risultati prova
250
200
150
LVDT 1 S-19-10-1_B
100
LVDT 2 S-19-10-1_B
50
0
0
5
10
15
20
25
30
Picco:
[kN]
Fp = 232,35
dpm = 17,33
dp1 = 13,26
dp2 = 10,90
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 141,70
dymmedio= 3,67
dy1medio = 0,62
dy2medio = 0,29
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 185,88
dum = 19,88
du1 = 15,99
du2 = 13,61
Km = 39,14
KLVDT1 = 69,34
KLVDT2 = 222,2
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
199
Taglio chiodo
Taglio lamiera
Appendice
200
Etichetta provino:
Data prova:
S-19-10-1_C
27/06/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
asimmetrico
; simmetrico
;1
2
4
16
; 19
22
; 10
12
60
70
; 90
30
35
; 45
90
118
140
175
Disegno provino
240
150
45
90
45
38
19
45
90
240
90
10
10
10
45
19
38
Appendice
201
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
95
3
4
5
6
7
8
9
10
150
167
186
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Il foro del piatto centrale si è rifollato ed è di dimensioni 27x19 mm
Appendice
202
Risultati prova
250
200
150
LVDT 1 S-19-10-1_C
100
LVDT 2 S-19-10-1_C
50
0
0
5
10
15
20
Picco:
[kN]
Fp = 207,12
dpm = 14,95
dp1 = 10,56
dp2 = 9,63
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 130,02
dymmedio= 3,53
dy1medio = 0,44
dy2medio = 0,61
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 165,69
dum = 16,03
du1 = 11,93
du2 = 10,86
Km = 39,02
KLVDT1 = 724,95
KLVDT2 = 246,02
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
203
Meccanismo prevalente
Taglio chiodo
Taglio lamiera
Meccanismo secondario
; Taglio chiodo
Rifollamento lamiera Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
204
Etichetta provino:
Data prova:
U-19-10-1_A
11/12/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
; asimmetrico
;1
2
16
; 19
; 10
12
60
70
30
35
90
118
140
simmetrico
4
22
; 90
; 45
175
Disegno provino
150
45
90
45
38
19
45
90
240
90
10
10
45
19
38
Appendice
205
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
60
3
4
5
6
7
8
9
10
78
85
75
30
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
206
Risultati prova
100
90
80
70
60
50
LVDT 1 U-19-10-1_A
40
LVDT 2 U-19-10-1_A
30
20
10
0
-1
1
3
5
7
9
Picco:
[kN]
Limite elastico:
[kN]
Limite ultimo:
[kN]
Rigidezze
[kN/mm]
Fp = 86,99
Fymedio = 47,36
Fu = 69,59
dpm = 5,65
dp1 = 3,79
dp2 = 2,29
dymmedio= 1,86
dy1medio = 0,94
dy2medio = -0,08
dum = 6,39
du1 = 4,68
du2 = 3,02
Km = 25,38
KLVDT1 = 59,52
KLVDT2 = -
Appendice
207
; Taglio chiodo
Taglio lamiera
Appendice
208
Etichetta provino:
Data prova:
U-19-10-1_B
18/06/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
; asimmetrico
;1
2
16
; 19
; 10
12
60
70
30
35
90
118
140
simmetrico
4
22
; 90
; 45
175
Disegno provino
150
45
90
45
38
19
45
90
240
90
10
10
45
19
38
Appendice
209
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
86
3
4
5
6
7
8
9
10
101
103
Rottura
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Spostamento plastico fuori piano per ogni piatto 1 mm
Il foro relativo ad ogni piatto si è ovalizzato ed è di dimensioni 21x19 mm
Appendice
210
Risultati prova
120
100
80
60
LVDT 1 U-19-10-1_B
LVDT 2 U-19-10-1_B
40
20
0
-1
1
3
5
7
9
Picco:
[kN]
Limite elastico:
[kN]
Limite ultimo:
[kN]
Rigidezze
[kN/mm]
Fp = 108,93
Fymedio = 95,34
Fu = 87,14
dpm = 5,77
dp1 = 2,34
dp2 = 3,35
dymmedio= 3,02
dy1medio = -0,03
dy2medio = 0,95
dum = 6,50
du1 = 3,17
du2 = 4,19
Km = 32,07
KLVDT1 = -
KLVDT2 = 113,52
Appendice
211
; Taglio chiodo
Taglio lamiera
Appendice
212
Etichetta provino:
Data prova:
U-19-10-1_C
11/12/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
; asimmetrico
;1
2
16
; 19
; 10
12
60
70
30
35
90
118
140
simmetrico
4
22
; 90
; 45
175
Disegno provino
150
45
90
45
38
19
45
90
240
90
10
10
45
19
38
Appendice
213
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
80
3
4
5
6
7
8
9
10
92
105
109
93
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Spostamento plastico fuori piano piatto 1 pari a 1,7 mm
Il foro relativo al piatto 1 si è ovalizzato ed è di dimensioni 19,8x21 mm
Appendice
214
Risultati prova
120
100
80
60
LVDT 1 U-19-10-1_C
LVDT 2 U-19-10-1_C
40
20
0
0
2
4
6
8
10
Picco:
[kN]
Limite elastico:
[kN]
Limite ultimo:
[kN]
Rigidezze
[kN/mm]
Fp = 108,52
Fymedio = 64,00
Fu = 86,82
dpm = 8,42
dp1 = 5,44
dp2 = 4,79
dymmedio= 2,42
dy1medio = 0,57
dy2medio = 0,36
dum = 9,20
du1 = 6,42
du2 = 5,66
Km = 25,9
KLVDT1 = 89,67
KLVDT2 = 183,46
Appendice
215
; Taglio chiodo
Taglio lamiera
Appendice
216
Etichetta provino:
Data prova:
S-19-12-1_A
25/06/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
asimmetrico
; simmetrico
;1
2
4
16
; 19
22
10
; 12
60
70
; 90
30
35
; 45
90
118
140
175
Disegno provino
240
150
45
90
45
38
19
45
240
90
12
12
12
45
19
38
Appendice
217
Numero
Carico [ kN ]
1
2
30
100
3
4
5
6
7
8
9
10
135
172
200
216
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Il foro del piatto interno si è rifollato ed è di dimensioni 19x23 mm
Appendice
218
Risultati prova
250
200
150
LVDT 1 S-19-12-1_A
100
LVDT 2 S-19-12-1_A
50
0
0
5
10
15
Picco:
[kN]
Fp = 225,16
dpm = 12,23
dp1 = 5,83
dp2 = 7,24
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 126,70
dymmedio= 3,6
dy1medio = 0,02
dy2medio = 0,59
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 180,13
dum = 13,36
du1 = 7,21
du2 = 8,51
Km = 34,63
KLVDT1 = 2693
KLVDT2 = 164,45
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
219
Taglio chiodo
Taglio lamiera
; Taglio chiodo
Taglio lamiera
Appendice
220
Etichetta provino:
Data prova:
S-19-12-1_B
25/06/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
asimmetrico
; simmetrico
;1
2
4
16
; 19
22
10
; 12
60
70
; 90
30
35
; 45
90
118
140
175
Disegno provino
240
150
45
90
45
38
19
45
240
90
12
12
12
45
19
38
Appendice
221
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
120
3
4
5
6
7
8
9
10
150
175
200
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Il foro del piatto interno si è rifollato ed è di dimensioni 19x22,5 mm
Appendice
222
Risultati prova
250
200
150
LVDT 1 S-19-12-1_B
100
LVDT 2 S-19-12-1_B
50
0
0
5
10
15
Picco:
[kN]
Fp = 207,19
dpm = 12,13
dp1 = 7,28
dp2 = 6,58
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 125,35
dymmedio= 3,74
dy1medio = 0,56
dy2medio = 0,44
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 165,74
dum = 13,00
du1 = 8,30
du2 = 7,59
Km = 33,75
KLVDT1 = 249,18
KLVDT2 = 676,82
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
223
Taglio chiodo
Taglio lamiera
; Taglio chiodo
Taglio lamiera
Appendice
224
Etichetta provino:
Data prova:
S-19-12-1_C
27/06/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
asimmetrico
; simmetrico
;1
2
4
16
; 19
22
10
; 12
60
70
; 90
30
35
; 45
90
118
140
175
Disegno provino
240
150
45
90
45
38
19
45
240
90
12
12
12
45
19
38
Appendice
225
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
105
3
4
5
6
7
8
9
10
150
180
198
210
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Il foro del piatto interno si è rifollato ed è di dimensioni 19x23,5 mm
Appendice
226
Risultati prova
250
200
150
LVDT 2 S-19-12-1_C
100
50
0
0
5
10
15
N.B. La curva relativa al trasduttore LVDT 1 non è presente in quanto nel corso della prova vi è
stato un errato funzionamento dello stesso.
