tecnica_costruzioni:cls:slu_taglio
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tecnica_costruzioni:cls:slu_taglio [2014/10/10 15:19] mickele [Calcolo inclinazione biella compressa] |
tecnica_costruzioni:cls:slu_taglio [2021/06/13 13:09] |
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Linea 1: | Linea 1: | ||
- | ====== Cemento armato - SLU - Taglio ====== | ||
- | La presenza di azioni trasversali, | ||
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- | Il comportamento è differente se la trave è fessurata o meno, e, nel caso di fessurazione, | ||
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- | ===== Elementi che non richiedono armatura a taglio ===== | ||
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- | L' | ||
- | * piastre | ||
- | * travetti di solaio | ||
- | * travi sopraporta o soprafinestra | ||
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- | Nelle travi, qualora la struttura risulti non fessurata, si può omettere il calcolo dell' | ||
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- | $$\sigma_1 \le f_{ctd} $$ | ||
- | |||
- | in cui $\sigma_1$ è la tensione principale massima. | ||
- | |||
- | Raggiunta la fessurazione, | ||
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- | Analizzando sperimentalmente il comportamento di una trave semplicemente appoggiata priva di armatura a taglio, verifichiamo la presenza di due meccanismi resistenti: | ||
- | * nella parte centrale della trave notiamo un comportamento a pettine: si formano una serie di mensole incastrate nel corrente compresso superiore; | ||
- | * sulle estremità è presente un effetto arco che tende a riportare i carichi esterni sugli appoggi. | ||
- | |||
- | La presenza di taglio implica un momento variabile. Nel caso di travi rettilinee abbiamo | ||
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- | $$V = \frac{\mathrm{d} M}{\mathrm{d} x}$$ | ||
- | |||
- | Nel caso di sforzo normale nullo, indicando con $T$ la risultante di trazione/ | ||
- | |||
- | $$ M = T \, z$$ | ||
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- | e quindi | ||
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- | $$V = \frac{\mathrm{d}}{\mathrm{d} x} T \, z = z \, \frac{\mathrm{d}T}{\mathrm{d} x} + T \, \frac{\mathrm{d}Z}{\mathrm{d} x}$$ | ||
- | |||
- | Il termine $z \, \frac{\mathrm{d}T}{\mathrm{d} x}$ individua il comportamento "a trave", | ||
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- | Dei due meccanismi di rottura quello che ci interessa maggiormente è quello "a trave" in conseguenza dei rapporti $l/d$ che di solito presentano solai e travi. Sotto tale ipotesi la resistenza a scorrimento viene fornita: nel corrente superiore compresso dalle tensioni tangenziali che il calcestruzzo è in grado di assorbire fintantoché le tensioni principali sono inferiori alla resistenza a trazione; | ||
- | |||
- | A tali due fenomeni si aggiungono altri due contributi: | ||
- | * l' | ||
- | * l' | ||
- | |||
- | Tutti questi contributi sono considerati nella formula riportata dall' | ||
- | |||
- | $$V_{Rd,c} = \left[ C_{Rd} \, k \, \left( 100 \, \rho_l \, f_{ck} \right)^{1/ | ||
- | |||
- | in cui | ||
- | |||
- | * $f_{ck}$ è la resistenza caratteristica a compressione del cls espressa in MPa; | ||
- | * $k = 1 + \sqrt{\frac{200}{d}} \le 2,0$, con $d$ espresso in $mm$, è il contributo dell' | ||
- | * $\rho_l = \frac{A_{sl}}{b_w \, d} \le 0,02$, in cui $A_{sl}$ è l'area dell' | ||
