Progettazione antisismica di strutture in legno

Progettazione antisismica di
strutture in legno
Dott. Ing. Simon Keller
Soluzioni a lungo termine
SEDI CENTRALI
SCHARNSTEIN – AUSTRIA
OSTERHOFEN – GERMANIA
Soluzioni
a lungo
termine materia
Il legno
come
prima da
costruzione
WOLF GRUPPE INTERNATIONAL
25 SEDI 3.000 DIPENDENTI
Soluzioni a lungo termine
WOLF
- VIPITENO
CAMPIITALIA
DI ATTIVITÁ
27 ANNI DI ESPERIENZA
STRUTTURE IN CEMENTO ARMATO
360 DIPENDENTI
CAMPI DI ATTIVITÁ
CAPANNONI INDUSTRIALI
CAMPI
CAMPIDI
DIATTIVITÁ
ATTIVITÁ
CAPANNONI INDUSTRIALI
CASE PREFABBRICATE
Proprietà meccaniche
Proprietà meccaniche
Proprietà meccaniche dovute all’utilizzo in natura.
Proprietà meccaniche
L’organizzazione cellulare è alla base di una marcata
anisotropia.
Anisotropia = differenza di valori di resistenza e
rigidezza in tutte le direzioni.
Proprietà meccaniche
In natura si ha:
- Maggiore resistenza in direzione parallela alla
fibratura
- Minore resistenza in direzione ortogonale alla
fibratura
Proprietà meccaniche
Legno netto = legno senza difetti (nodi; fessurazioni;
deviazioni di fibratura etc.)
Resistenza a compressione < Resistenza a trazione
Proprietà meccaniche
I difetti alterano soprattutto il comportamento a trazione.
Proprietà meccaniche
- Umidità
funzione della specie e della resistenza che si
sta indagando.
- Durata di carico
dovuta al comportamento reologico del
materiale (resistenza, deformazione)
Modellazione meccanica
Anisotropo = risposta meccanica diversa in tutte le
direzioni.
Ortotropo = risposta meccanica diversa in tre direzioni.
Isotropo = risposta uguale in tutte le direzioni.
Modellazione meccanica
Modellazione meccanica
Modellazione meccanica
Semplificazione in un’unica direzione trasversale:
R i,0 = parallela alla fibratura
R i,90 = ortogonale alla fibratura
Meccanismi di resistenza
I meccanismi di resistenza sono funzione dell’angolo
formato dalla forza agente con la fibratura.
Sforzi assiali di compressione,0
Meccanismi di resistenza
I meccanismi di resistenza sono funzione dell’angolo
formato dalla forza agente con la fibratura.
Sforzi assiali di compressione,0
Sforzi assiali di compressione,90
Le problematiche dovute alla compressione ortogonale
sono piuttosto legate a deformazioni post-elastiche
piuttosto che a un vero collasso
Sforzi assiali di compressione,90
Le problematiche dovute alla compressione ortogonale
sono piuttosto legate a deformazioni post-elastiche
piuttosto che a un vero collasso
Sforzi assiali di compressione,90
Sforzi assiali di trazione,0
Legge di tipo elasto-fragile
Sforzi assiali di trazione,90
Taglio
- Taglio ortogonale (solitamente non avviene)
- Taglio parallelo
- Rolling Shear
Taglio
- Taglio ortogonale (solitamente non avviene)
- Taglio parallelo
- Rolling Shear
Flessione
Può presentarsi ciascuna delle situazioni descritte in
precedenza.
Normative e metodi di calcolo
Metodi di calcolo e verifica
Verifiche
- D.M. 14/01/2008 (NTC)
§4.4 Costruzioni di legno (verifica delle singole travi SLU)
§7.7 Costruzioni di legno (metodi di analisi e fattori SLV e SLD)
§11.7 Materiali e prodotti a base di legno
- UNI EN 1995-1-1 (EC5)
§7.1 Stati limite d’esercizio (verifica travi SLE)
§Appendice B e C (verifica pareti SLU)
§9.2.4 Pareti a diaframma (verifica pareti SLV)
Valutazione della resistenza
1. Durata del carico §4.4.4 NTC08
Valutazione della resistenza
1. Durata del carico §4.4.4 NTC08
Valutazione della resistenza
2. Classi di servizio §4.4.5
Valutazione della resistenza
Il calcolo di una proprietà del materiala a partire dai valori caratteristici viene fatto secondo:
Xk = valore caratteristico
Kmod = parametro che tiene conto della durata del carico e dell’umidità
m = coefficiente parziale di sicurezza
Valutazione della resistenza
Coefficiente parziale di sicurezza del materiale
Valutazione della resistenza
Coefficiente parziale di sicurezza del materiale
Valutazione della resistenza
Scelta del kmod
Effetto volume
Aumento della resistenza a fm,k e ft,0,k
Legno massiccio (11.7.1)
Legno lamellare (11.7.2)
Formule di verifica da §4.4 NTC08
Trazione parallela alla fibratura
Compressione parallela alla fibratura
Formule di verifica da §4.4 NTC08
Compressione perpendicolare alla fibratura
Flessione
km = 0,7 sez. rett.
km = 1 altre sezioni
Ridistribuzione delle tensioni e disomogeneità
Formule di verifica da §4.4 NTC08
Tensoflessione
Pressoflessione
Formule di verifica da §4.4 NTC08
Taglio
Instabilità di trave (flessione)
Formule di verifica da §4.4 NTC08
Instabilità di colonna
Esempio di calcolo
Trave semplicemente appoggiata
Dati:
Materiale = GL24h b= 16 cm
Perm.= 2,4 kN/m2
h= 24 cm
Acc.= 2 kN/m2 Cat. A Classe di servizio 1
Esempio di calcolo
Resistenza di progetto
Esempio di calcolo
Resistenza a flessione
k mod f m ,k
f m,d  k h
m
k h  min(1.09;1.1)  1.09
Esempio di calcolo
Resistenza a flessione
0.6  24
f m ,d ,1  1.09
 10.82 MPa
1.45
0.8  24
 14.43MPa
1.45
Resistenza a taglio
f m ,d , 2  1.09
0.6  2.7
f v ,d ,1 
 1.11MPa
1.45
f v ,d , 2
0.8  2.7