Picco:
[kN]
Fp = 217,19
dpm = 12,02
dp1 =
dp2 = 5,53
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 149,00
dymmedio= 3,97
dy1medio =
dy2medio = 0,09
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 173,75
dum = 13,17
du1 =
du2 = 6,82
Km = 37,62
KLVDT1 =
KLVDT2 = 2693,8
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
227
Taglio chiodo
Taglio lamiera
; Taglio chiodo
Taglio lamiera
Appendice
228
Etichetta provino:
Data prova:
U-19-12-1_A
18/06/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
; asimmetrico
;1
2
16
; 19
10
; 12
60
70
30
35
90
118
140
simmetrico
4
22
; 90
; 45
175
Disegno provino
240
150
45
90
45
38
19
45
240
90
12
12
45
19
38
Appendice
229
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
100
3
4
5
6
7
8
9
10
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
230
Risultati prova
120
100
80
60
LVDT 1 U-19-12-1_A
LVDT 2 U-19-12-1_A
40
20
0
-1
1
3
5
7
9
Picco:
[kN]
Limite elastico:
[kN]
Limite ultimo:
[kN]
Rigidezze
[kN/mm]
Fp = 100,63
Fymedio = 60,07
Fu = 80,50
dpm = 6,15
dp1 = 4,40
dp2 = 2,89
dymmedio= 1,98
dy1medio = 0,95
dy2medio = -0,14
dum = 6,77
du1 = 4,68
du2 = 3,62
Km = 29,96
KLVDT1 = 57,94
KLVDT2 = -
Appendice
231
; Taglio chiodo
Taglio lamiera
Appendice
232
Etichetta provino:
Data prova:
U-19-12-1_B
18/06/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
; asimmetrico
;1
2
16
; 19
10
; 12
60
70
30
35
90
118
140
simmetrico
4
22
; 90
; 45
175
Disegno provino
240
150
45
90
45
38
19
45
240
90
12
12
45
19
38
Appendice
233
Numero
Carico [ kN ]
1
2
90
126
3
4
5
6
7
8
9
10
138
143
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Spostamento plastico fuori piano per ogni piatto 2 mm
Appendice
234
Risultati prova
160
140
120
100
80
LVDT 1 U-19-12-1_B
LVDT 2 U-19-12-1_B
60
40
20
0
0
2
4
6
8
10
12
Picco:
[kN]
Fp = 145,28
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 87,37
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 116,22
Rigidezze
[kN/mm]
dpm = 9,29
dp1 = 6,20
dp2 = 4,90
dymmedio= 3,14
dy1medio = 0,97
dy2medio = 0,25
dum = 10,20
du1 = 7,19
du2 = 5,94
Km = 27,44
KLVDT1 = 82,46
KLVDT2 = 326,05
Appendice
235
; Taglio chiodo
Taglio lamiera
Appendice
236
Etichetta provino:
Data prova:
U-19-12-1_C
11/12/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
; asimmetrico
;1
2
16
; 19
10
; 12
60
70
30
35
90
118
140
simmetrico
4
22
; 90
; 45
175
Disegno provino
240
150
45
90
45
38
19
45
240
90
12
12
45
19
38
Appendice
237
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
50
3
4
5
6
7
8
9
10
75
100
110
70
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
238
Risultati prova
120
100
80
60
LVDT 1 U-19-12-1_C
LVDT 2 U-19-12-1_C
40
20
0
-1
1
3
5
7
9
Picco:
[kN]
Limite elastico:
[kN]
Limite ultimo:
[kN]
Rigidezze
[kN/mm]
Fp = 106,84
Fymedio = 73,36
Fu = 85,47
dpm = 7,45
dp1 = 2,49
dp2 = 5,12
dymmedio= 3,32
dy1medio = -0,1
dy2medio = 1,7
dum = 8,23
du1 = 3,45
du2 = 5,98
Km = 23,72
KLVDT1 = -
KLVDT2 = 47,32
Appendice
239
; Taglio chiodo
Taglio lamiera
Appendice
240
Etichetta provino:
Data prova:
S-22-10-1_A
20/06/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
asimmetrico
; simmetrico
;1
2
4
16
19
; 22
; 10
12
60
; 70
90
30
; 35
45
90
118
140
175
Disegno provino
230
160
35 35
70
44
22
35
230
10
10
10
70
35
22
44
Appendice
241
Numero
Carico [ kN ]
1
2
25
80
3
4
5
6
7
8
9
10
110
150
162
164
145
120
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Il piatto interno si è rifollato e si è spanciato,la larghezza finale è di dimensioni 82,5 mm
Appendice
242
Risultati prova
200
180
160
140
120
100
LVDT 1 S-22-10-1_A
80
LVDT 2 S-22-10-1_A
60
40
20
0
0
5
10
15
20
Picco:
[kN]
Fp = 173,59
dpm = 12,65
dp1 = 8,41
dp2 = 7,59
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 133,35
dymmedio= 3,86
dy1medio = 0,41
dy2medio = 0,19
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 138,87
dum = 15,26
du1 = 11,26
du2 = 10,28
Km = 34,63
KLVDT1 = 207,13
KLVDT2 = 908,98
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
243
Taglio chiodo ; Rifollamento lamiera Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
244
Etichetta provino:
Data prova:
S-22-10-1_B
20/06/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
asimmetrico
; simmetrico
;1
2
4
16
19
; 22
; 10
12
60
; 70
90
30
; 35
45
90
118
140
175
Disegno provino
230
160
35 35
70
44
22
35
230
10
10
10
70
35
22
44
Appendice
245
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
108
3
4
5
6
7
8
9
10
150
170
180
170
120
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
246
Risultati prova
200
180
160
140
120
100
LVDT 1 S-22-10-1_B
80
LVDT 2 S-22-10-1_B
60
40
20
0
0
5
10
15
20
Picco:
[kN]
Fp = 184,57
dpm = 10,19
dp1 = 4,47
dp2 = 5,38
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 138,70
dymmedio= 3,58
dy1medio = 0,64
dy2medio = 0,2
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 147,66
dum = 15,09
du1 = 11,59
du2 = 10,29
Km = 40,33
KLVDT1 = 404,18
KLVDT2 = 872,87
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
247
Taglio lamiera
Appendice
248
Etichetta provino:
Data prova:
S-22-10-1_C
25/06/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
asimmetrico
; simmetrico
;1
2
4
16
19
; 22
; 10
12
60
; 70
90
30
; 35
45
90
118
140
175
Disegno provino
230
160
35 35
70
44
22
35
230
10
10
10
70
35
22
44
Appendice
249
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
67
3
4
5
6
7
8
9
10
112
161
182
177
100
85
53
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Il piatto interno si è rifollato e si è spanciato,la larghezza finale è di dimensioni 91,5 mm
Appendice
250
Risultati prova
200
180
160
140
120
100
LVDT 1 S-22-10-1_C
80
LVDT 2 S-22-10-1_C
60
40
20
0
0
5
10
15
20
Picco:
[kN]
Fp = 190,89
dpm = 11,25
dp1 = 7,57
dp2 = 5,96
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 136,01
dymmedio= 3,51
dy1medio = 0,73
dy2medio = 0,18
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 152,71
dum = 15,03
du1 = 11,38
du2 = 9,85
Km = 40,4
KLVDT1 = 946,08
KLVDT2 = 566,11
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
251
Taglio lamiera
Appendice
252
Etichetta provino:
Data prova:
U-22-10-1_A
18/06/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
; asimmetrico
;1
2
16
19
; 10
12
60
; 70
30
; 35
90
118
140
simmetrico
4
; 22
90
45
175
Disegno provino
230
160
35 35
70
44
22
35
230
10
10
70
35
22
44
Appendice
253
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
30
3
4
5
6
7
8
9
10
65
100
110
120
140
Rotttura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Spostamento plastico fuori piano piatto 1 pari a 11 mm
Appendice
254
Risultati prova
160
140
120
100
80
LVDT 1 U-22-10-1_A
LVDT 2 U-22-10-1_A
60
40
20
0
-1
4
9
14
19
Picco:
[kN]
Fp = 143,13
dpm = 13,22
dp1 = 10,51
dp2 = 8,14
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 79,34
dymmedio= 3,2
dy1medio = 1,71
dy2medio = -0,16
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 114,51
dum = 13,87
du1 = 11,32
du2 = 8,95
Km = 24,81
KLVDT1 = 73,54
KLVDT2 = -
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
255
Taglio lamiera
Appendice
256
Etichetta provino:
Data prova:
U-22-10-1_B
05/06/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
; asimmetrico
;1
2
16
19
; 10
12
60
; 70
30
; 35
90
118
140
simmetrico
4
; 22
90
45
175
Disegno provino
230
160
35 35
70
44
22
35
230
10
10
70
35
22
44
Appendice
257
Numero
Carico [ kN ]
1
2
5
97
3
4
5
6
7
8
9
10
104
120
140
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Spostamento plastico fuori piano 4 mm per ogni piatto
Il foro relativo ai piatti si è ovalizzato ed è di dimensioni 22x25 mm
Appendice
258
Risultati prova
160
140
120
100
80
LVDT 1 U-22-10-1_B
LVDT 2 U-22-10-1_B
60
40
20
0
-1
4
9
14
19
Picco:
[kN]
Fp = 146,43
dpm = 14,41
dp1 = 9,18
dp2 = 11,45
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 76,02
dymmedio= 3,05
dy1medio = -0,22
dy2medio = 1,56
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 117,14
dum = 15,01
du1 = 10,01
du2 = 12,17
Km = 25,36
KLVDT1 = -
KLVDT2 = 51,4
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
259
Taglio lamiera
Appendice
260
Etichetta provino:
Data prova:
S-22-12-1_A
20/06/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
asimmetrico
; simmetrico
;1
2
4
16
19
; 22
10
; 12
60
; 70
90
30
; 35
45
90
118
140
175
Disegno provino
230
160
35 35
70
38
19
35
230
12
12
12
70
35
22
44
Appendice
261
Numero
Carico [ kN ]
1
2
18
68
3
4
5
6
7
8
9
10
108
162
198
219
185
65
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
262
Risultati prova
250
200
150
LVDT 1 S-22-12-1_A
100
LVDT 2 S-22-12-1_A
50
0
0
5
10
15
20
Picco:
[kN]
Fp = 236,18
dpm = 11,17
dp1 = 2,58
dp2 = 6,05
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 156,72