- | * $\sigma_{cp} = \frac{N_{Ed}}{A_c} < 0,2 \, f_{cd}$, espresso in MPa; questo termine è legato all' | ||
- | * $b_w$ è la larghezza minima dell' | ||
- | * $d$ è l' | ||
- | * $C_{Rd} = \frac{0, | ||
- | * $k_1$ è un coefficiente il cui valore raccomandato è 0,15 | ||
- | * $V_{Rd,c}$ è espresso in N | ||
- | |||
- | Il termine $V_{Rd,c}$ deve essere comunque compreso tra un valore minimo | ||
- | |||
- | $$V_{Rd} \ge \left( \nu_{min} + k_1 \, \sigma_{cp} \right) b_w \, d$$ | ||
- | |||
- | in cui: | ||
- | * $\nu_{min} = 0,035 \, k^{3/2} \, f_{ck}^{1/ | ||
- | |||
- | ed un valore massimo espresso da | ||
- | |||
- | $$V_{Rd} \le 0,5 \, b_w \, d \, \nu \, f_{cd}$$ | ||
- | |||
- | in cui: | ||
- | * $\nu = 0,6 \left( 1 - \frac{f_{ck}}{250} \right)$ - resistenza caratteristica del cls $f_{ck}$ espressa in MPa - $\nu$ tiene conto della riduzione della resistenza a compressione nel cls fessurato per la presenza di taglio | ||
- | |||
- | |||
- | ===== Elementi che richiedono armatura a taglio ===== | ||
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- | ==== Calcolo degli sforzi nel traliccio di Morsch ==== | ||
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- | Il modello di calcolo impiegato per valutare la capacità resistente presuppone la formazione di un traliccio reticolare isostatico costituito da: | ||
- | |||
- | * corrente compresso: calcestruzzo compresso per effetto del momento agente e/o dello sforzo normale agente | ||
- | * corrente teso: armatura longitudinale tesa per effetto del momento agente e/o dello sforzo normale agente | ||
- | * aste di parete compresse: calcestruzzo compresso d' | ||
- | * aste di parete tese: armatura trasversale, | ||
- | |||
- | Nella trattazione che segue assumeremo: | ||
- | |||
- | * $z$ - braccio di leva interno alla sezione (di solito assunto pari a $0,9 d$) | ||
- | * $A_{sl}$ - area delle armatura longitudinale inferiore | ||
- | * $A_{sw}$ - area armatura trasversale | ||
- | * $s$ - passo dell' | ||
- | * $\alpha$ - inclinazione delle armature trasversali rispetto all' | ||
- | * $\theta$ - inclinazione delle bielle compresse rispetto all' | ||
- | |||
- | Tagliamo il traliccio di Morsch parallelamente ad una biella compressa. Taglieremo in questo $n_{sw}$ armature trasversali, | ||
- | |||
- | $$n_{sw} = \frac{z \left(\cot \theta + \cot \alpha \right) }{s}$$ | ||
- | |||
- | Detta $\sigma_{sw}$ la tensione in una delle armature, il relativo sforzo $Z_{sw}$ è dato da | ||
- | |||
- | $$Z_{sw} = \sigma_{sw} \, A_{sw}$$ | ||
- | |||
- | La componente verticale della risultante degli sforzi delle armature sarà uguale al taglio $V$ | ||
- | |||
- | $$V = Z_{sw} \, n_{sw} \, \sin \alpha = \sigma_{sw} \, A_{sw} \, \frac{z \, \left(\cot \theta + \cot \alpha \right) }{s} \, \sin \alpha$$ | ||
- | |||
- | da cui | ||
- | |||
- | $$\sigma_{sw} = \frac{s}{\left(\cot \theta + \cot \alpha \right) \sin \alpha \, A_{sw} \, z} V$$ | ||
- | |||
- | Tagliamo ora il traliccio parallelamente alle armature trasversali. Il numero di bielle intercettato è pari a | ||
- | |||
- | $$ n_{c} = \frac{z \, \left(\cot \theta + \cot \alpha \right) }{s} $$ | ||
- | |||
- | Lo sforzo in ciascuna biella è dato da | ||
- | |||
- | $$ C_{cw} = \sigma_{cw} \, b_{w} \, s \, \sin \theta $$ | ||
- | |||
- | Imponendo l' | ||
- | |||
- | $$V = C_{cw} \, n_{c} \, \sin \theta = \sigma_{cw} \, b_{w} \, z \, \left(\cot \theta + \cot \alpha \right) \, \sin^2 \theta $$ | ||
