.

1. Studente:
D’angelo Michele
Sega Luca
Università degli studi “G. d’Annunzio” di Chieti e Pescara
Laurea Magistrale in Ingegneria delle Costruzioni LM24
DIPARTIMENTO DI INGEGNERIA
Corso di COSTRUZIONI IN ZONA SISMICA
Prof. Ing. Spacone Enrico
Oggetto:
PROGETTAZIONE DI UNA PALAZZINA CON
STRUTTURA IN C.A. ISOLATA ALLA BASE

2. 2
INDICE
1 PREMESSA
2 RELAZIONE DI PROGETTO
2.1 Planimetria architettonica
3 NORMATIVA DI RIFERIMENTO
4 CARATTERISTICHE DEI MATERIALI UTILIZZATI
5 ANALISI DEI CARICHI
5.1 Peso proprio dei materiali
5.2 Carichi Permanenti strutturali G1
5.3 Carichi permanenti non strutturali G2
5.4 Carichi variabili Q
5.5 Solaio interpiano
5.6 Solaio copertura
5.7 Balconi
5.8 Tamponature
5.9 Predimensionamento elementi strutturali
5.9.1 Predimensionamento prima travata
5.9.2 Predimensionamento seconda travata
5.9.3 Predimensionamento terza travata
5.9.4 Predimensionamento quarta travata
5.9.5 Predimensionamento quinta travata
5.9.6 Predimensionamento 1° pilastrata
5.9.7 Predimensionamento 2° pilastrata
5.9.8 Predimensionamento 3° pilastrata
5.9.9 Predimensionamento 4° pilastrata
5.9.10 Predimensionamento 5° pilastrata
5.9.11 Predimensionamento 6° pilastrata
5.9.12 Predimensionamento 7° pilastrata
5.9.13 Predimensionamento 8° pilastrata
5.9.14 Predimensionamento 9° pilastrata
5.9.15 Predimensionamento 10° pilastrata
5.9.16 Predimensionamento 11° pilastrata
5.9.17 Predimensionamento 12° pilastrata

3. 3
6 AZIONI SISMICA
7 COMBINAZIONE DI CARICO
8 MODELLAZIONE STRUTTURALE
8.1 Definizione dei materiali
8.1 Definizione delle sezioni
8.1 Definizione dei carichi
8.5 Inserimento spettri di risposta
8.1 Inserimento dei diaframmi di piano
9 PREDIMENSIONAMENTO ISOLATORI SISMICI LRB-S
10 PROCESSO DI ITERAZIONE PER LA SCELTA DEGLI ISOLATORI
LRB
10.1 Verifiche SLC
10.1.1 Spostamento sul software allo SLC
10.2 Verifiche SLV
10.3 Verifiche SLD
10.3.1 Spostamento sul software allo SLD
10.4 Isolatore sismico con baggiolo
10.5 Periodo proprio e modi di vibrare della struttura isolata
11 POST-PROCESIONE
11.2 Sollecitazione telaio lungo
11.3 Progettazione armature longitudinali telaio lungo
11.4 Progettazione armature trasversali telaio lungo
12 SOLLECITAZIONE TELAIO CORTO
12.1 Progettazione armature longitudinali telaio corto
12.2 Progettazione armature trasversali telaio corto
13 PROGETTAZIONE ARMATURE PILASTRATA A3 PIANO TERRA
13.1 Pilastro A3 piano terra domini
14 PROGETTAZIONE ARMATURE PILASTRATA A3 PIANO QUARTO
13.1 Pilastro A3 piano quarto domini
15 VERIFICHE ALLO STATO LIMITE DI DANNO
16 PROGETTAZIONE BAGIOLO

4. 4
17 VERIFICHE ALLO STATO LIMITE DI DANNO
17.1 Soluzione “a giunti scorrevoli”
18 VERIFICA NODO PILASTRO

5. 5
1 PREMESSA
Nella presente relazione si riportano la modellazione agli elementi finiti ( FEM ) e i calcoli
relativi alle verifiche strutturali di un edificio da adibirsi a civile abitazione isolato alla base .
L’edificio oggetto di studio si realizzerà a Sulmona (AQ). Per il calcolo delle sollecitazioni è
stata utilizzata un’analisi lineare dinamica.
2 RELAZIONE DI PROGETTO
Nello specifico, l’edificio si articola in 5 piani fuori terra, così composti:
a. Al piano terra troviamo l’ingresso al vano scala che permette di raggiungere gli
appartamenti ai piani superiori e due locali commerciali con accessi indipendenti
sulla strada.
b. I successivi piani occupano 2 appartamenti ognuno, comprendenti un soggiorno-
pranzo, una cucina, 3 camere e 2 bagni.
c. Il quinto piano accoglie la copertura piana accessibile dal vano scala.
Su un lato del fabbricato è presente un lungo balcone, realizzato con travi a mensola e
solaio ordito su quest’ultime.
La scala è posta al centro della struttura ed è realizzata in c.a. con travi a ginocchio.
La Struttura è in calcestruzzo armato e si compone di:
1. Pilastri;
2. Travi;
3. Solai in latero-cemento;
4. Isolatori LRB con nucleo in piombo;
5. Appoggi sismici (Slitte);
I pilastri per i primi 3 ordini hanno sezione 30x40 - 35x40 – 40x40 – 40x50, per i
successivi 2 ordini si hanno rastremazioni nella misura di 5 e 10 cm su un singolo lato
con sezioni pari 30x40 per tutti i pilastri. Tutti i piani hanno la stessa tipologia di travi
con sezioni piatte all’interno della pianta 65x25, 40x25 e 30x25. Le travi che ospitano le
travi a ginocchio del vano scala sono 30x40. I telai perimetrali si dividono in lungo con
travi 30x40, travi che portano i solai e i balconi, e telaio corto con travi 30x30, scariche
da solai.
Considerando le luci di progetto si è optato per un solaio in latero cemento con travetto
prefabbricato singolo con sovrastante soletta da 5 cm, tipo solaio laterocemento 20+5.
In testa al piano interrato è presente il sistema d’isolamento con isolatori del tipo LRB.
Al di sopra degl’isolatori è stato disposto un graticcio di travi 40x40 per impedire
spostamenti differenziali ai piedi dei pilastri. La sotto-struttura è composta da baggioli

6. 6
di dimensioni 70x95 cm, struttura molto sovradimensionata sia in termini di
sollecitazioni agenti che di rigidezza, ma comunque necessaria al posizionamento
dell’isolatore e dei martinetti necessari in fase manutenzione.
2.1 Planimetria architettonica piano tipo

7. 7
3 NORMATIVA DI RIFERIMENTO
Norme tecniche per le costruzioni”, D.M. 17 gennaio 2018 – G.U. n. 42 del 20.02.2018
(NTC 2018);
“Istruzioni per l’applicazione delle Norme Tecniche delle Costruzioni di cui al D.M. 17
gennaio 2018” – Circolare 21 gennaio 2019.
4 CARATTERISTICHE DEI MATERIALI UTILIZZATI
La struttura è realizzata in cemento armato. Abbiamo quindi:
Calcestruzzo C28/35
Barre Acciaio: B450C
11.2.10 CARATTERISTICHE DEL CALCESTRUZZO
Le caratteristiche del calcestruzzo possono essere desunte, in sede di progettazione,
dalle formulazioni indicate nei successivi punti. Per quanto non previsto si potrà fare
utile riferimento alla Sez. 3 di UNI EN 1992-1-1.
11.2.10.1 Resistenza a compressione:
In sede di progetto si farà riferimento alla resistenza caratteristica a compressione su
cubi Rck così come definita nel § 11.2.1. Dalla resistenza cubica si passerà a quella
cilindrica da utilizzare nelle verifiche mediante l’espressione:
Rck = 35 [Mpa]
fck = 0,83*Rck (11.2.1)
fck = 0,83*35 = 28 [Mpa]
Sempre in sede di previsioni progettuali, è possibile passare dal valore caratteristico al valor
medio della resistenza cilindrica mediante l’espressione:
fcm = fck + 8 [N/mm2] (11.2.2)
fcm = 28+8 = 36 [Mpa]
11.2.10.2 Resistenza a trazione:
La resistenza a trazione del calcestruzzo può essere determinata a mezzo di diretta
sperimentazione, condotta su provini appositamente confezionati, secondo la norma
UNI EN 12390-2:2002, per mezzo delle prove di seguito indicate:
A) prove di trazione diretta;

8. 8
B) prove di trazione indiretta: (secondo UNI EN 12390-6:2002 o metodo
dimostrato equivalente);
C) prove di trazione per flessione: (secondo UNI EN 12390-5:2002 o metodo dimostrato
equivalente).
In sede di progettazione si può assumere come resistenza media a trazione semplice
(assiale) del calcestruzzo il valore (in N/mm2):
fctm = 0,30*fck2/3 per classi ≤ C50/60 (11.2.3a)
fctm = 0,30*282/3 = 2,76 [Mpa] VALORE MEDIO RESISTENZA TRAZIONE SEMPLICE
I valori caratteristici corrispondenti ai frattili 5% e 95% sono assunti, rispettivamente,
pari a 0,7 fctm, ed 1,3 fctm. Il valore medio della resistenza a trazione per flessione è
assunto, in mancanza di sperimentazione diretta, pari a:
fcfm =1,2*fctm (11.2.4)
fcfm =1,2*2,76= 3,31 [Mpa] VALORE MEDIO RESISTENZA TRAZIONE
VERIFICHE AGLI STATI LIMITE - 4.1.2.1 Verifiche agli stati limite ultimi
4.1.2.1.1 Resistenze di calcolo dei materiali:
In accordo con il Cap. 11, le resistenze di calcolo (fd) indicano le resistenze dei materiali,
calcestruzzo ed acciaio, ottenute mediante l’espressione:
fd = fk /γM (4.1.3)
dove:
fk sono le resistenze caratteristiche del materiale;
γM sono i coefficienti parziali per le resistenze, comprensivi delle incertezze del modello
e della geometria, che possono variare in funzione del materiale, della situazione di
progetto e della particolare verifica in esame.
Classe Calcestruzzo: C28/35
4.1.2.1.1.1 Resistenza di calcolo a compressione del calcestruzzo:
Per il calcestruzzo la resistenza di calcolo a compressione, fcd , é:
fcd = αcc * fck / γc = 0,85*28/1,5 = 15,86 [Mpa]
dove:
αcc è il coefficiente riduttivo per le resistenze di lunga durata;
γc è il coefficiente parziale di sicurezza relativo al calcestruzzo;