dymmedio= 4,2
dy1medio = 0,11
dy2medio = 0,84
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 188,94
dum = 13,17
du1 = 4,00
du2 = 8,22
Km = 37,2
KLVDT1 = 1876,2
KLVDT2 = 156,39
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
263
Taglio lamiera
Appendice
264
Etichetta provino:
Data prova:
S-22-12-1_B
20/06/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
asimmetrico
; simmetrico
;1
2
4
16
19
; 22
10
; 12
60
; 70
90
30
; 35
45
90
118
140
175
Disegno provino
230
160
35 35
70
38
19
35
230
12
12
12
70
35
22
44
Appendice
265
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
55
3
4
5
6
7
8
9
10
102
150
180
200
219
240
200
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
266
Risultati prova
300
250
200
150
LVDT 1 S-22-12-1_B
LVDT 2 S-22-12-1_B
100
50
0
0
5
10
15
20
Picco:
[kN]
Fp = 238,23
dpm = 11,29
dp1 = 5,84
dp2 = 6,19
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 153,36
dymmedio= 4,04
dy1medio = 0,52
dy2medio = 0,6
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 190,59
dum = 15,18
du1 = 10,22
du2 = 9,88
Km = 37,89
KLVDT1 = 248,68
KLVDT2 = 265,17
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
267
Taglio lamiera
Appendice
268
Etichetta provino:
Data prova:
U-22-12-1_A
05/06/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
; asimmetrico
;1
2
16
19
10
; 12
60
; 70
30
; 35
90
118
140
simmetrico
4
; 22
90
45
175
Disegno provino
160
35 35
70
38
19
35
230
12
12
70
35
22
44
Appendice
269
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
20
3
4
5
6
7
8
9
10
82
100
118
140
Rottura
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Spostamento plastico fuori piano per i piatti pari a 4 mm
Appendice
270
Risultati prova
160
140
120
100
80
LVDT 1 U-22-12-1_A
LVDT 2 U-22-12-1_A
60
40
20
0
0
2
4
6
8
10
12
14
Picco:
[kN]
Fp = 143,39
dpm = 10,51
dp1 = 7,01
dp2 = 0,64
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 94,67
dymmedio= 3,59
dy1medio = 0,86
dy2medio = 0,1
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 114,87
dum = 11,58
du1 = 8,17
du2 = 0,75
Km = 27,66
KLVDT1 = 103,62
KLVDT2 = 1249,9
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
271
Taglio lamiera
Appendice
272
Etichetta provino:
Data prova:
U-22-12-1_B
11/12/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
; asimmetrico
;1
2
16
19
10
; 12
60
; 70
30
; 35
90
118
140
simmetrico
4
; 22
90
45
175
Disegno provino
160
35 35
70
38
19
35
230
12
12
70
35
22
44
Appendice
273
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
70
3
4
5
6
7
8
9
10
95
108
115
126
128
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Spostamento plastico fuori piano per il piatto 1 pari a 5 mm
Spostamento plastico fuori piano per il piatto 2 pari a 4,5 mm
Appendice
274
Risultati prova
140
120
100
80
LVDT 1 U-22-12-1_B
60
LVDT 2 U-22-12-1_B
40
20
0
-1
1
3
5
7
9
11
Picco:
[kN]
Fp = 128,74
dpm = 8,81
dp1 = 6,67
dp2 = 4,27
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 84,70
dymmedio= 2,66
dy1medio = 1,04
dy2medio = -0,06
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 102,99
dum = 9,55
du1 = 7,59
du2 = 5,17
Km = 32,1
KLVDT1 = 96,81
KLVDT2 = -
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
275
Taglio lamiera
Appendice
276
Etichetta provino:
Data prova:
U-22-12-1_C
20/06/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
; asimmetrico
;1
2
16
19
10
; 12
60
; 70
30
; 35
90
118
140
simmetrico
4
; 22
90
45
175
Disegno provino
160
35 35
70
38
19
35
230
12
12
70
35
22
44
Appendice
277
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
50
3
4
5
6
7
8
9
10
76
100
140
145
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
278
Risultati prova
160
140
120
100
80
LVDT 1 U-22-12-1_C
LVDT 2 U-22-12-1_C
60
40
20
0
0
2
4
6
8
10
Picco:
[kN]
Fp = 148,61
dpm = 7,33
dp1 = 5,40
dp2 = 2,46
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 137,36
dymmedio= 3,95
dy1medio = 1,83
dy2medio = 0,03
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 118,89
dum = 8,10
du1 = 6,10
du2 = 3,36
Km = 34,79
KLVDT1 = 96,81
KLVDT2 4578,6
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
279
Taglio lamiera
Appendice
280
Etichetta provino:
Data prova:
U-16-10-2_A
05/12/2007
Tipo provino:
Numero chiodi
; asimmetrico
1
;2
; 16
19
; 10
12
60
; 70
30
; 35
90
118
; 140
Interasse s (mm)
simmetrico
4
22
90
45
175
Disegno provino
32
16
35 35
70
32
16
140
35
35
210
430
430
210
140
35
10
10
35
16
16
32
32
430
Appendice
281
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
100
3
4
5
6
7
8
9
10
140
142
Rottura
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Spostamento plastico fuori piano per ogni piatto pari a 8,5 mm
Appendice
282
Risultati prova
160
140
120
100
80
LVDT 1 U-16-10-2_A
LVDT 2 U-16-10-2_A
60
40
20
0
0
2
4
6
8
10
Picco:
[kN]
Fp = 141,87
dpm = 7,59
dp1 = 2,04
dp2 = 3,51
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 98,68
dymmedio= 3,53
dy1medio = 0,26
dy2medio = 0,69
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 113,50
dum = 8,80
du1 = 3,03
du2 = 4,90
Km = 27,41
KLVDT1 = 143,74
KLVDT2 = 137,73
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
283
; Taglio chiodi Rifollamento lamiera Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
284
Etichetta provino:
Data prova:
U-16-10-2_B
07/12/2007
Tipo provino:
Numero chiodi
; asimmetrico
1
;2
; 16
19
; 10
12
60
; 70
30
; 35
90
118
; 140
Interasse s (mm)
simmetrico
4
22
90
45
175
Disegno provino
32
16
35 35
70
32
16
140
35
35
210
430
430
210
140
35
10
10
35
16
16
32
32
430
Appendice
285
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
122
3
4
5
6
7
8
9
10
153
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Spostamento plastico fuori piano per ogni piatto pari a 9 mm
Appendice
286
Risultati prova
180
160
140
120
100
LVDT 1 U-16-10-2_B
80
LVDT 2 U-16-10-2_B
60
40
20
0
0
2
4
6
8
10
12
Picco:
[kN]
Fp = 162,23
dpm = 9,41
dp1 = 3,23
dp2 = 4,44
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 105,36
dymmedio= 3,83
dy1medio = 0,28
dy2medio = 0,83
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 129,79
dum = 10,15
du1 = 3,94
du2 = 5,27
Km = 27,29
KLVDT1 = 316,62
KLVDT2 = 106,85
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
287
Taglio lamiera
Appendice
288
Etichetta provino:
Data prova:
U-16-10-2_C
11/12/2007
Tipo provino:
Numero chiodi
; asimmetrico
1
;2
; 16
19
; 10
12
60
; 70
30
; 35
90
118
; 140
Interasse s (mm)
simmetrico
4
22
90
45
175
Disegno provino
32
16
35 35
70
32
16
140
35
35
210
430
430
210
140
35
10
10
35
16
16
32
32
430
Appendice
289
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
100
3
4
5
6
7
8
9
10
142
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Spostamento plastico fuori piano per ogni piatto pari a 8,5 mm
Appendice
290
Risultati prova
180
160
140
120
100
LVDT 1 U-16-10-2_C
80
LVDT 2 U-16-10-2_C
60
40
20
0
0
2
4
6
8
10
12
Picco:
[kN]
Fp = 161,37
dpm = 9,61
dp1 = 1,26
dp2 = 4,50
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 110,68
dymmedio= 4,53
dy1medio = 0,16
dy2medio = 0,89
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 129,10
dum = 10,52
du1 = 1,83
du2 = 5,54
Km = 24,39
KLVDT1 = 715,5
KLVDT2 = 122,82
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
291
Taglio lamiera
Appendice
292
Etichetta provino:
Data prova:
U-16-10-4_A
21/01/2009
Tipo provino:
Numero chiodi
; asimmetrico
1
2
; 16
19
; 10
12
60
; 70
30
; 35
90
118
; 140
Interasse s (mm)
simmetrico
;4
22
90
45
175
Disegno provino
710
32
16
140
32
16
32
16
140
35 35
70
32
16
140
35
35
490
710
710
490
35
140
140
35
10
10
140
16
16
16
32
32
32
16
32
710
Appendice
293
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
70
3
4
5
6
7
8
9
10
120
160
180
196
210
215
230
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
La larghezza del piatto distaccato, a strizione è di dimensioni 62,54 mm
La larghezza del piatto non distaccato, a strizione è di dimensioni 63,8 mm
La larghezza del foro è pari a 17,51 mm
Appendice
294
Risultati prova
250
200
150
LVDT 1 U-16-10-4_A
100
LVDT 2 U-16-10-4_A
50
0
0
10
20
30
40
Picco:
[kN]
Fp = 236,56
dpm = 32,29
dp1 = 19,82
dp2 = 18,11
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 166,69
dymmedio= 5,13
dy1medio = 1,49
dy2medio = 0,48
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 189,25
dum = 35,40
du1 = 22,70
du2 = 22,10
Km = 33,31
KLVDT1 = 146,66
KLVDT2 = 270,44
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
295
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
296
Etichetta provino:
Data prova:
U-16-10-4_B
22/01/2009
Tipo provino:
Numero chiodi
; asimmetrico
1
2
; 16
19
; 10
12
60
; 70
30
; 35
90
118
; 140
Interasse s (mm)
simmetrico
;4
22
