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.Le coordinate del baricentro: xg e yg
Penso che queste due variabili rappresentano le coordinate del baricentro della figura ottenuta mettendo insieme tutti i poligoni coi relativi coefficienti di omogeneizzazione e prima dell'inserimento delle armature in barre.
Chiedo: perche non le hai inserite nella struttura geometria_sezione
Inoltre, in uno degli ultimi interventi hai proposto di aggiungere allas truttura del generico poligono due nuovi campi e precisamente:
E_prof
incr_prof
Per la tensione si deve fare ancora riferimento al campo fd (che a mio parere rappresenta la tensione di calcolo del materiale cui è costituito il profilo).
RImane fuori come variabile fyd_prof
Non sarebbe il caso di inglobare anche questa nella struttura del poligono o in alternativa di abolirla completamente?
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Afazio, premesso che nel dubbio nulla vieta di lasciare 1.0 per il fattore di incrudimento per l'acciaio dei profili, constato dalla norma proprio quanto di dici. Però....
Per le barre B450C i valori nominali del fattore di incrudimento oscillerebbero tra 1.15 ed 1.35.
Leggo nella norma "....valori nominali delle tensioni caratteristiche di snervamento e rottura da utilizzare nei calcolo....", e subito 'spunta' la tabella 11.3.Ia.
Poi la norma prosegue "e deve rispettare i requisiti..." e dunque compare la tabella 11.3.Ib con i valori di incrudimento compresi tra 1.15 ed 1.35. Se poi vado a vedere i "valori di accettazione" della tabella 11.3.VI trovo accettabile un fattore di incrudimento che oscilla tra 1.13 e 1.37
Insomma voglio andare a parare, che anche se sembra che in questo caso la norma ti indichi dei numeri, in effetti non ti impone un bel nulla. Se non solo ed esclusivamente tensioni di snervamento e rottura.
Se vado al cap. 4 la genericità permane, perchè quando si introduce il legame costitutivo si rimanda esattamente alle tabelle del capitolo 11 che in effetti non 'vincolano'.
Possiamo dire: "Per il fattore di incrudimento fai come vuoi. A patto di stare nei valori 'fisici' dell'acciaio che utilizzerai" (cosa che mi pare il minimo....)
Riguardo ai profili metallici la normativa è invece anche più 'stitica'. Non viene mai presentato alcun legame costitutivo (si parla sempre e soltanto di fyk), ed avendo fatto la ricerca con la chiave "incrudimento" nei miei pdf, ho riscontrato solamente questa parola detta molto genericamente per le regole di dimensionamento dei controventi eccentrici.
La norma riporta la sola tabella 11.3.IX per caratterizzare gli acciai per profili metallici utilizzabili. Ma in essa sono presenti solamente le tensioni di snervamento e rottura.
Ad esempio una lacuna che ho notato già da tempo è che non viene descritto alcun 'criterio di accettabilità' dei risultati sui provini prelevati in cantiere.
Bisognerebbe penso guardare la UNI EN 10210 sui laminati a caldo per capire se vi sono altri parametri da tenere in conto (tra cui spero i valori di incrudimento, deformazione a rottura, ecc.). UNI 10210 che purtroppo non ho.
Per chiudere. Stressato? Tempestato? Ma che fai scherzi? Finalmente qualche argomento interessante e dovrei lamentarmi?Le coordinate del baricentro: xg e yg
Penso che queste due variabili rappresentano le coordinate del baricentro della figura ottenuta mettendo insieme tutti i poligoni coi relativi coefficienti di omogeneizzazione e prima dell'inserimento delle armature in barre.
Si si tratta proprio di questa grandezza geometrica. E' il polo su cui agisce la tripletta di sollecitazioni SLE/SLU sulla sezione.Chiedo: perche non le hai inserite nella struttura geometria_sezione
....dimenticanza?.....
(si e no. In effetti si può tranquillamente incapsulare nella struttura dati geometria_sezione, forse mi disturbava inserire un 'doppio' baricentro in quella struttura. Per l'obiettivo riduzione delle variabili globali al minimo, maggiore possibile autonomia delle varie funzioni senza dover dipendere da variabili globali delle più varie, è auspicabile inserire queste coordinate nella struttura dati).Inoltre, in uno degli ultimi interventi hai proposto di aggiungere allas truttura del generico poligono due nuovi campi e precisamente:
E_prof
incr_prof
Per la tensione si deve fare ancora riferimento al campo fd (che a mio parere rappresenta la tensione di calcolo del materiale cui è costituito il profilo).
RImane fuori come variabile fyd_prof
Non sarebbe il caso di inglobare anche questa nella struttura del poligono o in alternativa di abolirla completamente?
Non l'ho proposta perchè penso che alla bisogna possa provvedere la sola variabile fd.
(Beninteso, potrai decidere come meglio credi).. -
.Afazio, premesso che nel dubbio nulla vieta di lasciare 1.0 per il fattore di incrudimento per l'acciaio dei profili, constato dalla norma proprio quanto di dici. Però....
Per le barre B450C i valori nominali del fattore di incrudimento oscillerebbero tra 1.15 ed 1.35.
Leggo nella norma "....valori nominali delle tensioni caratteristiche di snervamento e rottura da utilizzare nei calcolo....", e subito 'spunta' la tabella 11.3.Ia.