9. 9
fck è la resistenza caratteristica cilindrica a compressione del calcestruzzo a 28 giorni.
Il coefficiente γc è pari ad 1,5. Il coefficiente αcc è pari a 0,85.
4.1.2.1.1.2 Resistenza di calcolo a trazione del calcestruzzo:
La resistenza di calcolo a trazione, fctd , vale:
fctd = fctk / γc (4.1.5)
dove:
γc è il coefficiente parziale di sicurezza relativo al calcestruzzo già definito al §
4.1.2.1.1.1;
fctk è la resistenza caratteristica a trazione del calcestruzzo (§ 11.2.10.2).
Il coefficiente γc assume il valore 1,5. Nel caso di elementi piani (solette, pareti, ...)
gettati in opera con calcestruzzi ordinari e con spessori minori di 50 mm, la resistenza
di calcolo a trazione va ridotta a 0,80 fctd .
11.2.10.3 Modulo elastico del calcestruzzo:
Per modulo elastico istantaneo del calcestruzzo va assunto quello secante tra la
tensione nulla e 0,40 fcm, determinato sulla base di apposite prove, da eseguirsi secondo
la norma UNI 6556:1976.
In sede di progettazione si può assumere il valore:
Ecm = 23000*[fcm/10]0,33 [N/mm2]
Ecm = 23000*[28/10]0,33 = 32300 [N/mm2]
ACCIAIO: Classe B450C
B450C (acciaio laminato a caldo) caratterizzato da una tensione di rottura σu non
inferiore a 540 [N/mm2] ; da una tensione di snervamento σy non inferiore a 450
[N/mm2] e da un allungamento totale a carico massimo non inferiore al 7%;
L’acciaio per cemento armato B450C è caratterizzato dai seguenti valori nominali delle
tensioni caratteristiche di snervamento e rottura da utilizzare nei calcoli:

10. 10
4.1.2.1.1.3 Resistenza di calcolo dell’acciaio
La resistenza di calcolo dell’acciaio fyd è riferita alla tensione di snervamento ed il suo
valore è dato da:
fyd = fyk /γS (4.1.6)
dove:
γS è il coefficiente parziale di sicurezza relativo all’acciaio 1,15;
fyk per armatura ordinaria è la tensione caratteristica di snervamento dell’acciaio 450
[N/mm2] (v. § 11.3.2);
1. TENSIONE DI SNERVAMENTO: fyd = 450 /1,15 = 391 [Mpa]
2. MODULO ELASTICO (modulo di Young): Es= 210.000 [Mpa]
3. DEFORMAZIONE AL LIMITE ELASTICO: Eyd = fyd / Es = 391/210.000 = 1,86 %0
4. DEFORMAZIONE A ROTTURA: Eu= 10 %o

11. 11
5 ANALISI DEI CARICHI
5.1 PESO PROPRIO DEI MATERIALI:
I
carichi agenti sulla struttura si dividono in carichi permanenti strutturali G1, carichi
permanenti non strutturali G2, e carichi variabili Q.

12. 12
5.2 CARICHI PERMANENTI STRUTTURALI G1
Per la determinazione dei pesi propri strutturali si può far riferimento alla tabella
precedente, e sono i pesi di tutti gli elementi strutturali che fanno parte della struttura
(pilastri, travi, solai).
5.3 CARICHI PERMANENTI NON STRUTTURALI G2
Sono considerati carichi permanenti non strutturali i carichi non rimovibili durante il
normale utilizzo della costruzione (tamponature esterne, divisori interni, massetti,
isolamenti, pavimenti, intonaci, impianti ed altro).
5.4 CARICHI VARIABILI Q
Sono legati alla destinazione d’uso del fabbricato, e possono essere considerati come
carichi verticali uniformemente distribuiti qk, carichi verticali concentrati Qk, e carichi
orizzontali lineari Hk. Per i carichi variabili si fa riferimento alla tabella seguente:
I carichi permanenti strutturali G1 e permanenti non strutturali G2 dei solai sono stati
calcolati considerando le seguenti caratteristiche:

13. 13
5.5 SOLAI INTERPIANO
SOLAIO INTERPIANO 20 +5 =20
ELEMENTO dimensione unità ϒ totale
larg.[m] h.
[m]
[n/m] [kN/mc] [kN/mq]
TRAVETTO 0.10 0.20 2.00 25.00 1.00
CALDANA 1.00 0.05 1.00 25.00 1.25
n/mq kN/cad
PIGNATTE 0.40 0.20 8.00 0.10 0.77
Tot G1 3.02
[kN/mq]
INTONACO 0.3
MASSETTO 0.08 18 1.44
PAVIMENTO 0.4
INCIDENZA TRAMEZZI IN CARTONGESSO 0.8
Tot G2 2.94
CAT. A Tot Q 2.00
carichi permanenti strutturali G1; carichi permanenti non strutturali G2; carichi variabili Q
5.6 SOLAI COPERTURA
COPERTURA PIANA 20 +5
ELEMENTO dimensione unità ϒ totale
larg.[m] h. [m] [n/m] [kN/mc] [kN/mq]
TRAVETTO 0.10 0.20 2.00 25.00 1.00
CALDANA 1.00 0.05 1.00 25.00 1.25
n/mq kN/cad
PIGNATTE 0.40 0.20 8.00 0.10 0.77
Tot G1 3.02
[kN/mq]
INTONACO 0.3
MASSETTO PENDENZE 0.04 18 0.72
ISOLANTE 0.05
IMPERMEABILIZZANTE 0.3
SOTTO FONDO 0.02 20 0.4
PAVIMENTAZIONE 0.4
Tot G2 2.17
NEVE 1.6
CAT. H 0.50
carichi permanenti strutturali G1; carichi permanenti non strutturali G2; carichi variabili Q

14. 14
5.7 BALCONI
balconi
ELEMENTO dimensione unità ϒ totale
larg.[m] h. [m] [n/m] [kN/mc] [kN/mq]
SOLETTA 0.20 25.00 5.00
Tot G1 5.00
INTONACO 0.3
MASSETTO PENDENZE 0.08 18 1.44
PAVIMENTAZIONE 0.4
Tot G2 2.14
NEVE 1.6
CAT. A BALCONI 4.00
carichi permanenti strutturali G1; carichi permanenti non strutturali G2; carichi variabili Q
carichi variabili Q
5.8 TAMPONATURE
TAMPONATURE
s m kN/m3 kN/m2
INTONACHINO 0.015 18 0.27
BIO CLIMA ZERO18P 38 2.8
INTONACHINO 0.015 18 0.27
3.34
H INTER. 2.7
kN/m 9.018
Carico permanente strutturale G1

15. 15
5.9 PREDIMENSIONAMENTO ELEMENTI STRUTTURALI
5.9.1 Dimensionamento prima travata
colonna riga
trave A:D 1
L b h
dimensioni [cm] 30 40 previsione
permanenti strutturali
peso proprio della trave
kN/mc b h totale
[kN/m]
G'1k 25 0.3 0.4 3
peso proprio della fascia di solaio gravante sulla trave
kN/mq luce solaio
G1k solaio 3.02 1.73 5.22
tot g1 8.22
permanenti non strutturali
peso dei componenti strutturali di competenza
kN/mq inflenza
solaio
totale
[kN/m]
G2k solaio 2.94 1.73 5.09
tamponature 9.02
tot g2 14.10
Carico variabile
peso dei componenti strutturali di competenza
kN/mq inflenza
solaio
totale
[kN/m]
Q1k solaio 2 1.73 3.46
G1 Gammag1 G2 Gammag2 qGammag3 totale
slu sfavorevole 10.69 21.16 5.19 37.03
slu favorevole 8.22 11.28 0.00 19.50

16. 16
stadio 3 duttilità controllata x=0,27*d d'= 30
Predimensionamento a semplice
armatura
Msd
max
56.7 kNm
b 300 mm
fck 35 Mpa
fcd 19.83 Mpa
d 222.4 mm
H* =d+d' 252.4 300

17. 17
5.9.2 Dimensionamento seconda travata
colonna riga
trave A:D 2
L b h
dimensioni [cm] 30 25 previsione
permanenti strutturali
peso proprio della trave
kN/mc b h totale
[kN/m]
G'1k 25 0.3 0.25 1.875
peso proprio della fascia di solaio gravante sulla trave
kN/mq inflenza
solaio
G1k solaio 1-2 3.02 1.73 5.22
G1k solaio 2-3 3.02 1 3.02
tot g1 10.11
permanenti non strutturali
peso dei componenti strutturali di competenza
kN/mq inflenza
solaio
totale
[kN/m]
G2k solaio 1-2 2.94 1.73 5.09
G2k solaio 2-3 2.94 1 2.94
tot g2 8.03
Carico variabile
peso dei componenti strutturali di competenza
kN/mq inflenza
solaio
totale
[kN/m]
Q1k solaio1-2 2 1.73 3.46
Q1k solaio 2-3 2.00 1 2.00
5.46
trave piatta G1 Gammag1 G2 Gammag2 qGammag3 totale
slu sfavorevole 13.15 12.04 8.19 33.38
slu favorevole 10.11 2.35 0.00 12.47

18. 18
stadio 3 duttilità controllata d'= 30
Predimensionamento a semplice
armatura
Msd
max
56 kNm
H 250 mm
d 220
x 59.4
fck 35 Mpa
fcd 19.83 Mpa
B 302.8

19. 19
5.9.3 Dimensionamento terza travata
colonna riga
trave A:D 3
L b h
dimensioni [cm] 30 25 previsione
permanenti strutturali
peso proprio della trave
kN/mc b h totale
[kN/m]
G'1k a-c 25 0.3 0.25 1.875
G'1k a-c 25 0.3 0.4 3
peso proprio della fascia di solaio gravante sulla trave
kN/mq inflenza
solaio
G1k solaio 3-4 3.02 1.55 4.68
G1k solaio 2-3 3.02 1 3.02
G1 scala soletta 20 5 1.55 7.75
permanenti non strutturali
peso dei componenti strutturali di competenza
kN/mq inflenza
solaio
totale
[kN/m]
G2k solaio 3-4 2.94 1.55 4.56
G2k solaio 2-3 2.94 1 2.94
tamponature 9.02
G2 scala soletta 20 4 1.55 6.20
Carico variabile
peso dei componenti strutturali di competenza
kN/mq inflenza
solaio
totale
[kN/m]
Q1k scale 3-4 4 1.55 6.20
Q1k solaio 2-3 2.00 1 2.00