90
45
175
Disegno provino
710
32
16
140
32
16
32
16
140
35 35
70
32
16
140
35
35
490
710
710
490
35
140
140
35
10
10
140
16
16
16
32
32
32
16
32
710
Appendice
297
Numero
Carico [ kN ]
1
2
28
85
3
4
5
6
7
8
9
10
120
175
200
210
228
230
238
240
11
12
13
14
15
16
Rottura
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
298
Risultati prova
250
200
150
LVDT 1 U-16-10-4_B
100
LVDT 2 U-16-10-4_B
50
0
0
10
20
30
40
50
Picco:
[kN]
Fp = 241,13
dpm = 34,45
dp1 = 21,23
dp2 = 25,78
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 168,69
dymmedio= 4,84
dy1medio = 0,66
dy2medio = 1,36
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 192,90
dum = 37,90
du1 = 24,90
du2 = 29,70
Km = 36,04
KLVDT1 = 161,85
KLVDT2 = 216,93
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
299
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
300
Etichetta provino:
Data prova:
U-16-10-4_C
22/01/2009
Tipo provino:
Numero chiodi
; asimmetrico
1
2
; 16
19
; 10
12
60
; 70
30
; 35
90
118
; 140
Interasse s (mm)
simmetrico
;4
22
90
45
175
Disegno provino
710
32
16
140
32
16
32
16
140
35 35
70
32
16
140
35
35
490
710
710
490
35
140
140
35
10
10
140
16
16
16
32
32
32
16
32
710
Appendice
301
Numero
Carico [ kN ]
1
2
30
90
3
4
5
6
7
8
9
10
150
180
190
200
215
225
235
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
La larghezza del foro pari a 17 mm
Appendice
302
Risultati prova
250
200
150
LVDT 1 U-16-10-4_C
100
LVDT 2 U-16-10-4_C
50
0
0
10
20
30
40
Picco:
[kN]
Fp = 242,85
dpm = 33,73
dp1 = 23,91
dp2 = 22,90
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 170,68
dymmedio= 4,7
dy1medio = 0,81
dy2medio = 1,1
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 194,28
dum = 36,60
du1 = 27,10
du2 = 26,10
Km = 37,66
KLVDT1 = 166,58
KLVDT2 = 234,8
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
303
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
304
Etichetta provino:
Data prova:
S-19-10-2_A
16/01/2009
Tipo provino:
Numero chiodi
asimmetrico
; simmetrico
1
;2
4
16
; 19
22
; 10
12
60
70
; 90
30
35
; 45
90
; 118
140
175
Interasse s (mm)
Disegno provino
430
38
19
45
38
19
45
90
118
45
45
208
430
430
45
45
10
10
10
118
19
38
19
38
430
Appendice
305
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
60
3
4
5
6
7
8
9
10
100
140
190
230
250
280
300
320
11
12
13
14
15
16
330
337
Rottura
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
La larghezza del piatto interno, a strizione è di dimensioni 82,8 mm
Appendice
306
Risultati prova
350
300
250
200
LVDT 1 S-19-10-2_A
150
LVDT 2 S-19-10-2_A
100
50
0
0
5
10
15
20
25
30
Picco:
[kN]
Fp = 336,63
dpm = 22,74
dp1 = 15,96
dp2 = 12,52
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 236,69
dymmedio= 5,67
dy1medio = 1,24
dy2medio = 0,44
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 269,30
dum = 25,10
du1 = 18,10
du2 = 15,50
Km = 42
KLVDT1 = 272,45
KLVDT2 = 564,9
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
307
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
308
Etichetta provino:
Data prova:
S-19-10-2_B
21/01/2009
Tipo provino:
Numero chiodi
asimmetrico
; simmetrico
1
;2
4
16
; 19
22
; 10
12
60
70
; 90
30
35
; 45
90
; 118
140
175
Interasse s (mm)
Disegno provino
430
38
19
45
38
19
45
90
118
45
45
208
430
430
45
45
10
10
10
118
19
38
19
38
430
Appendice
309
Numero
Carico [ kN ]
1
2
20
60
3
4
5
6
7
8
9
10
100
140
190
240
255
278
295
310
11
12
13
14
15
16
325
340
Rottura
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
La larghezza del piatto interno, a strizione è di dimensioni 82,8 mm
La larghezza del foro pari a 20,88 mm
Appendice
310
Risultati prova
400
350
300
250
200
LVDT 1 S-19-10-2_B
LVDT 2 S-19-10-2_B
150
100
50
0
0
5
10
15
20
25
30
Picco:
[kN]
Fp = 346,02
dpm = 22,74
dp1 = 17,34
dp2 = -
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 240,71
dymmedio= 5,4
dy1medio = 0,76
dy2medio = 0,43
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 276,82
dum = 24,80
du1 = 20,20
du2 = -
Km = 44,75
KLVDT1 = 355,96
KLVDT2 = 502,63
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
311
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
312
Etichetta provino:
Data prova:
S-19-10-2_C
21/01/2009
Tipo provino:
Numero chiodi
asimmetrico
; simmetrico
1
;2
4
16
; 19
22
; 10
12
60
70
; 90
30
35
; 45
90
; 118
140
175
Interasse s (mm)
Disegno provino
430
38
19
45
38
19
45
90
118
45
45
208
430
430
45
45
10
10
10
118
19
38
19
38
430
Appendice
313
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
50
3
4
5
6
7
8
9
10
100
140
190
242
274
310
334
170
11
12
13
14
15
16
Rottura
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
La larghezza del piatto interno distaccato, a strizione è di dimensioni 82,43 mm
La larghezza del piatto interno non distaccato, a strizione è di dimensioni 83,26 mm
Appendice
314
Risultati prova
350
300
250
200
LVDT 1 S-19-10-2_C
150
LVDT 2 S-19-10-2_C
100
50
0
0
5
10
15
20
25
30
Picco:
[kN]
Fp = 332,60
dpm = 23,35
dp1 = 11,14
dp2 = 9,78
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 230,69
dymmedio= 5,31
dy1medio = 0,8
dy2medio = 0,46
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 266,08
dum = 26,10
du1 = 14,80
du2 = 12,10
Km = 43,72
KLVDT1 = 299,48
KLVDT2 = 574,86
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
315
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
316
Etichetta provino:
Data prova:
U-19-10-2_A Ponte
18/12/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
; asimmetrico
1
;2
16
; 19
; 10
12
60
70
30
35
90
; 118
140
Interasse s (mm)
simmetrico
4
22
; 90
; 45
175
Disegno provino
430
38
19
45
38
19
45
90
118
45
45
208
430
430
45
45
10
10
118
19
38
19
38
430
Appendice
317
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
70
3
4
5
6
7
8
9
10
140
185
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Il foro superiore del piatto 1 si è ovalizzato ed è di dimensioni 19,69x20,04 mm
Il foro inferiore del piatto 1 si è ovalizzato ed è di dimensioni 20,14x21,04 mm
Il foro superiore del piatto 2 si è ovalizzato ed è di dimensioni 19,85x21 mm
Appendice
318
Risultati prova
250
200
150
Macchina U-19-10-2_A Ponte
LVDT 1 U-19-10-2_A Ponte
100
50
0
0
2
4
6
8
10
12
Picco:
[kN]
Fp = 201,55
dpm = 9,69
dp1 = 4,59
dp2 = 4,10
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 128,68
dymmedio= 4,13
dy1medio = 0,7
dy2medio = 0,54
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 161,24
dum = 10,40
du1 = 5,52
du2 = 5,05
Km = 30,68
KLVDT1 = 155,2
KLVDT2 = 217,29
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
319
Taglio lamiera
Appendice
320
Etichetta provino:
Data prova:
U-19-10-2_B Ponte
18/12/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
; asimmetrico
1
;2
16
; 19
; 10
12
60
70
30
35
90
; 118
140
Interasse s (mm)
simmetrico
4
22
; 90
; 45
175
Disegno provino
430
38
19
45
38
19
45
90
118
45
45
208
430
430
45
45
10
10
118
19
38
19
38
430
Appendice
321
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
65
3
4
5
6
7
8
9
10
150
179
195
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
322
Risultati prova
250
200
150
Macchina U-19-10-2_B Ponte
LVDT 1 U-19-10-2_B Ponte
100
50
0
0
2
4
6
8
10
12
Picco:
[kN]
Fp = 196,22
dpm = 9,32
dp1 = 4,32
dp2 = 4,40
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 126,69
dymmedio = 3,9
dy1medio = 0,71
dy2medio = 0,6
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 156,97
dum = 9,93
du1 = 5,11
du2 = 5,22
Km = 31,93
KLVDT1 = 263,22
KLVDT2 = 340,22
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
323
Taglio lamiera
Appendice
324
Etichetta provino:
Data prova:
U-19-10-2_C Ponte
18/12/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
; asimmetrico
1
;2
16
; 19
; 10
12
60
70
30
35
90
; 118
140
Interasse s (mm)
simmetrico
4
22
; 90
; 45
175
Disegno provino
430
38
19
45
38
19
45
90
118
45
45
208
430
430
45
45
10
10
118
19
38
19
38
430
Appendice
325
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
114
3
4
5
6
7
8
9
10
160
200
224
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
326
Risultati prova
250
200
150
Macchina U-19-10-2_C Ponte
LVDT 1 U-19-10-2_C Ponte
100
50
0
0
2
4
6
8
10
12
14
Picco:
[kN]
Fp = 232,35
dpm = 11,17
dp1 = 5,56
dp2 = 4,88
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 126,70
dymmedio = 3,95
dy1medio = 0,86
dy2medio = 0,42
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 185,88
dum = 12,12
du1 = 6,84
du2 = 5,95
Km = 31,58
KLVDT1 = 137,4
KLVDT2 = 338,13
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
327
Taglio lamiera
Appendice
328
Etichetta provino:
Data prova:
U-19-10-2_A Galleria
11/12/2007
Tipo provino:
Numero chiodi
; asimmetrico
1
;2
16
; 19
; 10
12
; 60
70
; 30
35
90
118