 1.49 MPa
1.45
Esempio di calcolo
Calcolo sollecitazioni
q  l 2 1.3  2.4   4 2
M1 

 6.24kNm
8
8
q  l (1.3  2.4)  4
V1 

 6.24kN
2
2
q  l 2 1.3  2.4  1.5  2  4 2
M2 

 12.24kNm
8
8
q  l (1.3  2.4  1.5  2)  4
V2 

 12.24kN
2
2
Esempio di calcolo
Calcolo sollecitazioni
12.24 106
M
6.24 106
M

 m,d , 2 
 7.97 MPa

 m ,d ,1 
 4.06 MPa
2
2
W  160  240 
W  160  240 




6
6




V
12.24 103
V
6.24 103
 0.48MPa
 v ,d ,1  1.5   1.5
 0.24 MPa  v ,d , 2  1.5   1.5
A
(160  240)
A
(160  240)
 m ,d ,1
f m ,d ,1
 v ,d ,1
f v ,d ,1
4.06

 0.38  1
10.82
0.24

 0.22  1
1.11
 m,d , 2
f m,d , 2
 v ,d , 2
f v ,d , 2


7.97
 0.55  1
14.43
0.48
 0.32  1
1.49
Deformazione
Sistemi di collegamento
‐ Unioni tradizionali lavorano per superfici di contatto
‐ Unioni meccaniche di tipo moderno
trasmissione degli sforzi indiretta
• Unioni metalliche a gambo cilindrico
• Unioni metalliche di superficie
Unioni tradizionali
Unioni tradizionali
Unioni a gambo cilindrico
Unioni a gambo cilindrico
Unioni a gambo cilindrico
Teoria di Johannsen
Si prevede un comportamento rigido plastico per entrambi i materiali ovvero sia per l‘acciaio che per il legno.
I modi di rottura previsti sono sostanzialmente due:
‐ Rifollamento di una delle parti lignee connesse (modo I)
‐ Rifollamento di una delle parti lignee e contemporaneo
snervamento del connettore con formazione di una o più cerniere plastiche (modo II e III).
Unioni a gambo cilindrico
Rifollamento
La resistenza a rifollamento è una caratteristica meccanica del materiale legnoso.
Si ha schiacciamento localizzato delle fibre legnose per effetto del carico
concentrato del connettore sule pareti del foro.
Varia in funzione di alcune caratteristiche come la massa volumica del legno, diametro del connettore, angolo di azione della forza agente.
Snervamento connettore
È funzione del diametro e della classe dell‘acciaio.
Unioni a gambo cilindrico
Modo I
Unioni a gambo cilindrico
Modo II
Unioni a gambo cilindrico
Modo III
Unioni a gambo cilindrico
A due piani di taglio
Unioni a gambo cilindrico
Effetto fune (modi II e III)
Esempio modo f
Unioni a gambo cilindrico
Rotture fragili non previste da Johansen
Unioni a gambo cilindrico
Unioni a gambo cilindrico
Sistemi di collegamento
La definizione del grado di duttilità del collegamento risulta fondamentale
per caratterizzare la capacità di una struttura di assorbire energia quando
essa sia soggetta ad azioni sismiche.
Il sistema costruttivo
Platform Frame
Ing. Simon Keller
Pareti portanti
Telaio in legno
• Corrente superiore (C24)
• Corrente inferiore (C24)
• Montanti (C24)
Pannelli di chiusura
• Pannello in Masonite