20. 20
trave piatta a-C G1 Gammag1 G2 Gammag2 qGammag3 totale
slu sfavorevole 12.44 24.77 12.30 49.51
slu favorevole 9.57 13.21 22.78
trave piatta C-D G1 Gammag1 G2 Gammag2 qGammag3 totale
slu sfavorevole 17.90 27.24 12.30 57.44
slu favorevole 13.77 14.53 28.29
Balcone G1 Gammag1 G2 Gammag2 qGammag3 totale
slu sfavorevole 6.50 3.21 6.00 15.71
slu favorevole 5.00 1.71 6.71
stadio 3 duttilità controllata d'= 30
Predimensionamento a semplice
armatura
Msd
max
67 kNm
H 250 mm
d 220
x 59.4
fck 35 Mpa

21. 21
5.9.4 Dimensionamento quarta travata
colonna riga
trave A 1:6
L b h
dimensioni [cm] 30 40 previsione
permanenti strutturali
peso proprio della trave
kN/mc b h totale [kN/m]
G'1k 1-2 25 0.3 0.4 3
peso proprio della fascia di solaio gravante sulla trave
kN/mq inflenza solaio
G1k solaio 1:2 3.02 1 3.02
G1k solaio 2-3 3.02 1.87 5.63
G1k solaio 3-4 3.02 1.00 3.02
G1k solaio Balcone 5.00 1.4 7.00
permanenti non strutturali
peso dei componenti strutturali
di competenza
kN/mq inflenza solaio totale [kN/m]
G1k solaio 1:2 2.94 1 2.94
fcd 19.83 Mpa
B 362.3
stadio 3 duttilità controllata x=0,27*d d'= 30
Predimensionamento a semplice
armatura
Msd
max
101 kNm
b 300 mm
fck 35 Mpa
fcd 19.83 Mpa
d 296.8 mm
H* =d+d' 326.8

22. 22
G1k solaio 2-3 2.94 1.87 5.48
G1k solaio 3-4 2.94 1.00 2.94
G1k solaio Balcone 2.14 1.4 3.00
tamponature 9.02
Carico variabile
peso dei componenti strutturali
di competenza
kN/mq inflenza solaio totale [kN/m]
Q1k solaio 1:2 2.00 1 2.00
Q1k solaio 2-3 2.00 1.87 3.73
Q1k solaio 3-4 2.00 1.00 2.00
Q1k solaio Balcone 4.00 1.4 5.60
Q2k neve Balcone 1.60 1.4 2.24
trave alta 1-2 G1 Gammag1 G2 Gammag2 qGammag3 totale
slu sfavorevole 7.82 17.94 13.75 39.51
slu favorevole 6.02 9.57 15.58
trave alta 2-3 G1 Gammag1 G2 Gammag2 qGammag3 totale
slu sfavorevole 20.32 26.25 16.35 62.91
slu favorevole 15.63 14.00 29.63
trave alta 3-4 G1 Gammag1 G2 Gammag2 qGammag3 totale
slu sfavorevole 16.92 22.43 7.95 47.30
slu favorevole 13.02 11.96 24.98
trave alta 5-6 G1 Gammag1 G2 Gammag2 qGammag3 totale
slu sfavorevole 16.92 22.43 13.75 53.11
slu favorevole 14.95 11.96 26.92

23. 23

24. 24
5.9.5 Predimensionamento quinta travata
colonna riga
trave B 1:6
L b h
dimensioni [cm] 65 25 previsione
permanenti strutturali
peso proprio della trave
kN/mc b h totale [kN/m]
G'1k 1-2-3 25 0.65 0.25 4.0625
G'1k 3-4 25 0.3 0.4 3
peso proprio della fascia di solaio gravante sulla trave
kN/mq inflenza solaio
G1k solaio 1:2 3.02 2 6.04
G1k solaio 2-3 3.02 3.51 10.59
G1k solaio 3-4 3.02 2.00 6.04
permanenti non
strutturali
peso dei componenti strutturali di
competenza
kN/mq inflenza solaio totale [kN/m]
G1k solaio 1:2 2.94 2 5.88
G1k solaio 2-3 2.94 3.51 10.32
G1k solaio 3-4 2.94 2.00 5.88
tamponature 9.02
Carico variabile
peso dei componenti strutturali di
stadio 3 duttilità controllata x=0,27*d d'= 30
Predimensionamento a semplice
armatura
Msd
max
153 kNm
b 300 mm
fck 35 Mpa
fcd 19.83 Mpa
d 365.3 mm
H* =d+d' 395.3

25. 25
competenza
kN/mq inflenza solaio totale [kN/m]
Q1k solaio 1:2 2.00 2 4.00
Q1k solaio 2-3 2.00 3.51 7.02
Q1k solaio 3-4 4.00 2.00 8.00
trave alta 1-2 G1 Gammag1 G2 Gammag2 qGammag3 totale
slu sfavorevole 13.13 8.82 6.00 27.95
slu favorevole 10.10 4.70 14.80
trave alta 2-3 G1 Gammag1 G2 Gammag2 qGammag3 totale
slu sfavorevole 19.05 15.48 10.53 45.06
slu favorevole 14.66 8.26 22.91
trave alta 3-4 G1 Gammag1 G2 Gammag2 qGammag3 totale
slu sfavorevole 11.75 35.87 12.00 59.62
slu favorevole 9.04 19.13 28.17

26. 26
stadio 3 duttilità controllata x=0,27*d d'= 30
Predimensionamento a semplice
armatura
Msd
max
119 kNm
b 300 mm
fck 35 Mpa
fcd 19.83 Mpa
d 322.2 mm
H* =d+d' 352.2
stadio 3 duttilità controllata d'= 30
Predimensionamento a semplice
armatura
Msd
max
119 kNm
H 250 mm
d 220
x 59.4
fck 35 Mpa
fcd 19.83 Mpa
B 643.4

27. 27
5.9.6 Predimensionamento 1°Pilastrata
colonna riga
pilastro A 1 totale
piano
[kN/m] [m] N [kN] 2N [kN] 5N [kN]
trave A1 B1 37.03 3.74 69.25 140.52 281.03 702.58
trave A1 A2 39.51 3.40 67.17
cilindrica Ac(3N)[mm2] Ac(5N)[mm2]
Rck 35 21799.66 54499.15
fcd 19.83 b[mm] 300 b[mm] 300
h*[mm] 300 h*[mm] 300
h[mm] 400 h[mm] 400
5.9.7 Predimensionamento 2°Pilastrata
fila riga
pilastro B 1
[kN/m] [m] N [kN] totale 2N [kN] 5N [kN]
trave B1 A1 37.03 3.74 69.25 183.02 366.03 915.08
trave B1 C1 37.03 3.29 60.92
trave B1 B2 27.95 3.40 47.51
cilindrica Ac(3N)[mm2] Ac(5N)[mm2]
Rck 35 28392.91 70982.29
fcd 19.83 b[mm] 300 b[mm] 300
h*[mm] 300 h*[mm] 300
h[mm] 400 h[mm] 400
5.9.8 Predimensionamento 3°Pilastrata
fila riga
pilastro C 1
[kN/m] [m] N [kN] totale 2N
[kN]
5N [kN]
trave C1 B1 37.03 3.29 60.92 187.97 375.95 939.87
trave C1 D1 37.03 4.00 74.07
trave C1 C2 27.95 3.40 47.51
cilindrica Ac(3N)[mm2] Ac(5N)[mm2]
Rck 35 29162.22 72905.55
fcd 19.83 b[mm] 300 b[mm] 300
h*[mm] 300 h*[mm] 300
h[mm] 400 h[mm] 400
5.9.9 Predimensionamento 4°Pilastrata
colonna riga

28. 28
pilastro D 1 totale
piano
[kN/m] [m] N [kN] 2N [kN] 5N [kN]
trave D1 C1 37.03 4.00 74.07 145.48 290.95 727.38
trave D1 D2 39.51 3.40 67.17
cilindrica Ac(2N)[mm2] Ac(5N)[mm2]
Rck 35 22568.97 56422.42
fcd 19.83 b[mm] 300 b[mm] 300
h*[mm] 300 h*[mm] 300
h[mm] 400 h[mm] 400
5.9.10 Predimensionamento 5°Pilastrata
fila riga
pilastro A 2
[kN/m] [m] N [kN] totale 2N [kN] 5N [kN]
trave A2 A1 39.51 3.40 67.17 319.59 639.19 1597.97
trave A2 B2 33.38 3.73 62.25
trave A2 A3 62.91 5.75 180.87
cilindrica Ac(3N)[mm2] Ac(5N)[mm2]
Rck 35 49581.59 123953.98
fcd 19.83 b[mm] 300 b[mm] 350
h*[mm] 300 h*[mm] 354.154
h[mm] 400 h[mm] 400
5.9.11 Predimensionamento 6°Pilastrata
fila riga
pilastro B 2
[kN/m] [m] N [kN] totale 2N [kN] 5N
[kN]
trave B2 A2 33.38 3.73 62.25 303.22 606.44 1516.09
trave B2 B1 27.95 3.40 47.51
trave B2 C2 33.38 3.30 55.07
trave B2 B3 45.06 5.75 129.55
cilindrica Ac(3N)[mm2] Ac(5N)[mm2]
Rck 35 47040.87 117602.17
fcd 19.83 b[mm] 300 b[mm] 300
h*[mm] 300 h*[mm] 392.0072
h[mm] 400 h[mm] 400