140
Interasse s (mm)
simmetrico
4
22
90
45
; 175
Disegno provino
455
38
19
30 30
60
38
19
175
30
30
235
455
455
235
30
10
10
30
19
38
19
38
455
Appendice
329
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
140
3
4
5
6
7
8
9
10
144
160
175
178
182
183
181
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
330
Risultati prova
200
180
160
140
120
Macchina U-19-10-2_A Galleria
100
LVDT 1 U-19-10-2_A Galleria
80
60
40
20
0
0
10
20
30
40
Picco:
[kN]
Fp = 190,09
dpm = 29,26
dp1 = -
dp2 = -
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 128,68
dymmedio = 6,33
dy1medio = 0,64
dy2medio = 0,41
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 152,07
dum = 34,20
du1 = -
du2 = -
Km = 20,72
KLVDT1 = 431,06
KLVDT2 = 280,92
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
331
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
332
Etichetta provino:
Data prova:
U-19-10-2_B Galleria
11/12/2007
Tipo provino:
Numero chiodi
; asimmetrico
1
;2
16
; 19
; 10
12
; 60
70
; 30
35
90
118
140
Interasse s (mm)
simmetrico
4
22
90
45
; 175
Disegno provino
455
38
19
30 30
60
38
19
175
30
30
235
455
455
235
30
10
10
30
19
38
19
38
455
Appendice
333
Numero
Carico [ kN ]
1
2
130
140
3
4
5
6
7
8
9
10
145
160
170
169
179
181,5
182
168
11
12
13
14
15
16
155
Rottura
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
334
Risultati prova
200
180
160
140
120
Macchina U-19-10-2_B Galleria
100
LVDT 1 U-19-10-2_B Galleria
80
60
40
20
0
0
10
20
30
40
Picco:
[kN]
Fp = 184,23
dpm = 28,44
dp1 = -
dp2 = -
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 123,36
dymmedio = 5,89
dy1medio = 0,37
dy2medio = 0,67
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 147,38
dum = 33,66
du1 = -
du2 = -
Km = 21,77
KLVDT1 = 748,08
KLVDT2 = 696,04
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
335
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
336
Etichetta provino:
Data prova:
U-19-10-2_C Galleria
11/12/2007
Tipo provino:
Numero chiodi
; asimmetrico
1
;2
16
; 19
; 10
12
; 60
70
; 30
35
90
118
140
Interasse s (mm)
simmetrico
4
22
90
45
; 175
Disegno provino
455
38
19
30 30
60
38
19
175
30
30
235
455
455
235
30
10
10
30
19
38
19
38
455
Appendice
337
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
135
3
4
5
6
7
8
9
10
145
150
155
172
175
174,5
176
183
11
12
13
14
15
16
186
188
190
187
183
150
17
18
19
Rottura
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
338
Risultati prova
200
180
160
140
120
Macchina U-19-10-2_C Galleria
100
LVDT 1 U-19-10-2_C Galleria
80
60
40
20
0
0
10
20
30
40
Picco:
[kN]
Fp = 188,92
dpm = 29,60
dp1 = -
dp2 = -
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 121,34
dymmedio = 5,61
dy1medio = 0,46
dy2medio = 1,73
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 151,13
dum = 34,67
du1 = -
du2 = -
Km = 22,14
KLVDT1 = 403,99
KLVDT2 = 101,77
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
339
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
340
Etichetta provino:
Data prova:
S-19-10-4_A
23/01/2009
Tipo provino:
Numero chiodi
asimmetrico
; simmetrico
1
2
;4
16
; 19
22
; 10
12
60
; 70
90
30
; 35
45
90
; 118
140
175
Interasse s (mm)
Disegno provino
665
38
19
38
19
38
19
45
38
19
118
118
45
90
118
354
45
45
444
665
665
45
118
45
118
10
10
10
118
19
38
19
38
19
38
19
38
665
Appendice
341
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
80
3
4
5
6
7
8
9
10
130
150
200
255
280
297
340
347
11
12
13
14
15
16
Rottura
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
342
Risultati prova
400
350
300
250
200
LVDT 1 S-19-10-4_A
LVDT 2 S-19-10-4_A
150
100
50
0
0
5
10
15
20
25
Picco:
[kN]
Fp = 354,63
dpm = 20,98
dp1 = 10,66
dp2 = 10,71
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 254,04
dymmedio = 5,56
dy1medio = 0,89
dy2medio = 0,58
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 283,70
dum = 23,30
du1 = 15,20
du2 = 13,40
Km = 45,92
KLVDT1 = 288,89
KLVDT2 = 520,91
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
343
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
344
Etichetta provino:
Data prova:
S-19-10-4_B
23/01/2009
Tipo provino:
Numero chiodi
asimmetrico
; simmetrico
1
2
;4
16
; 19
22
; 10
12
60
; 70
90
30
; 35
45
90
; 118
140
175
Interasse s (mm)
Disegno provino
665
38
19
38
19
38
19
45
38
19
118
118
45
90
118
354
45
45
444
665
665
45
118
45
118
10
10
10
118
19
38
19
38
19
38
19
38
665
Appendice
345
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
35
3
4
5
6
7
8
9
10
90
140
255
280
295
320
351
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
La larghezza del piatto interno non distaccato, a strizione è di dimensioni 83,1 mm
Appendice
346
Risultati prova
400
350
300
250
200
LVDT 1 S-19-10-4_B
LVDT 2 S-19-10-4_B
150
100
50
0
0
5
10
15
20
25
30
Picco:
[kN]
Fp = 353,27
dpm = 21,20
dp1 = 11,27
dp2 = 10,76
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 251,45
dymmedio = 5,48
dy1medio = 0,91
dy2medio = 0,33
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 282,62
dum = 23,80
du1 = 14,40
du2 = 13,30
Km = 45,95
KLVDT1 = 374,7
KLVDT2 = 394,52
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
347
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
348
Etichetta provino:
Data prova:
S-19-10-4_C
23/01/2009
Tipo provino:
Numero chiodi
asimmetrico
; simmetrico
1
2
;4
16
; 19
22
; 10
12
60
; 70
90
30
; 35
45
90
; 118
140
175
Interasse s (mm)
Disegno provino
665
38
19
38
19
38
19
45
38
19
118
118
45
90
118
354
45
45
444
665
665
45
118
45
118
10
10
10
118
19
38
19
38
19
38
19
38
665
Appendice
349
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
110
3
4
5
6
7
8
9
10
150
214
262
298
338
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
La larghezza del piatto interno non distaccato a strizione è di dimensioni 85,3 mm
Appendice
350
Risultati prova
400
350
300
250
200
LVDT 1 S-19-10-4_C
LVDT 2 S-19-10-4_C
150
100
50
0
0
5
10
15
20
25
Picco:
[kN]
Fp = 352,96
dpm = 20,67
dp1 = 10,45
dp2 = 8,93
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 256,67
dymmedio = 5,56
dy1medio = 0,87
dy2medio = 0,4
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 282,37
dum = 23,10
du1 = 14,10
du2 = 10,80
Km = 46,47
KLVDT1 = 325,54
KLVDT2 = 578,94
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
351
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
352
Etichetta provino:
Data prova:
U-19-10-4_A Ponte
22/01/2009
Tipo provino:
Numero chiodi
; asimmetrico
1
2
16
; 19
; 10
12
60
70
30
35
90
; 118
140
Interasse s (mm)
simmetrico
;4
22
; 90
; 45
175
Disegno provino
665
38
19
38
19
38
19
45
38
19
118
118
45
90
118
354
45
45
444
665
665
45
118
45
118
10
10
118
19
38
19
38
19
38
19
38
665
Appendice
353
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
110
3
4
5
6
7
8
9
10
175
215
260
300
320
345
356
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
354
Risultati prova
400
350
300
250
Macchina U-19-10-4_A Ponte
200
150
100
50
0
0
10
20
30
40
50
Picco:
[kN]
Fp = 356,61
dpm = 38,13
dp1 = 24,52
dp2 = 21,71
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 250,01
dymmedio = 6,42
dy1medio = 1,34
dy2medio = 1,24
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 285,28
dum = 40,80
du1 = 27,80
du2 = 24,50
Km = 40,02
KLVDT1 = 200,56
KLVDT2 = 251,46
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
355
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
356
Etichetta provino:
Data prova:
U-19-10-4_B Ponte
22/01/2009
Tipo provino:
Numero chiodi
; asimmetrico
1
2
16
; 19
; 10
12
60
70
30
35
90
; 118
140
Interasse s (mm)
simmetrico
;4
22
; 90
; 45
175
Disegno provino
665
38
19
38
19
38
19
45
38
19
118
118
45
90
118
354
45
45
444
665
665
45
118
45
118
10
10
118
19
38
19
38
19
38
19
38
665
Appendice
357
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
115
3
4
5
6
7
8
9
10
200
250
285
310
335
352
342
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
La larghezza del piatto interno non distaccato, a strizione è di dimensioni 83 mm
Appendice
358
Risultati prova
400
350
300
250
Macchina U-19-10-4_B Ponte
200
150
100
50
0
0
10
20
30
40
50
Picco:
[kN]
Fp = 355,52
dpm = 38,24
dp1 = 23,44
dp2 = 20,63
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 243,38
dymmedio = 6,22
dy1medio = 1,16
dy2medio = 1,43
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 284,42
dum = 40,90
du1 = 26,30
du2 = 23,90
Km = 39,42
KLVDT1 = 135,95
KLVDT2 = 193,2
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
359
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
360
Etichetta provino:
Data prova:
U-19-10-4_C Ponte
22/01/2009
Tipo provino:
Numero chiodi
; asimmetrico
1
2
16
; 19
; 10
12
60
70
30
35
90
; 118
140
Interasse s (mm)
simmetrico