Ing. Simon Keller
Carichi verticali
Ing. Simon Keller
Carichi verticali
Ing. Simon Keller
Carichi verticali
Ing. Simon Keller
Carichi orizzontali
Ing. Simon Keller
Normativa
Verifiche
- D.M. 14/01/2008 (NTC)
§4.4 Costruzioni di legno (verifica delle singole travi SLU)
§7.7 Costruzioni di legno (metodi di analisi e fattori SLV e SLD)
§11.7 Materiali e prodotti a base di legno
- UNI EN 1995-1-1 (EC5)
§7.1 Stati limite d’esercizio (verifica travi SLE)
§Appendice B e C (verifica pareti SLU)
§9.2.4 Pareti a diaframma (verifica pareti SLV)
Ing. Simon Keller
Verifiche carichi verticali
Corrente superiore:
• Verifica a flessione
Verificaaataglio
instabilità di colonna
• • Verifica
• Verifica a compressione ortogonale alla fibratura
Ing. Simon Keller
Verifiche carichi verticali
Montanti:
• • Verifica
Verificaaainstabilità
instabilitàdidicolonna
colonna
Ing. Simon Keller
Verifiche carichi verticali
Corrente inferiore:
•
•
Verifica a instabilità di colonna
Verifica a pressione ortogonale alla fibratura
Esempio di calcolo parete Platform Frame
Esempio di calcolo parete Platform Frame
qmax =
Elementi di parete
altezza parete =
2900 mm
Composizione parete:
Masonite (P4)
b=
h=
E0,g,mean =
1250 mm
16 mm
2300 N/mm2
Iy =
Iz =
A=
426667 mm4
2604166667 mm4
20000 mm2
Iy =
Iz =
A=
20480000 mm4
2880000 mm4
9600 mm2
Aste interne
b=
h=
numero aste interne =
60 mm
160 mm
1
30,00 kN/ml
Esempio di calcolo parete Platform Frame
Aste esterne
b=
h=
80 mm
160 mm
Iy =
Iz =
A=
Asta superiore
b=
h=
A=
27306667 mm4
6826667 mm4
12800 mm2
Asta inferiore
160 mm
80 mm
12800 mm2
Struttura portante parete
b=
h=
A=
qmax =
30,00 kN/ml
160 mm
60 mm
9600 mm2
Esempio di calcolo parete Platform Frame
Elementi di collegamento masonite - aste
Cambrette
d=
s=
rm1 =
rm2 =
rm =
k ser 
1,2
100
680
420
534
1, 5 0 ,8
 ser
d
ku =
interasse elementi di collegmento
massa volumica media masonite
massa volumica media C24
massa volumica media
[(7.1) EC5]
[prospetto 7.1 EC5]
80
kser =
ku 
mm
mm
kg/m3
kg/m3
kg/m3
179 N/mm
2
k ser
3
[(2.1) EC5]
119 N/mm
Esempio di calcolo parete Platform Frame
Esempio di calcolo parete Platform Frame
EAtot   Ei Ai 

(EA)tot =
Aeff =
338400000 N
23264 mm2
Snellezza colonna composita
l0
[(C.3) EC5]
EI e ff
EAtot
ly =
lz =
72,40
15,35
Valori di progetto
qd =
Fd =
30,00 kN/m
37,50 kN
k mod =
gM =
d 
0,8
1,5
carico lineare applicato
carico di media durata
legno massiccio
[Tab. 4.4.IV D.M.14/01/2008]
[Tab. 4.4.III D.M. 14/01/2008]
k mod  k
M
valore di calcolo proprietá materiale
[(4.4.1) D.M. 14/01/2008]
Esempio di calcolo parete Platform Frame
Verifica parete
Instabilitá di colonna
rel ,c 