29. 29
5.9.12 Predimensionamento 7°Pilastrata
fila riga
pilastro C 2
[kN/m] [m] N [kN] totale 2N [kN] 5N [kN]
trave C2 C1 27.95 3.40 47.51 307.86 615.72 1539.29
trave C2 C3 45.06 5.75 129.55
trave C2 B2 33.38 3.30 55.07
trave C2 D2 33.38 4.00 66.76
cilindrica Ac(3N)[mm2] Ac(5N)[mm2]
Rck 35 47760.89 119402.23
fcd 19.83 b[mm] 300 b[mm] 300
h*[mm] 300 h*[mm] 398.0074
h[mm] 400 h[mm] 400
5.9.13 Predimensionamento 8°Pilastrata
fila riga
pilastro D 2
[kN/m] [m] N [kN] totale 2N [kN] 5N [kN]
trave D2 D1 39.51 3.40 67.17 324.24 648.47 1621.18
trave D2 D3 62.91 5.75 180.87
trave D2 C2 33.38 4.00 66.76
cilindrica Ac(2N)[mm2] Ac(5N)[mm2]
Rck 35 50301.62 125754.05
fcd 19.83 b[mm] 300 b[mm] 350
h*[mm] 300 h*[mm] 359.297
h[mm] 400 h[mm] 400
5.9.14 Predimensionamento 9°Pilastrata
fila riga
pilastro A 3
[kN/m] [m] N [kN] totale 2N [kN] 5N [kN]
trave A3 A2 62.91 5.75 180.87 357.41 714.82 1787.05
trave A3 B3 49.51 3.73 92.34
trave A3 A4 47.30 3.12 73.79
cilindrica Ac(3N)[mm2] Ac(5N)[mm2]
Rck 35 55448.33 138620.83
fcd 19.83 b[mm] 300 b[mm] 350
h*[mm] 300 h*[mm] 396.0595
h[mm] 400 h[mm] 400

30. 30
5.9.15 Predimensionamento 10°Pilastrata
fila riga
pilastro B 3
[kN/m] [m] N [kN] totale 2N [kN] 5N [kN]
trave B3 A3 49.51 3.73 92.34 489.26 978.51 2446.28
trave B3 B2 45.06 5.75 129.55
trave B3 C3 49.51 3.30 81.70
trave B3 B4 59.62 5.75 171.41
cilindrica Ac(3N)[mm2] Ac(5N)[mm2]
Rck 35 75902.65 189756.61
fcd 19.83 b[mm] 300 b[mm] 500
h*[mm] 300 h*[mm] 379.5132
h[mm] 400 h[mm] 400
5.9.16 Predimensionamento 11°Pilastrata
fila riga
pilastro C 3
[kN/m] [m] N [kN] totale 2N [kN] 5N [kN]
trave C3 C2 45.06 5.75 129.55 431.40 862.79 2156.99
trave C3 C4 59.62 3.11 92.71
trave C3 B3 49.51 3.30 81.70
trave C3 D3 57.44 4.00 114.87
cilindrica Ac(3N)[mm2] Ac(5N)[mm2]
Rck 35 66926.50 167316.26
fcd 19.83 b[mm] 300 b[mm] 500
h*[mm] 300 h*[mm] 334.6325
h[mm] 400 h[mm] 400
5.9.17 Predimensionamento 12°Pilastrata
fila riga
pilastro D 3
[kN/m] [m] N [kN] totale 2N [kN] 5N [kN]
trave D3 D2 62.91 5.75 180.87 380.61 761.22 1903.06
trave D3 D4 47.30 3.12 73.79
trave D3 C3 57.44 4.00 114.87
cilindrica Ac(3N)[mm2] Ac(5N)[mm2]
Rck 35 59047.82 147619.56
fcd 19.83 b[mm] 300 b[mm] 400
h*[mm] 300 h*[mm] 369.0489
h[mm] 400 h[mm] 400

31. 31

32. 32
6 AZIONE SISMICA
VITA NOMINALE
La vita nominale di un’opera strutturale VN è intesa come il numero di anni nel quale la
struttura, purché soggetta alla manutenzione ordinaria, deve potere essere usata per lo
scopo al quale è destinata. La vita nominale dei diversi tipi di opere è quella riportata
nella Tab. 2.4.I NTC 2018.
CLASSE D’USO
In presenza di azioni sismiche, con riferimento alle conseguenze di una interruzione di
operatività o di un eventuale collasso, le costruzioni sono suddivise in classi d’uso così
definite:
PERIODO DI RIFERIMENTO PER L’AZIONE SISMICA
Le azioni sismiche su ciascuna costruzione vengono valutate in relazione ad un periodo
di riferimento VR che si ricava, per ciascun tipo di costruzione, moltiplicandone la vita
nominale VN per il coefficiente d’uso CU :
VR = VN × CU (2.4.1)

33. 33
Il valore del coefficiente d’uso CU è definito, al variare della classe d’uso, come mostrato
in Tab. 2.4.II:
Se VR ≤ 35 anni si pone comunque VR = 35 anni.
VR = 50× 1,0 = 50 ANNI
L’AZIONE SISMICA
Le azioni sismiche di progetto, in base alle quali valutare il rispetto dei diversi stati
limite considerati, si definiscono a partire dalla “pericolosità sismica di base” del sito di
costruzione. Essa costituisce l’elemento di conoscenza primario per la determinazione
delle azioni sismiche. La pericolosità sismica è definita in termini di accelerazione
orizzontale massima attesa ag in condizioni di campo libero su sito di riferimento rigido
con superficie topografica orizzontale (di categoria A quale definita al § 3.2.2), nonché
di ordinate dello spettro di risposta elastico in accelerazione ad essa corrispondente Se
(T), con riferimento a prefissate probabilità di eccedenza PVR , come definite nel § 3.2.1,
nel periodo di riferimento VR , come definito nel § 2.4. In alternativa
è ammesso l’uso di accelerogrammi, purché correttamente commisurati alla pericolosità
sismica del sito. Ai fini della presente normativa le forme spettrali sono definite, per
ciascuna delle probabilità di superamento nel periodo di riferimento PVR, a partire dai
valori dei seguenti parametri su sito di riferimento rigido orizzontale:
ag accelerazione orizzontale massima al sito;
Fo valore massimo del fattore di amplificazione dello spettro in accelerazione
orizzontale.
TC* periodo di inizio del tratto a velocità costante dello spettro in accelerazione
orizzontale.
STATI LIMITE E RELATIVE PROBABILITÀ DI SUPERAMENTO
Nei confronti delle azioni sismiche gli stati limite, sia di esercizio che ultimi, sono
individuati riferendosi alle prestazioni della costruzione nel suo complesso, includendo
gli elementi strutturali, quelli non strutturali e gli impianti.
Gli stati limite di esercizio sono:
 Stato Limite di Operatività (SLO): a seguito del terremoto la costruzione nel
suo complesso, includendo gli elementi strutturali, quelli non strutturali, le
apparecchiature rilevanti alla sua funzione, non deve subire danni ed
interruzioni d'uso significativi;

34. 34
 Stato Limite di Danno (SLD): a seguito del terremoto la costruzione nel suo
complesso, includendo gli elementi strutturali, quelli non strutturali, le
apparecchiature rilevanti alla sua funzione, subisce danni tali da non mettere a
rischio gli utenti e da non compromettere significativamente la capacità di
resistenza e di rigidezza nei confronti delle azioni verticali ed orizzontali,
mantenendosi immediatamente utilizzabile pur nell’interruzione d’uso di parte
delle apparecchiature.
Gli stati limite ultimi sono:
 Stato Limite di salvaguardia della Vita (SLV): a seguito del terremoto la
costruzione subisce rotture e crolli dei componenti non strutturali ed
impiantistici e significativi danni dei componenti strutturali cui si associa una
perdita significativa di rigidezza nei confronti delle azioni orizzontali; la
costruzione conserva invece una parte della resistenza e rigidezza per azioni
verticali e un margine di sicurezza nei confronti del collasso per azioni sismiche
orizzontali;
 Stato Limite di prevenzione del Collasso (SLC): a seguito del terremoto la
costruzione subisce gravi rotture e crolli dei componenti non strutturali ed
impiantistici e danni molto gravi dei componenti strutturali; la costruzione
conserva ancora un margine di sicurezza per azioni verticali ed un esiguo
margine di sicurezza nei confronti del collasso per azioni orizzontali.
Le probabilità di superamento nel periodo di riferimento PVR , cui riferirsi per
individuare l’azione sismica agente in ciascuno degli stati limite considerati, sono
riportate nella successiva Tab. 3.2.I.
Si ricava poi, per ciascuno stato limite e relativa probabilità di eccedenza PVR nel periodo di
riferimento VR, il periodo di ritorno TR del sisma. Si utilizza a tal fine la relazione:

35. 35
SLV = 475 ANNI
CATEGORIE DI SOTTOSUOLO E CONDIZIONI TOPOGRAFICHE
Categorie di sottosuolo
Ai fini della definizione dell’azione sismica di progetto, si rende necessario valutare
l’effetto della risposta sismica locale mediante specifiche analisi, come indicato nel §
7.11.3. In assenza di tali analisi, per la definizione dell’azione sismica si può fare
riferimento a un approccio semplificato, che si basa sull’individuazione di categorie di
sottosuolo di riferimento.

36. 36
Condizioni topografiche
Per condizioni topografiche complesse è necessario predisporre specifiche analisi di
risposta
sismica locale. Per configurazioni superficiali semplici si può adottare la seguente
classificazione (Tab. 3.2.IV):
SPETTRO DI RISPOSTA ELASTICO IN ACCELERAZIONE DELLE COMPONENTI
ORIZZONTALI
Quale che sia la probabilità di superamento nel periodo di riferimento PVR considerata,
lo spettro di risposta elastico della componente orizzontale è definito dalle espressioni
seguenti:
nelle quali T ed Se sono, rispettivamente, periodo di vibrazione ed accelerazione spettrale
orizzontale.
 S è il coefficiente che tiene conto della categoria di sottosuolo e delle condizioni
topografiche mediante la relazione seguente: S SS ST , (3.2.5)
essendo SS il coefficiente di amplificazione stratigrafica (vedi Tab. 3.2.V) e ST il
coefficiente di amplificazione topografica (vedi Tab. 3.2.VI);
 è il fattore che altera lo spettro elastico per coefficienti di smorzamento viscosi
convenzionali diversi dal 5%, mediante la relazione√0/(5 ) 0,55 , (3.2.6)
dove (espresso in percentuale) è valutato sulla base di materiali, tipologia strutturale
e terreno di fondazione;
 Fo è il fattore che quantifica l’amplificazione spettrale massima, su sito di riferimento
rigido orizzontale, ed ha valore minimo pari a 2,2;
 TC è il periodo corrispondente all’inizio del tratto a velocità costante dello spettro,
dato da: TC CC TC , (3.2.7), dove TC è definito al § 3.2 e CC è un coefficiente funzione
della categoria di sottosuolo (vedi Tab. 3.2.V);

37. 37
 TB è il periodo corrispondente all’inizio del tratto dello spettro ad accelerazione
costante, TB TC /3 , (3.2.8)
 TD è il periodo corrispondente all’inizio del tratto a spostamento costante dello spettro,
espresso in secondi mediante la relazione: TD = (4,0 ag/g) +1,6

38. 38
- Spettri di progetto calcolati il programma spettri fornito dal MIT ed elaborati su
excell.
- Gli spettri SLC e SLV sono calcolati con fattore di struttura q= 1.0, quindi struttura
non dissipativa che lavora in campo elastico. Inoltre sempre questi 2 hanno un
ulteriore smorzamento pari al 27%, offerto dal piombo contenuto nel nucleo
dell’isolatore, che si attiva in concomitanza del periodo T=0.8xTisolata= 2.02s
(calcolato successivamente).
- Lo spettro SLD è classicamente smorzato al 5%

39. 39
7 COMBINAZIONI DI CARICO
Le combinazioni di carico sono state fatte seguendo le indicazioni dell’NTC 2018.