;4
22
; 90
; 45
175
Disegno provino
665
38
19
38
19
38
19
45
38
19
118
118
45
90
118
354
45
45
444
665
665
45
118
45
118
10
10
118
19
38
19
38
19
38
19
38
665
Appendice
361
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
115
3
4
5
6
7
8
9
10
200
250
280
300
320
340
355
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
La larghezza del foro è pari a 23 mm
Appendice
362
Risultati prova
400
350
300
250
Macchina U-19-10-4_C Ponte
200
150
100
50
0
0
10
20
30
40
50
Picco:
[kN]
Fp = 355,12
dpm = 37,13
dp1 = 23,84
dp2 = 26,71
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 246,67
dymmedio = 6,12
dy1medio = 0,68
dy2medio = 1,44
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 284,10
dum = 39,90
du1 = 26,40
du2 = 30,40
Km = 40,78
KLVDT1 = 220,61
KLVDT2 = 223,65
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
363
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
364
Etichetta provino:
Data prova:
U-19-10-4_A Galleria
22/01/2009
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
; asimmetrico
1
2
16
; 19
; 10
12
; 60
70
; 30
35
90
118
140
simmetrico
;4
22
90
45
; 175
Disegno provino
805
38
19
38
19
175
175
38
19
30 30
60
38
19
175
30
30
585
805
805
585
175
175
175
30
10
10
30
19
38
19
38
19
38
805
19
38
Appendice
365
Numero
Carico [ kN ]
1
2
60
105
3
4
5
6
7
8
9
10
130
150
170
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
366
Risultati prova
200
180
160
140
120
Macchina U-19-10-4_A Galleria
100
80
60
40
20
0
-1
4
9
14
19
24
29
Picco:
[kN]
Fp = 184,37
dpm = 23,01
dp1 = 15,14
dp2 = 13,91
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 122,69
dymmedio = 4,21
dy1medio = 1,75
dy2medio = -0,11
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 147,50
dum = 26,70
du1 = 19,60
du2 = 17,30
Km = 29,74
KLVDT1 = 75,36
KLVDT2 = -
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
367
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
368
Etichetta provino:
Data prova:
U-19-10-4_B Galleria
07/12/2007
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
; asimmetrico
1
2
16
; 19
; 10
12
; 60
70
; 30
35
90
118
140
simmetrico
;4
22
90
45
; 175
Disegno provino
805
38
19
38
19
175
175
38
19
30 30
60
38
19
175
30
30
585
805
805
585
175
175
175
30
10
10
30
19
38
19
38
19
38
805
19
38
Appendice
369
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
100
3
4
5
6
7
8
9
10
133
167
170
175
160
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
370
Risultati prova
200
180
160
140
120
Macchina U-19-10-4_B Galleria
100
80
60
40
20
0
0
5
10
15
20
25
30
Picco:
[kN]
Fp = 178,42
dpm = 20,55
dp1 = -
dp2 = -
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 121,34
dymmedio = 4,61
dy1medio = 0,67
dy2medio = 0,84
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 142,74
dum = 27,70
du1 = -
du2 = -
Km = 27,06
KLVDT1 = 304,14
KLVDT2 = 195,09
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
371
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
372
Etichetta provino:
Data prova:
U-19-10-4_C Galleria
22/01/2009
Tipo provino:
Numero chiodi
Interasse s (mm)
; asimmetrico
1
2
16
; 19
; 10
12
; 60
70
; 30
35
90
118
140
simmetrico
;4
22
90
45
; 175
Disegno provino
805
38
19
38
19
175
175
38
19
30 30
60
38
19
175
30
30
585
805
805
585
175
175
175
30
10
10
30
19
38
19
38
19
38
805
19
38
Appendice
373
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
80
3
4
5
6
7
8
9
10
120
155
165
180
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
La larghezza del foro è pari a 22 mm
Appendice
374
Risultati prova
200
180
160
140
120
Macchina U-19-10-4_C Galleria
100
80
60
40
20
0
0
5
10
15
20
25
Picco:
[kN]
Fp = 183,07
dpm = 18,96
dp1 = 11,69
dp2 = 10,27
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 130,70
dymmedio = 4,02
dy1medio = 0,71
dy2medio = 0,72
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 146,46
dum = 22,50
du1 = 15,40
du2 = 13,90
Km = 34,39
KLVDT1 = 180,56
KLVDT2 = 430,16
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
375
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
376
Etichetta provino:
Data prova:
S-22-12-2_A
18/12/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
asimmetrico
; simmetrico
1
;2
4
16
19
; 22
10
; 12
60
; 70
90
30
; 35
45
; 90
118
140
175
Interasse s (mm)
Disegno provino
380
44
22
35 35
70
44
22
90
35
35
160
380
380
160
90
35
12
12
12
35
22
44
22
44
380
Appendice
377
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
90
3
4
5
6
7
8
9
10
170
240
273
279
190
135
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
La larghezza del piatto interno distaccato, a strizione pari a 63,7 mm
La larghezza del foro è pari a 22x24,02 mm
Appendice
378
Risultati prova
300
250
200
150
LVDT 1 S-22-12-2_A
LVDT 2 S-22-12-2_A
100
50
0
0
2
4
6
8
10
12
Picco:
[kN]
Fp = 278,89
dpm = 7,97
dp1 = 3,73
dp2 = 1,76
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 257,38
dymmedio = 4,93
dy1medio = 0,92
dy2medio = 0,35
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 223,11
dum = 9,48
du1 = 5,95
du2 = 3,17
Km = 52,75
KLVDT1 = 681
KLVDT2 = 699,98
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
379
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
380
Etichetta provino:
Data prova:
S-22-12-2_B
16/01/2009
Tipo provino:
Numero chiodi
asimmetrico
; simmetrico
1
;2
4
16
19
; 22
10
; 12
60
; 70
90
30
; 35
45
; 90
118
140
175
Interasse s (mm)
Disegno provino
380
44
22
35 35
70
44
22
90
35
35
160
380
380
160
90
35
12
12
12
35
22
44
22
44
380
Appendice
381
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
60
3
4
5
6
7
8
9
10
110
140
190
220
280
290
280
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
382
Risultati prova
Picco:
[kN]
Fp = 298,35
dpm = 15,73
dp1 = 5,52
dp2 = 7,90
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 212,70
dymmedio = 4,91
dy1medio = 0,28
dy2medio = 0,72
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 238,68
dum = 17,70
du1 = 7,05
du2 = 9,72
Km = 43,35
KLVDT1 = 802,14
KLVDT2 = 364,96
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
383
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
384
Etichetta provino:
Data prova:
S-22-12-2_C
16/01/2009
Tipo provino:
Numero chiodi
asimmetrico
; simmetrico
1
;2
4
16
19
; 22
10
; 12
60
; 70
90
30
; 35
45
; 90
118
140
175
Interasse s (mm)
Disegno provino
380
44
22
35 35
70
44
22
90
35
35
160
380
380
160
90
35
12
12
12
35
22
44
22
44
380
Appendice
385
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
60
3
4
5
6
7
8
9
10
110
200
240
270
290
295
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
386
Risultati prova
350
300
250
200
LVDT 1 S-22-12-2_C
150
LVDT 2 S-22-12-2_C
100
50
0
-1
4
9
14
19
Picco:
[kN]
Fp = 296,89
dpm = 16,63
dp1 = 6,51
dp2 = 8,84
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 210,02
dymmedio = 5,47
dy1medio = -0,16
dy2medio = 1,25
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 237,51
dum = 18,14
du1 = 8,12
du2 = 10,75
Km = 39
KLVDT1 = -
KLVDT2 = 279,3
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
387
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
388
Etichetta provino:
Data prova:
U-22-12-2_A
12/12/2007
Tipo provino:
Numero chiodi
; asimmetrico
simmetrico
1
;2
4
16
19
; 22
10
; 12
60
; 70
90
30
; 35
45
; 90
118
140
175
Interasse s (mm)
Disegno provino
380
44
22
35 35
70
44
22
90
35
35
160
380
380
160
90
35
12
12
35
22
44
22
44
380
Appendice
389
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
198
3
4
5
6
7
8
9
10
240
250
265
275
280
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
390
Risultati prova
300
250
200
150
LVDT 1 U-22-12-2_A
LVDT 2 U-22-12-2_A
100
50
0
0
5
10
15
20
Picco:
[kN]
Fp = 279,05
dpm = 18,43
dp1 = 11,34
dp2 = 9,58
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 170,02
dymmedio = 6,82
dy1medio = 1,66
dy2medio = 1,54
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 223,24
dum = 19,29
du1 = 12,49
du2 = 10,76
Km = 25,51
KLVDT1 = 379,16
KLVDT2 = 202,33
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
391
; Taglio chiodi
Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
392
Etichetta provino:
Data prova:
U-22-12-2_B
18/12/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
; asimmetrico
simmetrico
1
;2
4
16
19
; 22
10
; 12
60
; 70
90
30
; 35
45
; 90
118
140
175
Interasse s (mm)
Disegno provino
380
44
22
35 35
70
44
22
90
35
35
160
380
380
160
90
35
12
12
35
22
44
22
44
380
Appendice
393
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
60
3
4
5
6
7
8
9
10
115
140
190
230
255
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
394
Risultati prova
300
250
200
150
LVDT 1 U-22-12-2_B
LVDT 2 U-22-12-2_B
100
50
0
0
5
10
15
20
Picco:
[kN]
Fp = 255,24
dpm = 15,61