f c , 0,k

E 0, 05
k  0,5 1   c rel ,c  0,3  2rel ,c
1
k crit,c 
k  k 2  2rel ,c
sc,0,d =
fc,0,d =
k crit,c fc,0,d =
 c , 0,d
k crit,c f c ,0,d
1

lrel,c =
1,23
[(4.4.14) D.M. 14/01/2008]
k=
1,35
[(4.4.16) D.M. 14/01/2008]
k crit,c =
0,53
[(4.4.15) D.M. 14/01/2008]
1,61 N/mm2
11,20 N/mm2
5,90 N/mm2
0,27
≤
sollecitazione di compressione
resistenza di progetto
1
verificato
[(4.4.13) D.M. 14/01/2008]
Esempio di calcolo parete Platform Frame
Esempio di calcolo parete Platform Frame
Esempio di calcolo parete Platform Frame
Snellezza colonna composita
lrel,c =
k=
kc =
sc,0,d =
fc,0,d =
k crit,c fc,0,d =
 c ,0,d
k crit,c f c , 0,d
1
1,27
1,40
0,50
[(4.4.14) D.M. 14/01/2008]
[(4.4.16) D.M. 14/01/2008]
[(4.4.15) D.M. 14/01/2008]
2,24 N/mm2
11,20 N/mm2
5,62 N/mm2
0,40
≤
sollecitazione di compressione
1
verificato
[(4.4.13) D.M. 14/01/2008]
Esempio di calcolo parete Platform Frame
Esempio di calcolo parete Platform Frame
 m, y ,d
f m , y ,d
0,67
1
≤
1
verificato
[(4.4.5a) D.M. 14/01/2008]
≤
1
verificato
[(4.4.8) D.M. 14/01/2008]
Taglio
Vd =
d =
fv ,d =
d
f v ,d
1
5/8 qd L =
9,92 kN
1,16 N/mm2
1,33 N/mm2
0,87
Esempio di calcolo parete Platform Frame
Pressione ortogonale alla fibratura
asta superiore
lef =
k c,90 =
c,90,d =
k c,90 fc,90,d =
 c , 90 , d
1
k c , 90 f c , 90 , d
113 mm
2,62
2,44 N/mm2
3,49 N/mm2
0,70
asta inferiore
[(6.8) EC5]
lef =
[(6.5) EC5]
k c,90 =
c,90,d =
k c,90 fc,90,d =
≤
1
100 mm
2,76
2,44 N/mm2
3,68 N/mm2
verificato
[(6.8) EC5]
[(6.6) EC5]
[(4.4.4) D.M. 14/01/2008]
Ing. Simon Keller
Verifiche carichi orizzontali
•
Verifica a taglio collegamento telaio – pannello
Metodo A e metodo B (§9.2.4 EC5)
Ing. Simon Keller
Verifiche carichi orizzontali
•
•
•
•
Verifica a instabilità dei montanti
Verifica dell’ancoraggio
Verifica a compressione ortogonale alla fibratura
Verifica a taglio collegamenti
Ing. Simon Keller
Verifiche carichi orizzontali
Esempio di calcolo parete Platform Frame
Resistenza di progetto graffe [8.4 EC5]
d=
l=
My,rk =
fh1,k =
fh2,k =
k =
1,53
70
725
64
25,3
350
mm
mm
Nmm
N/mm2
N/mm2
kg/m3
t=
t1 =
t2 =
=
Fv,rk =
m =
k mod =
Fv,rd,graf =
Ff,Rd =
16
16
54
0,40
375
1,3
1
mm
mm
mm
spessore masonite
N
resistenza a taglio di progetto della singola cambretta
288,22 N
0,58 kN
per gambo
capacitá laterale di progetto di un singolo mezzo d'unione
Esempio di calcolo parete Platform Frame
2900 mm
350 kg/m3
1450 mm
h=
k =
b0 =
Fi , v , Rd 
F f , Rd bi ci
F v , Rd 
s