40. 40

41. 41

42. 42

43. 43
COMBINAZIONI DELLE AZIONI
Ai fini delle verifiche degli stati limite si definiscono le seguenti combinazioni delle
azioni.
1. Combinazione fondamentale, generalmente impiegata per gli stati limite ultimi
(SLU):
2. Combinazione caratteristica (rara), generalmente impiegata per gli stati limite di
esercizio (SLE) irreversibili, da utilizzarsi nelle verifiche alle tensioni ammissibili
di cui al § 2.7:
3. Combinazione frequente, generalmente impiegata per gli stati limite di esercizio
(SLE) reversibili:
4. Combinazione quasi permanente (SLE), generalmente impiegata per gli effetti a
lungo termine:
5. Combinazione sismica, impiegata per gli stati limite ultimi e di esercizio connessi
all’azione sismica E (v. § 3.2):

44. 44
8 MODELLAZIONE STRUTTURALE
La modellazione della struttura è stata eseguita con il programma Midas Gen.
Di seguito vengono riportati i passi principali:
8.1 Definizione dei materiali
In questa sezione è possibile scegliere il materiale, la normativa di riferimento e nel caso è
possibile anche creare un materiale nel caso avessimo la necessità di settare diversi valori da
quelli standard al materiale.
8.2 Definizione delle sezioni:

45. 45
Oltre a definire la grandezza delle sezioni è possibile inserire degli off-set se si vuole
allineare perfettamente la struttura.
8.3 Definizione dei carichi
Sono stati definiti i seguenti schemi di carico:
I carichi sono stati inseriti con i Floor Load, in questo comando si impostano i pesi al metro
quadro degli elementi strutturali e non strutturali del solaio e tramite i quattro nodi del solaio
si carica quest’ultimo.
8.5 Inserimento spettri di risposta

46. 46
Nelle impostazioni del caso di carico “Response Spectrum” è stato considerato per ogni
direzione il sisma agente in due direzioni; in una direzione viene considerato al 100% e
nella direzione perpendicolare al 30%.
8.6 Inserimento del diaframma di piano
Di seguito una breve descrizione del perché si usa il diaframma di piano.

47. 47
9 PREDIMENSIONAMENTO ISOLATORI SISMICI LRB
Il primo passo è quello di calcolare il periodo proprio della struttura a base fissa con un
analisi dinamica lineare.
Eingevalue analysis
Modal participation masses printout
Modo 1 – direzione Y T 0.97s

48. 48
Modo 2 – direzione X T 0.86s
Modo 3 – rotazionale T 0.80s

49. 49
10 PROCESSO DI ITERAZIONE PER LA SCELTA DEGLI ISOLATORI LRB-s
10.1 Verifiche SLC
A questo punto andremo a stimare il periodo della struttura isolata moltiplicando il periodo
della struttura a base fissa per un fattore di isolamento pari a I=2.5 puntando così ad una
struttura con periodo proprio di circa 2.42s. Si procede con il calcolo di una rigidezza
equivalente che è funzione del periodo della struttura a isolata e della massa sismica totale.
Tale rigidezza equivalente è pari a 7216.8 kN/m. Si calcola così l’accelerazione
corrispondente al Tiso sullo spettro combinato e successivamente lo spostamento massimo
che risulta pari 0.174m. Si sceglie quindi sul catalogo FIP l’isolatore LRB-s che abbia uno
spostamento massimo superiore 0.174m e rigidezza orizzontale più simile possibile alla K-
equivalente diviso il numero di isolatori che si vogliono posizionare.
Ipotesi
T bf 0.97
I 2.5
Tis 2.425 20%di Tis 2.021
Massa totale edificio 1075 kN/g
Kesi 7216.80 kN/m
N° isolatori 8
K n 902.10 kN/m 0.9021 kN/mm
ddc - smorzato 5% 0.207 m
ddc - smorzato 27% 0.174 m

50. 50
Isolatore sismico LRB-S
Appoggio sismico

51. 51
Elastic Link
Gli isolatori vengono inseriti come Elastic Link con rigidezza equivalente, calcolata con il
predimensionamento e dopo scelta in funzione dei cataloghi della FIP industriale.
Vista 3D degli isolatori in midasgen

52. 52
Primo
tentativo scelgo un isolatore ke 1.08
ke 1.08 kN/mm 1080 kN/m
isolatori 10.000
Kesi 10800
spostamento max 0.250 m Nmax 990 kN
spostamento da calcolo slc differenze
comprese eccentricità 0.206 3.58%
tis 2.43 99.79%
Viene fatto un primo tentativo con un isolatore con rigidezza 1.09 kN/mm, lo
spostamento massimo verifica ma lo sforzo normale massimo in testa all’isolatore è
nettamente superiore a quello massimo sopportabile indicato sul catalogo.
10.1.1 SPOSTAMENTO SUL SOFTWARE ALLO SLC:
Spostamento massimo allo SLC
Secondo
Tentativo
scelgo un isolatore ke 1.29
ke 1.29 kN/mm 1290 kN/m
isolatori 8.000
Kesi 10320
spostamento max 0.250 m Nmax 1640 kN
Ned 1075 kN
spostamento da calcolo slc differenze
comprese eccentricità 0.210 3.65%
tis 2.48 97.78%

53. 53
Invece il secondo tentativo riesce a verificare lo spostamento massimo e lo sforzo
assiale massimo che può sopportare in testa l’isolatore, quindi a questo punto andremo
a fare le verifiche SLV e SLD. In quanto allo stato limite di collasso si verifica solo che lo
spostamento massimo sia inferiore a quello dell’isolatore.
10.2 Verifiche SLV
Primo
tentativo
scelgo un isolatore ke 1.29
ke 1.29 kN/mm 1290 kN/m
isolatori 8.000
Kesi 10320
spostamento max 0.208 m Nmax 1640 kN
Ne 1045 kN
spostamento da calcolo slv differenze
comprese eccentricità 0.170 2.39%
tis 2.48 97.78%
Lo spostamento massimo registrato su un isolatore è 0.17m inferiore del 2.39% rispetto
al massimo.

54. 54
10.3 Verifiche SLD
Nelle verifiche allo stato limite di danno bisogna verificare solo che l’isolatore non si
attivi e che lo spostamento interpiano sia inferiore a quello della normativa, per
salvaguardare i danni agli elementi non strutturali. Questo spettro viene smorzato solo
al 5%, poiché si ritiene necessario evitare l’attivazione dello smorzamento dell’isolatore,
in concomitanza di eventi sismici calcolati allo stato limite di danno, questo eviterà il
ricentraggio dell’isolatore stesso.
Spettro di progetto allo SLD
10.3.1 SPOSTAMENTO SUL SOFTWARE ALLO SLD:
Spostamenti massimi allo SLD

55. 55
scelgo un isolatore ke 1.29
ke 12.6 kN/mm 12600 kN/m
isolatori 8.000
Kesi 100800
spostamento max 0.010 m Nmax 1640 kN
Ne 1045 kN
spostamento da calcolo slc differenze
comprese eccentricità 0.011 1%
Primo tentativo dimensionamento della rigidezza equivalente
Tabella isolatore sismico lrb

56. 56
10.4 ISOLATORE SISMICO CON BAGGIOLO
Particolare e dettaglio costruttivo isolatore con baggiolo

57. 57
10.5 PERIODO PROPRIO E MODI DI VIBRARE DELLA STRUTTURA ISOLATA
A questo punto andremo ad analizzare l’edificio isolato alla base, controllando sia il
periodo proprio che i modi di vibrare.
Periodo proprio della struttura
A livello teorico il modello risulta corretto poiché i primi modi prendono già più del
90% della massa partecipante della struttura.
Modi di vibrare della struttura
Di seguito si riporta la tabella con le rigidezze degli isolatori e degli appoggi sismici, per
la modellazione della rigidezza traslazionale della slitta si è posto pari a 0 kN/m poiché
vengono realizzate ad attrito nullo. Mentre gli LRB hanno 1290kN/m, tale rigidezza è
stata scelta in precedenza tramite le verifiche sugli isolatori.
Tabella delle rigidezze degli isolatori e degli appoggi sismici

58. 58
Modo 1 – direzione X T 2.44s
Modo 2 – direzione Y T 2.36s

59. 59
Modo 3– direzione Rotazionale T 1.30s

60. 60
11 POST-PROCESSIONE
Verranno studiate le sollecitazione di due telai, telaio “lungo” rappresentato
nell’immagine di sopra col colore rosso, e il telaio “corto” di colore verde. Di seuito
verranno eseguite le verifiche previste secondo la NTC18 per le strutture non
dissipative.

61. 61
11.2 SOLLECITAZIONE TELAIO LUNGO
Di seguito è rappresentato il grafico del momento nel piano dovuto all’inviluppo allo
stato limite di salvaguardia della vita, stato con il quale andremo a progge.
Momento nel piano My.

62. 62
Di seguito il grafico dello sforzo assiale del telaio selezionato.
Sforzo normale, Fx.

