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| CITAZIONE (volsconger @ 11/4/2024, 15:58) Ultimamente ho sentito un geologo che parlava di rsl. Modelli 2d. A me le curve di trasferimento che otteneva per i vari sl. Non mi convincevano per nulla . Poi ho capito che alla base ci sono problemi di input di segnale. Un terremoto per slo o slu non può essere scalato e basta . I contenuti in frequenza cambiano e di molto... imo
A regola infatti dovrebbero essere usati più accelerogrammi "reali" con contenuti in frequenza diversi, scalati in ampiezza affinché corrispondano allo spettro di progetto, e poi da lì fai la deconvoluzione. |
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| | L'insieme degli N modi di vibrare di una struttura corrispondono ai vettori (di solito normalizzati) di uno spazio a N dimensioni ortogonali fra loro. Li puoi vedere come l'equivalente di onde stazionarie; la loro sovrapposizione (con ampiezze diverse) permette di descrivere gli spostamenti possibili della struttura. Se si utilizza una base modale ridotta (ed è sempre il caso, perché si passa da sistemi continui a discreti), la descrizione dei possibili spostamenti è sempre limitata: tuttavia, scegliere un numero di modi adeguato permette di descrivere in maniera soddisfacente le deformazioni della struttura. Il fatto che si utilizzino i vettori delle forme modali rispetto ad altre rappresentazioni (come ad esempio una descrizione nella base fisica) è più che altro una scelta matematica, poiché permette di disaccoppiare le equazioni del moto e quindi facilitare la risoluzione del problema dinamico. |
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| | Le forme modali non sono in alcun modo collegate all'input sismico, sono una caratteristica intrinseca della struttura, come lo è il suo materiale o la sua geometria. |
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| Non ha senso amplificare in base allo scostamento delle frequenze (cioè se hai un 20% di scostamento, amplifichi del 20%... Con la conclusione che più sono distanti più dovresti aumentare, che è un controsenso).
Finché fai un'analisi con spettro di risposta da normativa, non vedo come questo possa influire sul calcolo. Occorrerebbe infatti, a parer mio, vedere cosa succede con degli accelerogrammi compatibilità posti al suolo affiorante e gli spettri che otterresti al piano di fondazione e comparare con lo spettro di normativa, perlomeno nell'intorno delle frequenze principali.
Attraverso quali criteri valutativi si possa evitare questo passaggio, io non ne ho idea: anche perché fare la deconvoluzione del segnale sismico può portare a dei picchi più elevati dello spettro di risposta di normativa, e questo mi pare che tu non possa quantificarlo fino a che non fai tale analisi. Forse potresti provare a rifarti come criteri a quello che viene fatto per trascurare l'interazione fra strutture e elementi non strutturali, e dire che se il tuo sistema terreno (il volume geotecnico significativo) e la tua struttura sono sufficientemente disaccoppiati, allora "mi rifaccio alla normativa" e fine. Però sinceramente non ho idea di quanto sia lecito fare la trasposizione di tale criterio; in ogni caso, l'ASN dice che una struttura ed un elemento non strutturale possono considerarsi disaccoppiati quando una delle tre condizioni seguenti è soddisfatta:
Rapporto fra le masse < 1%,
Rapporto fra le masse < 10% E rapporto fra le frequenze principali > 1.25
Rapporto fra le masse < 10% E rapporto fra le frequenze principali < 0.8
Altrimenti occorre fare la procedura classica di valutazione della risposta sismica locale (poi per vedere quanto la ISS ha un'influenza sui periodi di vibrazione, esistono anche dei metodi approssimati analitici).
Vedi anche ASCE 4-98 e appunto guida ASN per il rischio sismico
Edited by Jagermeister - 5/4/2024, 15:44 |
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| | Non capisco una cosa: facendo una modellazione così, le masse impulsive non sono uniformemente distribuite sui lati opposti? |
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| CITAZIONE (DOTTINGAM @ 6/11/2023, 23:16) - le aree di influenza, per come le si intendono regolarmente, secondo me sono fuffa (tutt'altra cosa le superfici di Pucher) . Forse ai tempi dell'università potevano andar bene. Per lo meno io lavoro con semplici schemi statici e principio dei lavori virtuali. Pensi alla parete di spina. Sia L la luce identica dei solai. Per le aree di influenza lei li possiede un carico di linea q [F/L] = Q [F/L^2] * L [L]. Se invece studia uno schema statico, ad esempio su tre appoggi (è un esempio), troverà una reazione vincolare, per metro di luce ortogonale, di 5/4 * q [F/L] * L. Poi se la riporta sulla luce trasversale e ha trovato il carico di linea
Non capisco una cosa: perché per un solaio in legno (che non è continuo, a regola) si dovrebbe fare uno schema su tre appoggi? Capisco nel caso di costruzioni in calcestruzzo (alla fine se uno vuole fare presto adotta dei coefficienti maggiorativi sul carico dato dalle aree di influenza basandosi sulle reazioni di appoggio di una trave continua) |
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| È il sito dell'utente pisanel  |
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| CITAZIONE (Alepold @ 23/6/2023, 10:18) Salve a tutti, tiro su questo tread per fare una domanda. Ma in presenza di tirafondi con rosetta su travi rovesce, dove trovo la distanza da rispettare dal bordo trave della rosetta?