- | |||
- | Ricordando che | ||
- | |||
- | $$\cos^2 \theta + \sin^2 \theta = 1 \Longrightarrow \cot^2 \theta + 1 = \frac{1}{\sin^2 \theta} \Longrightarrow \sin^2 \theta = \frac{1}{ 1 + \cot^2 \theta}$$ | ||
- | |||
- | scriviamo | ||
- | |||
- | $$V = \sigma_{cw} \, b_{w} \, z \, \frac{\cot \theta + \cot \alpha }{1 + \cot^2 \theta}$$ | ||
- | |||
- | da cui infine | ||
- | |||
- | $$ \sigma_{cw} = \frac{1 + \cot^2 \theta}{\left( \cot \theta + \cot \alpha \right) b_{w} \, z} V$$ | ||
- | |||
- | Tagliamo ora la trave perpendicolare al proprio asse. | ||
- | |||
- | Abbiamo già calcolato il numero di armature trasversali intercettate $n_{sw}$. Analogamente il numero di bielle compresse intercettato è pari a all' | ||
- | |||
- | Indicando con $C_l$ $T_l$ la risultante degli sforzi, rispettivamente, | ||
- | |||
- | $$N = Z_l + - C_l + Z_{sw} \, n_{sw} \, \cos \alpha - C_{cw} \, n_{cw} \, \cos \theta$$ | ||
- | |||
- | in cui $N$ è lo sforzo normale agente nella sezione. | ||
- | |||
- | Sostituendo le relazioni viste sopra tra $Z_{sw} \, n_{sw}$ e $V$ e tra $C_{cw} \, n_{cw}$ e $V$, possiamo scrivere | ||
- | |||
- | $$N = Z_l - C_l - V \left( \cot \theta - \cot \alpha \right)$$ | ||
- | |||
- | Essendo $z$ il braccio di leva interno alla sezione, introduciamo la grandezza $\psi$ tale che $\psi \, z$ risulti pari alla distanza tra il corrente teso ed i punto di applicazione dello sforzo normale (di solito è il baricentro della sezione in calcestruzzo). | ||
- | |||
- | Imponendo l' | ||
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- | $$Z_l \, \psi \, z + C_l (1 - \psi) z = M$$ | ||
- | |||
- | che con le relazioni viste su ci dà | ||
- | |||
- | $$C_l = \frac{M}{z} - \psi \, \left[ N + V \left( \cot \theta - \cot \alpha \right) \right] $$ | ||
- | $$Z_l = \frac{M}{z} + (1 - \psi) \left[ N + V \left( \cot \theta - \cot \alpha \right) \right] $$ | ||
- | |||
- | Per leggere meglio tali formule supponiamo di avere sforzo normale nullo ($N = 0$) e che $\psi = 0.5$. Sotto tali ipotesi abbiamo | ||
- | |||
- | $$C_l = \frac{M}{z} - \frac{V}{2} \left( \cot \theta - \cot \alpha \right) $$ | ||
- | $$Z_l = \frac{M}{z} + \frac{V}{2} \left( \cot \theta - \cot \alpha \right) $$ | ||
- | |||
- | Nel caso non avessimo taglio avremmo invece | ||
- | |||
- | $$C_l = Z_l = \frac{M}{z}$$ | ||
- | |||
- | La presenza del taglio $V$ modifica lo stato di sforzo nei correnti rispetto a quanto si ha nel caso di pressoflessione semplice senza taglio: la sollecitazione nel corrente compresso diminuisce, quella nel corrente teso aumenta. | ||
- | |||
- | ==== Verifiche da normativa ==== | ||
- | |||
- | Per quanto riguarda l' | ||
- | |||
- | $$1 \le \cot \theta \le 2,5 $$ | ||
- | |||
- | Lo sforzo massimo nelle bielle viene assunto pari a | ||
- | |||
- | $$\sigma_{c, | ||
- | |||
- | Applicando le formule del paragrafo precedente, con i vincoli normativi appena visti, arriviamo a valutare il taglio massimo lato calcestruzzo pari a | ||
- | |||
- | $$V_{Rd, | ||
- | |||
- | in cui: | ||
- | * $\nu_1 = 0,60 \left( 1 - f_{ck} / 250 \right) $ (con $f_{ck}$ in MPa); se $f_{yd} \le 0.80 \cdot f_{yk}$, possiamo assumere $\nu_1=0,6$ con $f_{ck} \le 60 MPa$, $\nu_1=0,9 - f_{ck} / 200 > 0,50 $ con $f_{ck} \ge 60 MPa$ | ||
- | * $\alpha_{cw} = 1.0$ per strutture non precompresse, | ||
- | * $\alpha_{cw} = 1 + \sigma_{cp} / f_{cd}$ per $0 < \sigma_{cp} \le 0,25 f_{cd}$ | ||