63. 63
Di seguito il grafico dello sforzo di taglio del telaio selezionato.
Sforzo di taglio, Fz
11.3 PROGETTAZIONE ARMATURE LONGITUDINALI TELAIO LUNGO
L’immagine successiva deriva dall’inviluppo calcolato dal MidasGEN per lo stato limite
di salvaguardia della vita, per calcolare le armature necessarie per verificare il
momento agente.
Inviluppo del momento nel piano

64. 64
Viene verificato il momento negativo nell’appoggio, il quale valore è -72 kN/m.
Progettazione appoggio C1

65. 65
Nella trave che corre tra l’appoggio C1 e C2 abbiamo un momento positivo di 27kN/m.
Progettazione trave c1-c2
Viene verificato il momento negativo nell’appoggio, il quale valore è -118 kN/m.
Progettazione appoggio C3

66. 66
11.4 PROGETTAZIONE ARMATURE TRASVERSALI TELAIO LUNGO
L’immagine successiva deriva dall’inviluppo calcolato dal MidasGEN per lo stato limite
di salvaguardia della vita, per il calcolo delle staffe per verificare lo sforzo di taglio
agente.
Inviluppo del taglio nel piano

67. 67
Progettazione dell’appoggio C1
Progettazione dell’appoggio C3

68. 68
12 SOLLECITAZIONE TELAIO CORTO
Di seguito è rappresentato il grafico del momento nel piano dovuto all’inviluppo allo
stato limite di salvaguardia della vita, stato con il quale andremo a fare le verifiche.
Momento nel piano My.

69. 69
Di seguito il grafico dello sforzo assiale del telaio selezionato.
Sforzo normale, N

70. 70
Di seguito il grafico dello sforzo di taglio del telaio selezionato.
Sforzo di taglio nel piano, Tz

71. 71
12.1 PROGETTAZIONE ARMATURE LONGITUDINALI TELAIO CORTO
L’immagine successiva deriva dall’inviluppo calcolato dal MidasGEN per lo stato limite
di salvaguardia della vita, per calcolare le armature necessarie per verificare il
momento agente.
Inviluppo del momento nel piano
Dobbiamo verificare il momento negativo nell’appoggio, il quale valore è -95.2 kN/m.
Progettazione dell’appoggio C3 inferiore

72. 72
Dobbiamo verificare il momento negativo nell’appoggio, il quale valore è -144.1 kN/m.
Progettazione dell’appoggio C3 superiore
Viene verificato il momento negativo nell’appoggio, il quale valore è -51.3 kN/m.
Progettazione dell’appoggio A3

73. 73
12.2 PROGETTAZIONE ARMATURE TRASVERSALI TELAIO CORTO
L’immagine successiva deriva dall’inviluppo calcolato dal MidasGEN per lo stato limite
di salvaguardia della vita, per il calcolo delle staffe per verificare lo sforzo di taglio
agente.
Progettazione dell’appoggio A3

74. 74
Progettazione dell’appoggio C3

75. 75
13 PROGETTAZIONE ARMATURE PILASTRATA A3 PIANO TERRA
La progettazione dei pilastri è stata fatta cercando le combinazioni che massimizzassero
tutte le sollecitazione alle SLU.
N kN Ty Tz torsione My Mz
gLCB1 -1058.3 -13.05 -12.62 -0.01 -20.22 -45.31
gLCB2 -1054.82 -12.15 -12.14 -0.01 -19.14 -44.6
gLCB3 -1069.58 -13.26 -12.63 -0.01 -20.22 -45.83
gLCB4 -1066.11 -12.36 -12.14 -0.01 -19.14 -45.13
gLCB5 -1045.17 -12.85 -11.95 -0.01 -19 -44.75
gLCB6 -600.85 5.85 0.24 2.6 2.76 19.31
gLCB7 -619.59 7.48 12.37 -0.52 28.4 24.36
gLCB8 -661.47 5.51 -22.75 1.37 -40.44 18.74
gLCB9 -675 6.68 -14.02 -0.87 -21.98 22.37
gLCB10 -585.3 -4.16 29.2 2.64 57.19 -14.88
gLCB11 -598.84 -2.98 37.99 0.38 75.78 -11.22
gLCB12 -632.6 -13.07 31.03 1.44 60.65 -44.76
gLCB13 -636.45 -12.73 33.57 0.79 66.01 -43.7
gLCB14 -603.46 6.07 1.94 2.16 6.35 20.02
gLCB15 -616.99 7.25 10.67 -0.08 24.81 23.65
gLCB16 -658.87 5.28 -24.45 1.81 -44.03 18.03
gLCB17 -677.61 6.91 -12.32 -1.31 -18.38 23.08
gLCB18 -590.14 -3.74 32.33 1.83 63.8 -13.58
gLCB19 -594 -3.4 34.86 1.18 69.16 -12.52
gLCB20 -627.76 -13.49 27.9 2.25 54.03 -46.07
gLCB21 -641.29 -12.31 36.7 -0.01 72.62 -42.4
gLCB22 -819.12 -24.19 -16.64 -2.6 -28.9 -80.87
gLCB23 -800.38 -25.82 -28.77 0.52 -54.55 -85.92
gLCB24 -758.5 -23.86 6.35 -1.38 14.29 -80.29
gLCB25 -744.97 -25.03 -2.38 0.87 -4.17 -83.93
gLCB26 -834.67 -14.19 -45.6 -2.64 -83.33 -46.68
gLCB27 -821.14 -15.37 -54.39 -0.38 -101.92 -50.34
gLCB28 -787.38 -5.28 -47.44 -1.45 -86.79 -16.79
gLCB29 -783.52 -5.62 -49.97 -0.8 -92.15 -17.85
gLCB30 -816.51 -24.42 -18.34 -2.16 -32.5 -81.57
gLCB31 -802.99 -25.59 -27.07 0.08 -50.96 -85.21
gLCB32 -761.11 -23.63 8.05 -1.81 17.88 -79.58
gLCB33 -742.37 -25.26 -4.08 1.3 -7.76 -84.64

76. 76
gLCB34 -829.83 -14.61 -48.73 -1.83 -89.95 -47.98
gLCB35 -825.98 -14.95 -51.27 -1.18 -95.31 -49.04
gLCB36 -792.22 -4.85 -44.31 -2.25 -80.18 -15.49
gLCB37 -778.68 -6.04 -53.1 0.01 -98.77 -19.16
-Combinazioni SLU per l’elemento pilastro selezionato
1-2-3° PIANO Dati pilastro
b (y) 350 mm
h (z) 400 mm
A 140000 mmq
ρ 1.60%
Aferri 2240 mmq
fi 16 200.96 mmq
n° φ16 12
Nrcd 2304.633
per
verifich
e
combin
azioni
N
kN
Mx My MZ Mxrd Myrd v alfa Mxed/
Mxrd
Myed/
Myrd
verifca
se <1
Nmax gLCB1 -1058.3 -20.22 -45.31 0 222.6 -192.1 0.46 1.30 0.09 0.24 0.20
N min gLCB10 -585.3 57.19 -14.88 2.64 213.2 -184 0.25 1.12 0.27 0.08 0.29
Mx max - gLCB27 -821.14 -101.92 -50.34 -0.38 220 -189.6 0.36 1.21 0.46 0.27 0.60
Mx max+ gLCB11 -598.84 75.78 -11.22 0.38 214 -184.7 0.26 1.12 0.35 0.06 0.36
Mx min + gLCB6 -600.85 2.76 19.31 2.6 214 -184.8 0.26 1.12 0.01 0.10 0.09
Mx min - gLCB25 -744.97 -4.17 -83.93 0.87 218 -188.2 0.32 1.18 0.02 0.45 0.39
My max - gLCB23 -800.38 -54.55 -85.92 0.52 219 -189.2 0.35 1.20 0.25 0.45 0.58
My max+ gLCB7 -619.59 28.4 24.36 -0.52 215 -185.6 0.27 1.13 0.13 0.13 0.20
My min - gLCB11 -598.84 75.78 -11.22 0.38 214 -184.7 0.26 1.13 0.35 0.06 0.35
My min+ gLCB16 -658.87 -44.03 18.03 1.81 216 -186.5 0.29 1.14 0.20 0.10 0.23
Tabella delle combinazioni più gravose scelte con relative verifiche a pressoflessione deviata

77. 77
13.1 PILASTRO A3 PIANO TERRA DOMINI

78. 78

79. 79
Prima di passare alla progettazione a taglio si è disegnata la sezione del pilastro, così da
individuare già graficamente il numero di braccia necessarie per rispettare le
prescrizione sui particolari costruttivi, successivamente ci si è posti sui i passi limiti da
normativa e poi si è calcolato il cotg theta per la determinazione delle resistenza a taglio
trazione e taglio compressione. Infine si è fatto il confronto con i taglio agente e dove
non verificava si è diminuito il passo.
Armature trasversali
s1 12volte fi16 0.192 m
s2 0.25 m
Diametro min staffe 0.008 m
Collegamenti barre non
staffate ogni
0.2 m
passo zone critica
1/2 lato min cdb 0.175 m
17.5 cdb 0.175 m
8*fi16 0.128 m
Per il rispetto delle prescrizione sui particolari si sono poste staffe fi8 con 3 braccia in
entrambe le direzioni.
Il passo minimo in zona normale e critica è rispettivamente 19cm e 12cm.
I theta calcolati per la zona normale sono quindi
calcolo teta y calcolo teta z
asw 150.72 asw 150.72
passo 190 passo 190
fyd 391.3 fyd 391.3
bw 400 bw 350
fcd 16.46 fcd 16.46
sin^2(tetha) 0.09 sin^2(tetha) 0.11
tetha 17.88 tetha 19.16
cot(tetha) 3.10 cot(tetha) 2.88
Quindi si procede con il calcolo del taglio resistente in Y con cot. Theta =2.5 in entrambe
le direzioni

80. 80
taglio resistente in zona normale
Vrsd y 148.99 3br Vrcd y 158.03
Vrsd z 172.27 3br Vrcd z 355.95
I theta calcolati per la zona critica sono quindi
calcolo teta y calcolo teta z
asw 150.72 asw 150.72
passo 120 passo 120
fyd 391.3 fyd 391.3
bw 400 bw 350
fcd 16.46 fcd 16.46
sin^2(tetha) 0.15 sin^2(tetha) 0.17
tetha 22.73 tetha 24.40
cot(tetha) 2.39 cot(tetha) 2.20
taglio resistente in zona critica
Vrsd y 225.27 3br Vrcd y 334.13
Vrsd z 333.10 3br Vrcd z 329.99
I tagli massimi agenti tra tutte le combinazioni sono:
Tymax 25.82 kN gLCB23 Verifica in zona normale 25.82/148.99= 0.19
Verifica in zona critica 25.82/225.27= 0.11
Tymax 54.39 kN gLCB27 Verifica in zona normale 54.39 /172.27= 0.31
Verifica in zona critica 54.39 /329.99= 0.16