dp1 = 9,33
dp2 = 8,42
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 150,06
dymmedio = 5,72
dy1medio = 1,32
dy2medio = 1,32
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 204,20
dum = 16,56
du1 = 10,64
du2 = 9,61
Km = 27,12
KLVDT1 = 152,53
KLVDT2 = 154,41
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
395
; Taglio chiodi
Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
396
Etichetta provino:
Data prova:
U-22-12-2_C
18/12/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
; asimmetrico
simmetrico
1
;2
4
16
19
; 22
10
; 12
60
; 70
90
30
; 35
45
; 90
118
140
175
Interasse s (mm)
Disegno provino
380
44
22
35 35
70
44
22
90
35
35
160
380
380
160
90
35
12
12
35
22
44
22
44
380
Appendice
397
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
80
3
4
5
6
7
8
9
10
140
210
235
262
275
277
272
280
11
12
13
14
15
16
Rottura
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Il foro superiore del piatto 2 si è ovalizzato ed è di dimensioni 22,5x24 mm
Appendice
398
Risultati prova
300
250
200
150
LVDT 1 U-22-12-2_C
LVDT 2 U-22-12-2_C
100
50
0
0
5
10
15
20
25
30
Picco:
[kN]
Fp = 280,77
dpm = 25,13
dp1 = -
dp2 = -
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 170,72
dymmedio = 6,57
dy1medio = 1,92
dy2medio = 1,36
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 224,62
dum = 25,93
du1 = -
du2 = -
Km = 26,52
KLVDT1 = 134,49
KLVDT2 = 187,38
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
399
; Taglio chiodi
Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
400
Etichetta provino:
Data prova:
S-22-12-4_A
31/01/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
asimmetrico
; simmetrico
1
2
;4
16
19
; 22
10
; 12
60
; 70
90
30
; 35
45
; 90 118
140 175
Interasse s (mm)
Disegno provino
560
44
22
44
22
90
90
44
22
35 35
70
44
22
90
35
35
340
560
560
340
90
90
90
35
12
12
12
35
22
44
22
44
22
44
22
44
560
Appendice
401
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
30
3
4
5
6
7
8
9
10
110
170
260
300
280
Rottura
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
La larghezza del piatto interno distaccato, a strizione è di dimensioni 68 mm
Appendice
402
Risultati prova
350
300
250
200
LVDT 1 S-22-12-4_A
150
LVDT 2 S-22-12-4_A
100
50
0
0
5
10
15
20
25
Picco:
[kN]
Fp = 308,94
dpm = 17,83
dp1 = 10,26
dp2 = -
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 210,71
dymmedio = 5,81
dy1medio = 0,46
dy2medio = 0,8
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 247,15
dum = 19,80
du1 = 13,30
du2 = -
Km = 36,17
KLVDT1 = 609,74
KLVDT2 = 366,45
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
403
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
404
Etichetta provino:
Data prova:
S-22-12-4_B
31/01/2008
Tipo provino:
Numero chiodi
asimmetrico
; simmetrico
1
2
;4
16
19
; 22
10
; 12
60
; 70
90
30
; 35
45
; 90 118
140 175
Interasse s (mm)
Disegno provino
560
44
22
44
22
90
90
44
22
35 35
70
44
22
90
35
35
340
560
560
340
90
90
90
35
12
12
12
35
22
44
22
44
22
44
22
44
560
Appendice
405
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
18
3
4
5
6
7
8
9
10
130
130
140
250
280
260
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
La larghezza del piatto interno, a strizione è di dimensioni 68 mm
Appendice
406
Risultati prova
350
300
250
200
LVDT 1 S-22-12-4_B
150
LVDT 2 S-22-12-4_B
100
50
0
0
5
10
15
20
25
Picco:
[kN]
Fp = 298,54
dpm = 16,68
dp1 = 10,52
dp2 = -
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 211,38
dymmedio = 5,5
dy1medio = 0,62
dy2medio = 0,81
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 238,83
dum = 19,30
du1 = 12,80
du2 = -
Km = 38,88
KLVDT1 = 458,15
KLVDT2 = 326,6
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
407
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
408
Etichetta provino:
Data prova:
S-22-12-4_C
23/01/2009
Tipo provino:
Numero chiodi
asimmetrico
; simmetrico
1
2
;4
16
19
; 22
10
; 12
60
; 70
90
30
; 35
45
; 90 118
140 175
Interasse s (mm)
Disegno provino
560
44
22
44
22
90
90
44
22
35 35
70
44
22
90
35
35
340
560
560
340
90
90
90
35
12
12
12
35
22
44
22
44
22
44
22
44
560
Appendice
409
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
80
3
4
5
6
7
8
9
10
170
190
225
250
270
300
100
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
La larghezza del piatto interno distaccato, a strizione pari a 63,16 mm
La larghezza del piatto interno non distaccato, a strizione pari a 64,9 mm
Appendice
410
Risultati prova
350
300
250
200
LVDT 1 S-22-12-4_C
150
LVDT 2 S-22-12-4_C
100
50
0
0
5
10
15
20
Picco:
[kN]
Fp = 303,50
dpm = 16,26
dp1 = 7,24
dp2 = 7,24
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 209,37
dymmedio = 4,92
dy1medio = 0,36
dy2medio = 0,75
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 242,80
dum = 17,80
du1 = 8,40
du2 = 9,50
Km = 42,36
KLVDT1 = 596,62
KLVDT2 = 313,69
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
411
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
412
Etichetta provino:
Data prova:
U-22-12-4_A
05/12/2007
Tipo provino:
Numero chiodi
; asimmetrico
simmetrico
1
2
;4
16
19
; 22
10
; 12
60
; 70
90
30
; 35
45
; 90 118
140 175
Interasse s (mm)
Disegno provino
560
44
22
44
22
90
90
44
22
35 35
70
44
22
90
35
35
340
560
560
340
90
90
90
35
12
12
35
22
44
22
44
22
44
22
44
560
Appendice
413
Numero
Carico [ kN ]
1
2
180
218
3
4
5
6
7
8
9
10
226
230
250
260
270
280
290
296
11
12
13
14
15
16
290
300
309
306
Rottura
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
414
Risultati prova
350
300
250
200
LVDT 1 U-22-12-4_A
150
LVDT 2 U-22-12-4_A
100
50
0
0
5
10
15
20
25
30
35
Picco:
[kN]
Fp = 308,94
dpm = 27,77
dp1 = 13,93
dp2 = 17,40
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 201,34
dymmedio = 6,16
dy1medio = 0,5
dy2medio = 1,2
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 247,15
dum = 30,30
du1 = 17,50
du2 = 19,70
Km = 34,26
KLVDT1 = 777,58
KLVDT2 = 220,89
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
415
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
416
Etichetta provino:
Data prova:
U-22-12-4_B
21/01/2009
Tipo provino:
Numero chiodi
; asimmetrico
simmetrico
1
2
;4
16
19
; 22
10
; 12
60
; 70
90
30
; 35
45
; 90 118
140 175
Interasse s (mm)
Disegno provino
560
44
22
44
22
90
90
44
22
35 35
70
44
22
90
35
35
340
560
560
340
90
90
90
35
12
12
35
22
44
22
44
22
44
22
44
560
Appendice
417
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
50
3
4
5
6
7
8
9
10
110
160
200
230
250
265
294
300
11
12
13
14
15
16
Rottura
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
La larghezza del piatto distaccato, a strizione è di dimensioni 64 mm
Appendice
418
Risultati prova
350
300
250
200
LVDT 1 U-22-12-4_B
150
LVDT 2 U-22-12-4_B
100
50
0
0
5
10
15
20
25
30
Picco:
[kN]
Fp = 303,59
dpm = 26,06
dp1 = 16,84
dp2 = 9,48
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 200,68
dymmedio = 5,23
dy1medio = 1,22
dy2medio = 0,91
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 242,87
dum = 28,10
du1 = 19,90
du2 = 10,90
Km = 40,51
KLVDT1 = 386,12
KLVDT2 = 326,64
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
419
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
420
Etichetta provino:
Data prova:
U-22-12-4_C
21/01/2009
Tipo provino:
Numero chiodi
; asimmetrico
simmetrico
1
2
;4
16
19
; 22
10
; 12
60
; 70
90
30
; 35
45
; 90 118
140 175
Interasse s (mm)
Disegno provino
560
44
22
44
22
90
90
44
22
35 35
70
44
22
90
35
35
340
560
560
340
90
90
90
35
12
12
35
22
44
22
44
22
44
22
44
560
Appendice
421
Numero
Carico [ kN ]
1
2
50
110
3
4
5
6
7
8
9
10
175
200
230
250
280
290
300
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
Appendice
422
Risultati prova
350
300
250
200
LVDT 1 U-22-12-4_C
150
LVDT 2 U-22-12-4_C
100
50
0
0
5
10
15
20
25
30
Picco:
[kN]
Fp = 303,66
dpm = 25,54
dp1 = 16,29
dp2 = 14,16
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 202,69
dymmedio = 5,4
dy1medio = 0,98
dy2medio = 0,78
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 249,93
dum = 27,90
du1 = 19,10
du2 = 16,70
Km = 39,55
KLVDT1 = 370,33
KLVDT2 = 193,03
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
423
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
424
Etichetta provino:
Data prova:
Specimen 1
11/05/2009
Tipo provino:
Numero chiodi
; asimmetrico
simmetrico
;1
2
;4
16
19
; 22
8
;9
10
60
70
; 80
30
35
;40
Interasse s (mm)
Disegno provino
S-1
133,97
40
48,98
150
45,01
44,99
44,99
40
130
150
S-2
145
40
52,5
150
52,5
52,5
52,5
40
145
150
S-3
150
34,91
125,13
90,22
6
19,86
40
30,08
150
S-4
124
52,67
40
218
32,67
40
52,67
30
30
Appendice
425
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
20
3
4
5
6
7
8
9
10
50
Rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
La larghezza del foro è pari a 22,47 mm se misurata orizzontalmente
La larghezza del foro è pari a 24,73 mm se misurata in direzione longitudinale
Appendice
426
Risultati prova
140
120
100
80
60
S-1 LVDT 2
40
S-1 LVDT 1
20
S-1 macchina
0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Picco:
[kN]
Fp = 119,23
dpm = 6,813
dp1 = 5,813
dp2 = 6,36
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 80,62
dymmedio = 0,465
dy1medio = 0,165
dy2medio = 0,194
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 95,2
dum = 7,581
du1 = 6,93
du2 = 7,427
Km = 173,37
KLVDT1 = 484,84
KLVDT2 = 412,37
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
427
; Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
428
Etichetta provino:
Data prova:
Specimen 2
11/05/2009
Tipo provino:
Numero chiodi
150
Interasse s (mm)
Disegno provino
; asimmetrico
simmetrico
;1
2
;4
16
19
; 22
;8
9
10
133,97
60
70
; 80
48,98
44,99
40
30
35
;40
S-1
45,01
44,99
40
130
150
S-2
145
40
52,5
150
52,5
52,5
52,5
40
145
150
S-3
150
34,91
125,13
90,22
6
19,86
40
30,08
150
S-4
124
52,67
40
218
32,67
40
52,67
30
30
Appendice
429
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
25
3
4
5
6
7
8
9
10
50
80
rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
La larghezza del foro è pari a 22,46 mm se misurata orizzontalmente
La larghezza del foro è pari a 23,13 mm se misurata in direzione longitudinale
Appendice
430
Risultati prova
120
100
80
60
S-2 macchina
40
S-2 LVDT 1
20
S-2 LVDT 2
0
0
1
2
3
4
5
6
Picco:
[kN]
Fp = 100,044
dpm = 4,14
dp1 = 3,936
dp2 = 3,925
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 80,11
dymmedio = 0,471
dy1medio = 0,257
dy2medio = 0,174
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 80
dum = 4,95
du1 = 4,966
du2 = 4,966
Km = 169,851
KLVDT1 = 311,284
KLVDT2 = 459,7
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
431
; Taglio chiodi
Trazione lamiera
Taglio lamiera
Appendice
432
S-1
Etichetta provino:
150
Data prova:
48,98
Tipo provino:
Numero chiodi
45,01
133,97
40
44,99
Specimen 3
12/05/2009
44,99
40
asimmetrico
130
;1
2
16
19
;8
9
145
Larghezza lamiera
w (mm) 52,5 60 40
52,5 70
150
30
35
Interasse s (mm)
S-2
Disegno provino
52,5
150
; simmetrico
;4
; 22
10
; 80
;40
52,5
40
145
150
S-3
150
34,91
125,13
90,22
6
19,86
40
30,08
150
S-4
124
52,67
40
218
32,67
40
52,67
30
30
52,67
40
32,67
218
40
52,67
150
Appendice
433
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
25
3
4
5
6
7
8
9
10
50
100
150
80
rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
La larghezza del piatto distaccato, a strizione è di dimensioni 76.2 mm
La larghezza del foro è pari a 22.84 mm
Appendice
434
Risultati prova
Picco:
[kN]
Fp = 185,66
dpm = 1,54
dp1 = 0,49
dp2 = 0,125
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 119,14
dymmedio = 0,528
dy1medio = 0,059
dy2medio = 0,025
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 148,15
dum = 9,495
du1 = 9,925
du2 = 9,9156
Km = 226,136
KLVDT1 = 2509
KLVDT2 = 5920,2
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
435
Taglio chiodi
; Rifollamento lamiera
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
S-1
133,97
40
48,98
150
44,99
Appendice
436
45,01
Etichetta provino:
Data prova:
44,99
40
130
150
S-2
145
40
52,5
150
Tipo provino:
Numero chiodi
52,5
Interasse s (mm)
150
34,91
Specimen 4
11/05/2009
52,5
; asimmetrico
401 52,5
;2
145
16
19
8
9
60
; 70
;30
35
125,13
;
54
90,22
S-3
Disegno provino
150
simmetrico
;4
; 22
;10
80
40
6
19,86
40
30,08
150
S-4
124
52,67
40
218
32,67
40
52,67
30
30
52,67
40
32,67
218
40
52,67
150
Appendice
437
Numero
Carico [ kN ]
1
2
0
25
3
4
5
6
7
8
9
10
50
100
120
140
90
rottura
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Informazioni prova
Note:
La larghezza del piatto distaccato, a strizione è di dimensioni pari a 61.39 mm
La larghezza del piatto non distaccato, a strizione è di dimensioni pari a 62.43 mm
La larghezza del foro è pari a 22.20
Appendice
438
Risultati prova
Picco:
[kN]
Fp = 165,24
dpm = 8,994
dp1 = 7,45
dp2 = 12,52
Limite elastico:
[kN]
Fymedio = 96,42
dymmedio =0,636
dy1medio = 0,34
dy2medio = 0,2815
Limite ultimo:
[kN]
Fu = 132
dum = 10,07
du1 = 8,59
du2 = 15,32
Km = 151,60
KLVDT1 = 283,58
KLVDT2 = 342,52
Rigidezze
[kN/mm]
Appendice
439
Taglio chiodi
; Trazione lamiera
Taglio lamiera
Bibliografia
440
BIBLIOGRAFIA
-
Al-Emrani M. e Kliger R. (2003), FE analysis of stringer-to-floor-beam
connection in riveted railway bridges, ELSEVIER, Journal of Constructional
Steel Research, No.59:803-818.
-
Andreani I., /¶DUWHGHLPHVWLHULLOIDEEUR, Ed. Hoepli, Milano, 1930.
-
Ballio G., Mazzolani F. M., Strutture in acciaio, Ed. Hoepli, Milano, 1987.
-
Billington D.P., The tower and the bridge, Princeton University Press, 1983.
-
Brisi Cesare, Chimica Applicata, 1991.
-
Cammarano R., ³$QDOLVL H 0RGHOOD]LRQH GL XQLoni chiodate di strutture
PHWDOOLFKH VWRULFKH´ Tesi di laurea, Dipartimento di Ingegneria Strutturale,
Università Federico II, Napoli, 2007.
-
Cook R. J., The Beauty of Railroad Bridges in North America - Then and Now.
Golden West Books, California, 1987.
-
0 '¶$QLHOOR / )LRULQR ) 3RUWLROL 5 /DQGROIR ³'-III ± Reversible mixed
technologies for seismic protection: experimental and numerical activity versus
FDOFXODWLRQPRGHOV´, 2007.
-
EN 1993-1-8, Eurocode 3: Design of steel structures. Part 1-8: Design of joints.
-
Fernandes A.A., De Castro P.T., Figueiredo, Oliveira F., Structural integrity
evalutation of highway riveted bridges, Faculty of Engineering, University of
Porto, Portogallo.
-
Gasparini D., Simmons D., Member ASCE, American truss bridge connections
in the 19th century. II: 1850-1900, Journal of Performance of Constructed
Facilities, Vol. 11, No. 3, Agosto 1997.
Bibliografia
441
-
*ULVRWWL 0 /¶LQGXVWULDOL]]D]LRQH GHOO¶HGLOL]LD LQ UDSSRUWR DOOD SULPD H DOOD
seconda rivoluzione industriale,in AA.VV, IndustrializzD]LRQHGHOO¶HGLOL]LD, Bari,
Dedalo libri, 1965.
-
-
,PDP 0% ³Numerical modelling of riveted railway bridge connections for
fatigue evaluation´
Kulak G.L., Fisher J.W., Struik J.H.A., Guide to design criteria for bolted and
riveted joints, American Insitute of Steel Construction (AISC), 2001.
Mackaness C.,Bridging Sydney,Historic Houses Trust of New South Wales,2006.
-
Marrullier E., Costruzione degli Edifizi, Ed UTET, Torino, 1925.
-
Masi F., Costruire in acciaio, Hoepli, Milano, 1996 (sesta edizione rifatta ed
ampliata di La pratica delle costruzioni metalliche).
-
Moreno J. e Valiente A. (2004), Stress intensity factor in riveted steel beam,
ELSEVIER, Engineering Failure Analysis, No. 11:777-787.
-
Moreno J. e Valiente A. (2006), Cracking induced failure of old riveted steel
beams, ELSEVIER, Engineering Failure Analysis, No: 13:247-259.
-
Papa F., ³,QGDJLQHVSHULPHQWDOHVXOFRPSRUWDPHQWRDWDJOLRGLXQLRQLFKLRGDWH
in acciaio´ Tesi di laurea, Dipartimento di Ingegneria Strutturale, Università
Federico II, Napoli, 2009.
-
Ryall M.J., Parke G.A.R., Harding J.E., Manual of Bridge Engineering, Thomas
Telford, 2000.
-
Sarraf M. e Bruneau M., Member ASCE, Cyclic Testing of Existing and
Retrofitted Riveted Stiffened Seat Angle Connections, Journal of Structural
Engineering, Vol. 122, No. 7, Luglio 1996.
-
Valtinat G., Hadrych I., Huhn H., Strengthening of riveted and bolted steel
constructions under fatigue loading by preloaded fasteners-experimental and
theoretical investigations, Technical University of Hamburg-Harburg, Germania.
-
Bibliografia
442
-
Vermes W., Design and Performance of Riveted Bridge Connections, Ohio
Trasportation Engineering Conference October 24, 2007.
-
Zignoli V., Costruzioni Metalliche, Ed. UTET, Torino, 1956.
Ringraziamenti
444
RINGRAZIAMENTI
Alle persone più care della mia vita, mamma, papà e Simone, che ogni giorno, con
il loro affetto ed il loro incitamento, hanno contribuito al compimento dei miei
studi, ed in particolare di questo lavoro.
A Zia Giusy ed ai miei nonni che non ci sono più, ma che di certo oggi sarebbero
contenti ed orgogliosi di vedermi tagliare questo traguardo.
Ai miei amici di sempre, Edo, Marco, Pillo, Valerio, Roberto che con la loro
allegria mi sono stati sempre vicino.
Ai professori Federico Massimo Mazzolani e Raffaele Landolfo, che mi hanno
dato la possibilità di dedicarmi ed appassionarmi a questo studio, e di arricchire il
mio bagaglio di conoscenze universitarie.
$LPLHLFRUUHODWRULJOLLQJHJQHUL0DULR'¶$QLHOORH/XLJL)LRULQRFKHSHUODORUR
competenza, disponibilità e gentilezza sono stati per me una guida davvero
preziosa.
$ *LQD SHU WXWWR O¶DLXWR FKH KR ULFHYXWR GD OHL QHO FRUVR GL TXHVWL DQQL GL
università.