In parole povere, come calcolare la distanza minima da avere dalla rosetta al bordo esterno della trave?
Bisogna distinguere due cose che dipendono dall'ancoraggio:
1-post installato
2-pre installato
Nel post installato le distanze dipendono dal fatto che durante la messa in opera il postinstallato si espande, creando uno stato tensionale nel cls.
Nel preinstallato non vi è la stessa cosa, ma penso che sia semplicemente un discorso rispetto ai test.
In ogni caso, la distanza di installazione non l'ho mai vista inferiore a 50 mm (ancorarsi nel copri ferro è una cosa che purtroppo ogni tanto ritorna ciclicamente.......) ma perlomeno penso che uno debba ancorarsi all'interno della gabbia di armature della trave. Inoltre, ti consiglio di fare attenzione anche alla distanza dal bordo in basso, e non solo laterale.
Magari puoi fare dei confronti con elementi simili al tuo di cui trovi l'ETA, e prendere un margine.
In ogni caso fai attenzione anche ad un altro aspetto: se usi barre filettate, i coni proiettati sono molto diversi dal caso di elementi lisci con testa e annegati nel CLS: infatti le barre HA trasmettono lungo tutta la loro lunghezza, mentre i tirafondi lisci solo alla testa. |
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| | Per costruire la tabella non penso sia difficilissimo, e sicuramente è fattibile se uno si limita ad una certa frequenza (e.g., 8), visto che uno la risolve numericamente: dovrebbe bastare ragionare su di una sola faccia obliqua dell'icoesaedro, e tramite simmetrie ottenere tutte le lunghezze della cupola. |
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| Penso che un nodo del genere un po' di momento lo trasmetta, a prescindere dal serraggio che secondo me non c'entra nulla. Affinché effettivamente possa avvenire la rotazione, per conservare i due bulloni dovresti ingrandire anche i fori anche del piatto (almeno uno): senza questo infatti la distanza infatti fra i bulloni verrebbe limitata da tale interasse fisso, e troverebbero, dopo una minima rotazione data dal gioco foro bullone del piatto, un modo di spingere sulle altre parti del foro asolato, sollecitando la maglia fra i due fori attualmente asolati in maniera eccentrica: infatti, se il piatto ha solo un piccolo gioco foro-bullone, il disallineamento orizzontale fra i due bulloni non può sfruttare la corsa completa del foro asolato. Dopo penso tu possa dire tranquillamente che funziona a cerniera, almeno fino a fine corsa o fine gioco... Il serraggio dei bulloni non penso possa essere rilevante: se proprio vuoi vedere il suo effetto, puoi stimare la coppia di serraggio e vedere con lo scorrimento quanto andrà a trasmettere, usano le formule per i precaricati, sapendo comunque che a lungo termine qualunque coppia di serraggio tu metta andrà scemando grazie al rilassamento (infatti i bulloni non precaricati hanno appunto un limite elastico più basso e che li rende più sensibili a tale fenomeno).
Come ultima risorsa sennò potresti tentare una classificazione in rigidezza del nodo con un modello fem locale |
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| | Cerchi una risposta impossibile: ti ho disegnato tre profili, di cui l'ultimo, quello centrale, è quello conforme alle tabelle usate in tutti i profilati (corretto). Quello nel mezzo era quello che avevo disegnato (sbagliando) con un'inclinazione de 5° e poi l'altro, quello più a destra, con spessore a b/2 e raccordo finale che finisce sulla base (anche questo sbagliato). La risposta del probabile perché ti è stata data, ovvero per una possibile imprecisione nelle fasi successive alla DIN 1026, oltretutto per profili raramente utilizzati e che infatti vengono venduti solo a partire da un certo tonnellaggio. Penso che a questo punto non abbiamo altro da dirti, ma se proprio non ti va giù devi scrivere ai tedeschi e chiedere correzione. |
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| CITAZIONE (mmj @ 31/5/2023, 17:56) Tu dove hai trovato questo parametro "U"?
Te l'ho detto, nel catalogo cartaceo ArcelorMittal. Sul perché sia così, non lo so: prova a scrivere a loro chiedendo delucidazioni |
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| CITAZIONE (mmj @ 31/5/2023, 17:21) Quale fonte/documento usa questo parametro "U"? Sia nella DIN 1026 che nella EN 10365 questo parametro "U" non c'è ed il suo valore sarebbe comunque sempre pari a b/2.
In ogni caso, se guardi l'area della EN 10365, corrisponde perfettamente a quella indicata con questo parametro U.
CITAZIONE (mmj @ 31/5/2023, 17:30) La pendenza della flangia interna non è del 5%. Prima di fare calcoli suggerisco di trovare un consenso unanime sulla correttezza della geometria, per questo nel mio post iniziale avevo allegato il DWG, in modo da poterlo confrontare con le norme e con altri DWG.
Vedi risposte successive. |
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