81. 81
14 PROGETTAZIONE ARMATURE PILASTRATA A3 PIANO QUARTO
La progettazione dei pilastri è stata fatta cercando le combinazioni che massimizzassero
tutte le sollecitazione alle SLU.
N kN Ty Tz Mx My
gLCB1 -342.21 9.97 -10.55 -16.88 16.33
gLCB2 -339.63 11.21 -10.43 -16.71 18.19
gLCB3 -353.41 9.99 -10.51 -16.85 16.39
gLCB4 -350.84 11.23 -10.4 -16.68 18.25
gLCB5 -354.09 9.98 -10.05 -16.13 16.36
gLCB6 -214.4 14.02 0.62 -0.45 16.59
gLCB7 -216.04 14.55 6.17 6.92 16.97
gLCB8 -221.13 13.84 -13.04 -18.77 16.36
gLCB9 -222.33 14.22 -9.01 -13.41 16.64
gLCB10 -218.1 8.8 16.06 19.89 12.44
gLCB11 -219.26 9.18 20.04 25.15 12.71
gLCB12 -228.01 4.15 15.64 19 8.67
gLCB13 -228.31 4.25 16.74 20.45 8.74
gLCB14 -214.61 14.09 1.38 0.56 16.64
gLCB15 -215.82 14.47 5.41 5.91 16.92
gLCB16 -220.91 13.76 -13.8 -19.77 16.31
gLCB17 -222.55 14.29 -8.25 -12.41 16.69
gLCB18 -218.53 8.94 17.5 21.8 12.55
gLCB19 -218.83 9.04 18.61 23.24 12.61
gLCB20 -227.58 4.01 14.2 17.09 8.57
gLCB21 -228.74 4.39 18.18 22.35 8.84
gLCB22 -254.16 -1.68 -14.46 -21.73 3.77
gLCB23 -252.52 -2.2 -20.01 -29.09 3.39
gLCB24 -247.42 -1.5 -0.8 -3.41 4
gLCB25 -246.22 -1.88 -4.82 -8.76 3.71
gLCB26 -250.45 3.54 -29.9 -42.06 7.91
gLCB27 -249.29 3.16 -33.88 -47.32 7.64
gLCB28 -240.54 8.2 -29.47 -41.17 11.69
gLCB29 -240.24 8.09 -30.58 -42.62 11.62
gLCB30 -253.94 -1.75 -15.22 -22.73 3.72
gLCB31 -252.73 -2.13 -19.25 -28.08 3.44
gLCB32 -247.64 -1.42 -0.03 -2.4 4.05
gLCB33 -246 -1.95 -5.58 -9.77 3.66

82. 82
gLCB34 -250.02 3.4 -31.33 -43.97 7.81
gLCB35 -249.72 3.3 -32.44 -45.42 7.74
gLCB36 -240.97 8.33 -28.04 -39.27 11.79
gLCB37 -239.81 7.95 -32.02 -44.53 11.52
-Combinazioni SLU per l’elemento pilastro selezionato
ULTIMI 2
piani DATI PILASTRI
b (y) 300 mm
h (z) 400 mm
A 120000 mmq
ρ 1.60%
Aferri 1920 mmq
fi 16 200.96 mmq
n° φ16 10
Nrcd 1975.4 kN
per
verifiche
combin
azioni
N
kN
Mx My Mxrd Myrd v alfa Mxed/
Mxrd
Myed/
Myrd
verifca
se <1
Nmax gLCB5 -354.09 -16.13 16.36 163.7 -130.5 0.18 1.060 0.10 0.13 0.20
N min gLCB6 -214.4 -0.45 16.59 152.5 -120.1 0.11 1.000 0.00 0.14 0.14
Mx max - gLCB27 -249.29 -47.32 7.64 155 -123.2 0.13 1.020 0.30 0.06 0.36
Mx max+ gLCB11 -219.26 25.15 12.71 153 -120.6 0.11 1.000 0.16 0.11 0.27
Mx min + gLCB14 -214.61 0.56 16.64 153 -120.1 0.11 1.000 0.00 0.14 0.14
Mx min - gLCB6 -214.4 -0.45 16.59 152.50 -120.1 0.11 1.000 0.00 0.14 0.14
My max - none
My max+ gLCB2 -339.63 -16.71 18.19 163 -120.1 0.17 1.050 0.10 0.15 0.23
My min - none 0 0 0
My min+ gLCB23 -252.52 -29.09 3.39 156 -123.4 0.13 1.02 0.19 0.03 0.21
Tabella delle combinazioni più gravose scelte con relative verifiche a pressoflessione deviata

83. 83
Combinazione 27

84. 84

85. 85
Prima di passare alla progettazione a taglio si è disegnata la sezione del pilastro, così da
individuare già graficamente il numero di braccia necessarie per rispettare le
prescrizione sui particolari costruttivi, successivamente ci si è posti sui i passi limiti da
normativa e poi si è calcolato il cotg theta per la determinazione delle resistenza a taglio
trazione e taglio compressione. Infine si è fatto il confronto con i taglio agente e dove
non verificava si è diminuito il passo.
Armature trasversali
s1 12volte fi16 0.192 m
s2 0.25 m
Diametro min staffe 0.008 m
Collegamenti barre non
staffate ogni
0.2 m
passo zone critica
1/2 lato min cdb 0.175 m
17.5 cdb 0.175 m
8*fi16 0.128 m
Per il rispetto delle prescrizione sui particolari si sono poste staffe fi8 con 3 braccia
perpendicolarmente alla direzione lunga e 2 braccia nell’altro lato.
Il passo minimo in zona normale e critica è rispettivamente 19cm e 12cm.
I theta calcolati per la zona normale sono quindi
calcolo teta y calcolo teta z
asw 100.48 asw 150.72
passo 190 passo 190
fyd 391.3 fyd 391.3
bw 400 bw 400
fcd 16.46 fcd 16.46
sin^2(tetha) 0.06 sin^2(tetha) 0.09
tetha 14.52 tetha 17.88
cot(tetha) 3.86 cot(tetha) 3.10
Quindi si procede con il calcolo del taglio resistente in Y con cot. Theta =2.5 in entrambe
le direzioni

86. 86
taglio resistente in zona normale
Vrsd y 125.71 2br Vrcd y 133.34
Vrsd z 258.41 3br Vrcd z 137.04
I theta calcolati per la zona critica sono quindi
calcolo teta y calcolo teta z
asw 200.96 asw 200.96
passo 120 passo 120
fyd 391.3 fyd 391.3
bw 400 bw 350
fcd 16.46 fcd 16.46
sin^2(tetha) 0.20 sin^2(tetha) 0.23
tetha 26.50 tetha 28.49
cot(tetha) 2.01 cot(tetha) 1.84
taglio resistente in zona critica
Vrsd y 235.91 2br Vrcd y 133.34
Vrsd z 283.94 3br Vrcd z 274.36
I tagli massimi agenti tra tutte le combinazioni sono:
Tymax 14.55 kN gLCB7 Verifica in zona normale 14.55/125.71= 0.11
Verifica in zona critica 14.55/137.04= 0.10
Tymax 33.88 kN gLCB27 Verifica in zona normale 33.88 /133.34= 0.25
Verifica in zona critica 33.88 /274.36= 0.12

87. 87
16 PROGETTAZIONE BAGIOLO
N kN Ty Tz torsione My Mz
gLCB1 -1226.76 -1.79 -0.3 0.05 20.23 117.71
gLCB2 -1215.05 -1.78 -0.27 0.05 18.57 117.35
gLCB3 -1238 -1.81 -0.3 0.05 20.23 118.94
gLCB4 -1226.28 -1.8 -0.27 0.05 18.57 118.57
gLCB5 -1205.7 -1.77 -0.28 0.05 18.73 116.26
gLCB6 -683.03 140.78 42.07 71.38 124.87 484
gLCB7 -703.51 142.56 48.48 -29.89 156.12 494.28
gLCB8 -761.24 140.73 -46.23 39.98 -117.61 479.33
gLCB9 -776.02 142.01 -41.62 -33.05 -95.09 486.74
gLCB10 -663.87 41.46 146.42 69.07 414.25 207.7
gLCB11 -678.67 42.75 151.05 -4.15 436.87 215.14
gLCB12 -725.68 -43.71 147.55 35.68 419.8 -33.8
gLCB13 -729.9 -43.35 148.87 14.75 426.29 -31.66
gLCB14 -685.88 141.03 42.97 57.26 129.24 485.43
gLCB15 -700.66 142.31 47.58 -15.77 151.75 492.84
gLCB16 -758.39 140.48 -47.12 54.1 -121.97 477.89
gLCB17 -778.87 142.26 -40.72 -47.17 -90.73 488.17
gLCB18 -669.16 41.92 148.07 42.92 422.31 210.35
gLCB19 -673.38 42.29 149.39 21.99 428.8 212.48
gLCB20 -720.39 -44.17 145.9 61.82 411.74 -36.45
gLCB21 -735.19 -42.89 150.53 -11.4 434.36 -29.01
gLCB22 -967.25 -143.19 -42.46 -71.33 -99.09 -325.65
gLCB23 -946.77 -144.97 -48.86 29.95 -130.34 -335.93
gLCB24 -889.04 -143.14 45.85 -39.92 143.39 -320.99
gLCB25 -874.26 -144.43 41.23 33.11 120.87 -328.39
gLCB26 -986.41 -43.88 -146.8 -69.01 -388.46 -49.36
gLCB27 -971.61 -45.17 -151.4 4.21 -411.09 -56.79
gLCB28 -924.6 41.3 -147.9 -35.62 -394.02 192.14
gLCB29 -920.38 40.93 -149.3 -14.69 -400.51 190.01
gLCB30 -964.4 -143.44 -43.35 -57.21 -103.46 -327.09
gLCB31 -949.62 -144.73 -47.97 15.82 -125.97 -334.5
gLCB32 -891.89 -142.9 46.74 -54.04 147.76 -319.55
gLCB33 -871.41 -144.68 40.34 47.23 116.51 -329.83
gLCB34 -981.12 -44.34 -148.5 -42.87 -396.53 -52.01
gLCB35 -976.9 -44.71 -149.8 -21.94 -403.02 -54.14