- | * $\alpha_{cw} = 1,25$ per $0,25 f_{cd} < \sigma_{cp} \le 0,5 f_{cd}$ | ||
- | * $\alpha_{cw} = 2,5 \left( 1 - \sigma_{cp} / f_{cd} \right)$ per $0,5 f_{cd} < \sigma_{cp} \le f_{cd}$ | ||
- | |||
- | |||
- | Lato acciaio abbiamo invece | ||
- | |||
- | $$V_{Rd,s} = \frac{A_{sw}}{s} z \, f_{ywd} \, (\cot \theta + \cot \alpha) \sin \alpha$$ | ||
- | |||
- | Per quanto riguarda l' | ||
- | |||
- | $$\Delta F_{td} = \frac{V_{Ed}}{2} \, (\cot \theta + \cot \alpha)$$ | ||
- | |||
- | L' | ||
- | |||
- | $$\frac{A_{sw, | ||
- | |||
- | Nel caso di staffe ($\alpha = \pi / 2$) le formule appena viste si semplificano nella forma: | ||
- | * il taglio massimo per le bielle compresse in cls è dato da | ||
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- | $$V_{Rd,c} = \frac{\alpha_{cw} \, {b_{w} \, z \, \nu_1 \, f_{cd}} | ||
- | |||
- | * il taglio massimo per l' | ||
- | |||
- | $$V_{Rd,sw} = \frac{A_{sw}}{s} z \, f_{ywd} \, \cot \theta$$ | ||
- | |||
- | * l' | ||
- | |||
- | $$\Delta F_{td} = \frac{V_{Ed}}{2} \, \cot \theta$$ | ||
- | |||
- | * la massima area efficace a taglio, per $\cot \theta = 1$, diventa | ||
- | |||
- | $$\frac{A_{sw, | ||
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- | ==== Calcolo inclinazione biella compressa ==== | ||
- | |||
- | Fissato un certo valore di $\theta$, la resistenza a taglio del tratto di trave analizzato sarà pari al valore minimo tra $V_{Rd, | ||
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- | $$ \alpha_{cw} \, b_{w} \, z \, \nu_1 \, f_{cd} \frac{\cot \theta + \cot \alpha}{1 + \cot^2 \theta} = | ||
- | \frac{A_{sw}}{s} z \, f_{ywd} \, \left( \cot \theta + \cot \alpha \right) \sin \alpha \Longrightarrow \\ | ||
- | \left( \cot \theta + \cot \alpha \right) \left( \frac{\alpha_{cw} \, b_{w} \, \nu_1 \, f_{cd}}{1 + \cot^2 \theta} | ||
- | - \frac{A_{sw}}{s} \, f_{ywd} \, \sin \alpha \right) | ||
- | 0 $$ | ||
- | |||
- | Sfruttando la legge di azzeramento, | ||
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- | $$ \cot \theta + \cot \alpha = 0$$ | ||
- | |||
- | $$ \frac{\alpha_{cw} \, b_{w} \, \nu_1 \, f_{cd}}{1 + \cot^2 \theta} - \frac{A_{sw}}{s} \, f_{ywd} \, \sin \alpha | ||
- | |||
- | La prima equazioni non ha solzuioni nel range di $\theta$ che ci interessa. Rimane pertanto da analizzare solo la seconda espressione | ||
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- | $$ \frac{\alpha_{cw} \, b_{w} \, \nu_1 \, f_{cd}}{1 + \cot^2 \theta} - \frac{A_{sw}}{s} \, f_{ywd} \, \sin \alpha | ||
- | \cot^2 \theta = \alpha_{cw} \, \nu_1 \frac{s}{A_{sw}} \frac{1}{\sin \alpha} b_{w} \frac{f_{cd}}{f_{ywd}} - 1 $$ | ||
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- | |||
- | Possiamo calcolare il valore di $\cot \theta$ con un metodo numerico (ad esempio il [[http:// | ||
- | |||
- | Nel caso si impieghino staffe, $\alpha = \pi / 2$, e la formula si semplifica diventando | ||
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- | $$ \alpha_{cw} \, b_{w} \, z \, \nu_1 \, f_{cd} \, \cos \theta \, \sin \theta = | ||
- | \frac{A_{sw}}{s} z \, f_{ywd} \frac{\cos \theta}{ \sin \theta } \Longrightarrow \\ | ||
- | \sin^2 \theta = | ||
- | \frac{ 1 }{\alpha_{cw} \, b_{w} \, \nu_1} \frac{A_{sw}}{ s} \frac{f_{ywd}}{f_{cd}}$$ | ||
- | |||
- | In entrambi i casi saranno accettabili solo valori di $\cot \theta$ compresi tra 1 e 2,5. |
tecnica_costruzioni/cls/slu_taglio.txt · Ultima modifica: 2021/06/13 13:09 (modifica esterna)