 1, 2
F i , v , Rd
Sisma direzione X
Id. parete
L
m
Piano terra
P001
3,88
1

ci   bi
 b0
altezza del pannello
massa volumica caratteristica del telaio in legno
per bi  b0
per bi  b0
resistenza di progetto singolo pannello
resistenza di progetto parete
sollecitazioni da analisi statica lineare
Hi,d
kN
S
mm
bi
m
Fi,v,Rd
kN
Fv,Rd
kN
Verifica
kN
36,39
100,00
1,25
14,91
77,14
verificata
Esempio di calcolo parete Platform Frame
Parete
P001
Lunghezza
m
3,88
Hi,d
kN
36,39
h
m
2,90
Ft,d
kN
27,20
hold-down tipo
WHT340
R,d HD
kN
29,69
η
0,92
Ing. Simon Keller
Verifiche carichi orizzontali
Ing. Simon Keller
Verifiche carichi orizzontali
Perchè il legno?
Comportamento sismico
Ing. Simon Keller
Leggerezza
• La forza agente durante un evento sismico
è funzione della massa della struttura.
f(t)
u (t)
Simon Keller
LEGGEREZZA
La duttilità è la capacità di dissipare energia
attraverso lo sviluppo di deformazioni plastiche.
DUTTILITA’
Ing. Simon Keller
Duttilità
Ing. Simon Keller
Duttilità
1
Ing. Simon Keller
Duttilità
Prescrizioni costruttive §7.7.3:
Per poter considerare la struttura ad alta duttilità:
a) I collegamenti legno-legno o legno acciaio
d ≤ 12mm;
s ≥ 10d
b) Il materiale di rivestimento strutturale è di
legno o di materiale derivato
d ≤ 3,1mm; s ≥ 4d
Ricerca
Prove sismiche
Ing. Simon Keller
MULTIPIANO
Nome Cognome
Short Headline
Example Text
Didiscalia: Sitat und dore ipsum
Didiscalia: Sitat und dore isum
Cidunt adignis am venibh etue alit
erostio dipisisi er aliquissi. Unt lortio
digna cor sum vel il utem ad et nosto
od magna feugait od magna feugait.
digna cor sum vel il utem ad et nosto
od magna feugait od magna feugait .
magna feugait. digna cor sum vel il
utem ad et nosto od magna feugait od
magna feugait
Ing. Simon Keller
Ing. Simon Keller
Ing. Simon Keller
Ing. Simon Keller
Ing. Simon Keller
Pannello 3 PORTA
N = 50 kN/m
150
0.05% = 1,45mm
0.10% = 2,9mm
100
0.20% = 5,8mm
0.40% = 11,6mm
50
Forza (kN)
0.60% = 17,4mm
1.00% = 29,0mm
0
-100
-80
-60
-40
-20
0
20
40
60
80
100
1.50% = 43,5mm
2.00% = 58,0mm
-50
3,00% = 87,0mm
-100
-150
Spostamento (mm)
Ing. Simon Keller
Step
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Drift (%) Disp (mm) Vel (mm/sec) T (min)
Ttotale (h) Fmax (kN) Fmin (kN)
0,05
1,45
0,05
6
0,3
16
-18
0,1
2,90
0,075
8
0,7
26
-29
0,2
5,80
0,1
12
1,2
38
-42
0,4
11,60
0,2
12
1,6
57
-59
0,6
17,40
0,3
12
2,1
71
-73
1
29,00
0,4
15
2,5
86
-86
1,5
43,50
0,5
17
3,1
89
-95
2
58,00
0,6
19
3,7
89
-91
3
87,00
0,7
25
4,3
79
79
100
80
0
1,45
2,90
5,80
11,60
17,40
29,00
-100
43,50
58,00
87,00
0
16
26
38
57
71
86
89
89
79
0
-1,45
-2,9
-5,8
-11,6
-17,4
-29
-50
-43,5
-58
-87
60
40
20
0
-20
-40
-60
-80
-100
Rottura
23,73 kN/m
1. Danni
=
18,93 kN/m
HSLU =
HSLE
0
-18
-29
-42
-59
-73
0-86
-95
-91
-79
50
100
Ing. Simon Keller
Ing. Simon Keller
Ing. Simon Keller
u G ,inst ,i 
q l  h
Gi  Ai*
u k ,inst ,i  21  n   l  1  m   h 
u E ,inst ,i 
q  l  a v ,i
K ser ,i  l 2
2 q  l h3
3 Ei  Ai l 2
uK , DF  h  sin 
uinst  u E ,inst 
Geq 
E Eq 
1
u