88. 88
gLCB36 -929.89 41.76 -146.3 -61.77 -385.95 194.79
gLCB37 -915.09 40.47 -150.9 11.45 -408.58 187.35
BAGIOLO
b (y) 700 mm
h (z) 950 mm
A 665000 mmq
ρ 1.00%
Aferri 6650 mmq
fi 20 314 mmq
n° φ20 22
Nrcd 10947.01 kN
Dati del baggiolo
per
verifiche
comb N
kN
Mx My
Mxrd
Myr
d
v alfa Mxed/
Mxrd
Myed/
Myrd
verifca
se <1
Nmax gLCB5 -1226.76 20.23 117.71 1360 -1010 0.1 1 0.01 0.12 0.13
N min gLCB10 -663.87 414.25 207.7 1187 -800.7 0.1 1 0.35 0.26 0.61
Mx max - gLCB27 -971.61 -411.09 -56.79 1,286 -952.8 0.1 1 0.32 0.06 0.38
Mx max+ gLCB11 -678.67 436.87 215.14 1,192 884.3 0.1 1 0.37 0.24 0.61
Mx min + gLCB2 -1215.05 18.57 117.35 1,357 1007 0.1 1 0.01 0.12 0.13
Mx min - gLCB9 -776.02 -95.09 486.74 1,224 907.3 0.1 1 0.08 0.54 0.61
My max - gLCB23 -946.77 -130.34 -335.93 1,278 -947.1 0.1 1 0.10 0.35 0.46
My max+ gLCB7 -703.51 156.12 494.28 1,200 890.2 0.1 1 0.13 0.56 0.69
My min - gLCB21 -735.19 434.36 -29.01 1,210 -879.7 0.1 1 0.36 0.03 0.39
My min+ gLCB23 -1205.7 18.73 116.26 1,355 -1005 0.1 1 0.01 0.12 0.13
Tabella delle combinazioni più gravose

89. 89

90. 90

91. 91
Prima di passare alla progettazione a taglio si è disegnata la sezione del pilastro, così da
individuare già graficamente il numero di braccia necessarie per rispettare le
prescrizione sui particolari costruttivi, successivamente ci si è posti sui i passi limiti da
normativa e poi si è calcolato il cotg theta per la determinazione delle resistenza a taglio
trazione e taglio compressione. Infine si è fatto il confronto con i taglio agente e dove
non verificava si è diminuito il passo.
Armature trasversali
s1 12volte fi16 0.24 m
s2 0.25 m
Diametro min staffe 0.008 m
Collegamenti barre non
staffate ogni
0.2 m
passo zone critica
1/2 lato min cdb 0.35 m
17.5 cdb 0.175 m
8*fi16 0.16 m
Per il rispetto delle prescrizione sui particolari si sono poste staffe fi10 con 4 braccia in
entrambe le direzioni.
Il passo minimo in zona normale e critica è rispettivamente 24 cm e 16cm.

92. 92
I theta calcolati per la zona normale sono quindi
calcolo teta y calcolo teta z
asw 314 asw 314
passo 240 passo 240
fyd 391.3 fyd 391.3
bw 950 bw 700
fcd 16.46 fcd 16.46
sin^2(tetha) 0.07 sin^2(tetha) 0.09
tetha 14.83 tetha 17.34
cot(tetha) 3.78 cot(tetha) 3.20
Quindi si procede con il calcolo del taglio resistente in Y con cot. Theta =2.5 in entrambe
le direzioni
taglio resistente in zona normale
Vrsd y 771.77 4br Vrcd y 20628.27
Vrsd z 1059.74 4br Vrcd z 20871.34
I i tagli agenti massimi sono ricavati per gerarchia in CdB, la combinazione con taglio
maggiore è la glCB 23
N kN Ty Tz torsione Mx My Mxrd Myrd
Ty max gLCB23 t -946.77 144.97 -48.86 29.95 -130.34 -335.93 1,278 -947.1
Il taglio per gerarchia viene calcolato applicando una coppia per estremità del baggiolo
pari al momento resistente Mxrd *1.1 in aggiunta al carico che genera tagli per
144.94kN. Si Ottiene un taglio massimo di 1082.2 kN
Risulta quindi non vericata la sezione a taglio, si decide di infittire il passo fino 170mm
così da ottenere

93. 93
I theta calcolati per la zona normale sono quindi
calcolo teta y calcolo teta z
asw 314 asw 314
passo 170 passo 170
fyd 391.3 fyd 391.3
bw 950 bw 700
fcd 16.46 fcd 16.46
sin^2(tetha) 0.09 sin^2(tetha) 0.13
tetha 17.70 tetha 20.74
cot(tetha) 3.13 cot(tetha) 2.64
Quindi si procede con il calcolo del taglio resistente con cot. Theta =2.5 in entrambe le
direzioni.
taglio resistente in zona normale
Vrsd y 1089.55 4br Vrcd y 20628.27
Vrsd z 1496.10 4br Vrcd z 20871.34
I theta calcolati per la zona critica sono quindi
calcolo teta y calcolo teta z
asw 314 asw 314
passo 160 passo 160
fyd 391.3 fyd 391.3
bw 950 bw 700
fcd 16.46 fcd 16.46
sin^2(tetha) 0.10 sin^2(tetha) 0.13
tetha 18.26 tetha 21.41
cot(tetha) 3.03 cot(tetha) 2.55
Quindi si procede con il calcolo del taglio resistente con cot. Theta =2.5 in entrambe le
direzioni.
taglio resistente in zona critica
Vrsd y 1157.65 4br Vrcd y 20628.27
Vrsd z 1589.61 4br Vrcd z 20871.34
I tagli massimi agenti tra tutte le combinazioni sono:
Tymax 144.97 kN gLCB7 Verifica in zona normale 1082.2/1089.55= 0.97
Verifica in zona critica 1082.2/1496.10= 0.72

94. 94
16.1 VERIFICA A TORSIONE DEL BAGGIOLO
La combinazione gLCB6 riporta il momento torcente massimo:
N kN Ty Tz torsione Mx My
Mt max gLCB6 -683.03 140.78 42.07 71.38 124.87 484
La normativa riporta che la resistenza a torsione di un elemento soggetto anche a
presso flessione deviata e taglio è la minore tra la resistenza a torsione del calcestruzzo
(Trcd), delle staffe, (Trsd), dei ferri longitudinali (trld).
RESISTENZA
TORCENTE
CALCESTRUZZO
verifica a torsione CALCOLO DELLE RESISTENZE
Ac 665000 mmq
u perimetro 3300 mm
t =AC/u 201.5 mm
Area media 373108.4 mmq
fcd 16.46 N/mmq
f'cd 8.23 N/mmq
cot tetha 2.5
Trcd 427 kNm
RESISTENZA
TORCENTE
STAFFE
Ac 665000 mmq
u perimetro 3300 mm
t =AC/u 201.5 mm
Area media 373108.4 mmq
As/s 1.85 mmq/mm
fyd 391.30 n/mmq
cot tetha 2.5
Trsd 1348 kNm

95. 95
RESISTENZA
TORCENTE
BARRE
LONG
Ac 665000 mmq
u perimetro 3300 mm
t =AC/u 201.5 mm
Area media 373108.4 mmq
tot A1 6650.00 mmq
um perimetro medio 2493.9
fyd 391.30 n/mmq
cot tetha 2.5
Trld 311 kNm
Trd=min(Trcd,
Trsd,Trld)
311 kNm Ted/Trcd Ved/Vrcd verifica
se <1
Verifica taglio torsione 0.23 0.05 0.28
Risulta che la crisi a torsione perviene a causa delle barre longitudinali, ma che
comunque la resistenza è bene oltre l’azione sollecitante con coefficiente di sicurezza
del 28%

96. 96
17 VERIFICHE ALLO STATO LIMITE DI DANNO
Il livello di protezione richiesto nei confronti dello SLD per la struttura e le fondazioni è
da ritenere conseguito se sono soddisfatte le relative verifiche nei confronti dello SLV.
Sulla sovrastruttura la verifica si effettua controllando che gli spostamenti di interpiano
(dr) ottenuti dall’analisi siano inferiore ai 2/3 dei limiti indicati per lo SLD nel punto
7.3.7.2, ossia:
dr < 2/3*0.005h = 0.011 m
Spostamenti di un telaio con inviluppo allo stato limite di danno
Quasi tutti gli spostamenti interpiano sono maggiori di 0.011m, in tal caso si è optato
per un sistema di tamponature con giunti scorrevoli.
dr < 2/3*0.010h = 0.022 m

97. 97
17.1 Soluzione “a giunti scorrevoli”
Questa soluzione prevede la suddivisione delle tamponature in strisce orizzontali
mediante dei giunti scorrevoli in modo da concentrare la deformazione, e di
conseguenza il danno, in alcuni piani “di sacrificio” preferenziali mantenendo però
integre le restanti parti del pannello murario. Il contributo di rigidezza e resistenza nel
piano della tamponatura alla struttura risulta di conseguenza ridotto e la stabilità fuori
piano garantita.
Inoltre, si dovrebbe verificare una riduzione del taglio locale sulle colonne in c.a. del
telaio per via della distribuzione più uniforme delle spinte dei puntoni compressi della
muratura sugli elementi del telaio dovuta alla suddivisione su più strisce. A livello
globale, l’implementazione del sistema consente anche di limitare la concentrazione di
deformazioni/sollecitazioni in un unico piano dell’edificio riducendo il rischio di
formazioni di meccanismi di “piano debole”.
Tamponature in laterizio a giunti scorrevoli
Particolare giunto scorrevole

98. 98
18 VERIFICA NODO PILASTRO

99. 99
Sforzo normale nel nodo
Taglio nel piano del nodo

100. 100
DATI
As1 (5Ø16) 80 mm
As2 (4Ø16) 64 mm
Vcz 30000 N
Nsupmax 643000 N
Ninfmax 816900 N
b pilastro 300 mm
h pilastro 400 mm
Vjbd= 31981.92 N
DATI
ni 0.5328
vd 0.337852
fcd 15.86 Mpa
bj 300 mm
hjc 310 mm
fck 28 Mpa
alfai 0.6
Vjbd<= 143772.2 N VERIFICA

101. 101
RICAVATA DA NTC18 Ash, min= 115.5874 mmq
RICAVATO TENENDO CONTO DELLE
PRESCRIZIONI MINIME IN ZONA
CRITICA
Ø8/2br 12cm 301.44 mmq VERIFICA
Particolare Nodo trave-pilastro C-3 1°Piano