1
G ,inst ,i
1
u
1
 u K , DF
K ,inst ,i
F h


1
1



1
1


u K ,inst ,i
 uG ,inst ,i
F  h3
l 3  bErsatz
3  u E ,inst 
12


 5 b
l
 6 Ersatz


Ing. Simon Keller
Ing. Simon Keller
Ing. Simon Keller
Ing. Simon Keller
Scelte progettuali
• Suddivisione realistica degli spazi
• Presenza di numerose aperture
• Presenza del vano scala
• Solaio in legno lamellare
• Edificio più alto testato in Europa
Ing. Simon Keller
Scelte progettuali
Tie-down
Hold-down + angolare
Ing. Simon Keller
In media in Italia ogni cento
anni si verificano più di
cento terremoti di
magnitudo compresa tra
5.0 e 6.0 e dai 5 ai 10
terremoti di magnitudo
superiore a 6.
Ing. Simon Keller
Spostamenti tavola
0,06
0,04
0,02
0
spostamenti [m]
10
15
20
25
‐0,02
t [sec]
‐0,04
‐0,06
‐0,08
‐0,1
‐0,12
‐0,14
smax = 11,36cm
30
35
40
Ing. Simon Keller
150,00
Piano Terra ‐ Piano copertura
spostamento [mm]
100,00
50,00
Piano terra
Copertura
0,00
0,00
5,00
10,00
15,00
20,00
25,00
30,00
t [sec]
‐50,00
‐100,00
Prova accelerogramma dell’Aquila; ag=1,15g
Spostamento massimo s=51,25mm
Struttura finita
Accelerogramma di Kobe,
Giappone (amax=0,82g)
CONFRONTO KOBE ‐ L'AQUILA
0,8
Ing. Simon Keller
amax = 0,66g
0,6
Accelerazione [g]
0,4
0,2
0,0
0
‐0,2
5
10
15
t [sec]
‐0,4
‐0,6
‐0,8
‐1,0
amax = 0,82g
20
25
30
Kobe
L'Aquila
CONFRONTO KOBE ‐
L'AQUILA
CONFRONTO L'AQUILA ‐
TEST FINALE 2
0,8
Ing. Simon Keller
0,6
1,5
Accelerazione [g]
0,4
1
amax = 0,66g
0,2
0,5
0,0
0 0
‐0,2 0
‐0,5
‐0,4
5
10
5
15
10
t [sec]
t [sec]
‐1
‐0,6
‐1,5
‐0,8
‐2
‐1,0
amax = 1,48g
20
15
25
20
25
L'Aquila
30 Kobe
L'Aquila 1,48g
L'Aquila
Ing. Simon Keller
Risultati
Sulla struttura finita sono state eseguite quattro
prove. Durante tutte le prove l’accelerazione di
picco ha superato 1g.
L’accelerazione massima di prova è stata di 1,48g.
1,48g = 529%
D.M. 14/01/2008
Nessun danno
Progettazione sismica
Ing. Simon Keller
Progettazione
1. Definizione dei parametri di progetto (carichi, coordinate
etc.)
2. Struttura regolare ?
3. Scelta del fattore di struttura
4. Individuazione delle pareti resistenti
5. Calcolo forza agente alla base e forze ai piani
6. Calcolo baricentro delle masse e baricentro delle rigidezze
7. Suddivisione delle forze sulle pareti
8. Verifica delle pareti dei solai
9. Verifica a scorrimento (angolari)
10. Verifica a ribaltamento (Hold‐down)
Ing. Simon Keller
1. Definizione parametri di progetto
Ing. Simon Keller
1. Definizione parametri di progetto
Ing. Simon Keller
2. Regolarità da §7.7.2 NTC08
Ing. Simon Keller
2. Regolarità da §7.7.2 NTC08
Ing. Simon Keller
3. Scelta del fattore di struttura
Ing. Simon Keller
3. Scelta del fattore di struttura
Ing. Simon Keller
4. Individuazione delle pareti resistenti
Ing. Simon Keller
5. Calcolo forza agente alla base e ai piani
Ing. Simon Keller
5. Calcolo forza agente alla base e ai piani
Ing. Simon Keller
6. Calcolo baricentri
Ing. Simon Keller
7. Suddivisione delle forze
Le azioni sulla struttura vengono combinate secondo:
Ing. Simon Keller
8. Verifica delle pareti
Fi , v , Rd 
F f , Rd bi ci
F v , Rd 
s

 1, 2
F i , v , Rd
1

ci   bi
 b0
per bi  b0
per bi  b0
resistenza di progetto singolo pannello
resistenza di progetto parete
Ing. Simon Keller
8. Verifica dei solai
Trazione e compressione cordolo
Ing. Simon Keller
8. Verifica dei solai
Taglio
Ing. Simon Keller
9. Verifica degli angolari
Ing. Simon Keller
10. Verifica degli H-D