Poi la norma prosegue "e deve rispettare i requisiti..." e dunque compare la tabella 11.3.Ib con i valori di incrudimento compresi tra 1.15 ed 1.35. Se poi vado a vedere i "valori di accettazione" della tabella 11.3.VI trovo accettabile un fattore di incrudimento che oscilla tra 1.13 e 1.37
Insomma voglio andare a parare, che anche se sembra che in questo caso la norma ti indichi dei numeri, in effetti non ti impone un bel nulla. Se non solo ed esclusivamente tensioni di snervamento e rottura.
Se vado al cap. 4 la genericità permane, perchè quando si introduce il legame costitutivo si rimanda esattamente alle tabelle del capitolo 11 che in effetti non 'vincolano'.
Possiamo dire: "Per il fattore di incrudimento fai come vuoi. A patto di stare nei valori 'fisici' dell'acciaio che utilizzerai" (cosa che mi pare il minimo....)
In questi ultimi due mesi ho condotto una marea di cotnrolli di accettazione sia di cls sia di barre B450c e sia di acciaio da carpenteria (poi ti illustro come ho condotto questi ultimi)
Posso dirti che quel limite 1.37 per il rapporto (ft/fy)k è puro sogno ed anzi si rischia di dover rifiutare l'acciaio a causa del mancato rispetto del primo limite cioè quel 1.13. (anche se di centesimi). Per esempio relativamente ad un primo lavoro, su 75 prove a trazione su barre (munite di tutti i documenti e marchi possibili) il valore massimo del rapporto ft/fy è stato 1.19 mentre il valore minimo è stato 1.129 (quest'ultimo ovviamente inferiore a 1.13 ma essendo necessarei solo due cife dopo la virgola posso appellarmi all'uguaglianza e quindi accettarla).
Su altro lavoro coinvolgente 45 prove a trazione ho ottenuto un valore massimo di ft/fy pari a 1.19 ed un valore minimo pari a 1.14.. Da sottolineare che la gran parte dei rapporti oscilla attorno al valore 1.15. Stessa cosa per un terzo ed un quarto lavoro.
Pertanto il valore limite superiore 1.37 è pura utopia
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g.iaria .
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Infine, le matrici di zax sono tutte zero based, quindi occorre iniziare il contatore da 0 e terminarlo a NMAXPOLI-1
Si è vero.
Nel postare il codice mi sono infatti dimenticato di dire che per mia preferenza personale sono solito impostare i vettori e le matrici su base 1, per cui in fase di "revisione" avevo portato i limiti di tutti i contatori da 1 alla rispettiva massima dimensione.
Al fine di rendere meno caotico il topic, provvedo a modificare il mio precedente post riportando il codice al suo assetto originario.. -
.Infine, le matrici di zax sono tutte zero based, quindi occorre iniziare il contatore da 0 e terminarlo a NMAXPOLI-1
Si è vero.
Nel postare il codice mi sono infatti dimenticato di dire che per mia preferenza personale sono solito impostare i vettori e le matrici su base 1, per cui in fase di "revisione" avevo portato i limiti di tutti i contatori da 1 alla rispettiva massima dimensione.
Al fine di rendere meno caotico il topic, provvedo a modificare il mio precedente post riportando il codice al suo assetto originario.
Anche io preferivo numerare le matrici a partire da 1 e questo per evitare confusioni con l'indicizzazione delle matrici in matematica. Successivamente vedendo che quasi tutto il mondo informatico ragionava zero-based mi sono adattato, ma ultimamente ho provato maggiori brividi svincolandomi da zero ed uno e, dopo aver definito una qualsiasi matrice, fare riferimento alla proprietà Lbound qualunque esso sia.
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RIallacciandomi al controllo dell'acciaio per carpenteria metallica, il DM rinvia alle norme di prodotto ed in particolar alla norma UNI EN 10025-2(Parte 2). Questa fissa in funzione degli spessori, della finitura, della trecnologia di laminazione, della bonifica e della forma della sezione, i valori ReH ed Rm minima e massima.
Non si parla ne di tensione di snervamento fy ne di tensione di rottura ne tantomeno di valori caratteristici ma bensi di valori nominali.
D'altra parte se esaminiamo un certificato di prova a trazione di una provetta di acciaio vediamo che sono riportati, oltre alle dimensioni della provetta anche i singoli valori di ReH e di Rm relativi a ciascuna delle provette provate.
Se tentassimo di tirare fuori dalla serie di ReH (che rappresenta il valore dello snervamento) un'analisi statistica per ottenere il valore caratteristico come frattile 95 otterremmo un valore fyk che non "appatta" mai con il valore fyk fissato dal DM.
Ed allora che significa? Tutti gli acciai da carpenteria sono da rifiutare oppure il controllo cosi condotto non va bene?
In occasione del controllo di accettazione della lamiera utilizzata per la costruzione di alcuni torri, lamiera che era stata fornita da una grossa acciaieria, con la tabella di verifica secondo il criterio sopra esposto, mi sono deciso a chiamare l'ufficio tecnico della acciaieria in questione. Illustrato il problema legato anche al nuovo DM2008 mi hanno detto il controllo deve essere condotto sulla base della norma di prodotto la UNI EN 10025 e che ogni prova fa conto a se stante ed i relativi risultati devono rispettare i valori li specificati.IN buona sostanza, come per altro in molte occasioni abbiamo avuto modo di constatare, quello che viene denominato valore caratteristico altro non è che il valore nominale di produzione. L'acciaieria deve produrre acciaio il cui snervamento deve sempre essere superiore a 235o 275 o 355 a seconda del tipo di acciaio (e di altre amenità come spessore ecc ecc) ed il controllo in cantiere non deve far altro che verificare che ogni prova ha dato un valore di snervamento superiore (o al limite uguale) a quello in tabella. Mentre per la rottura si deve verificare che essa sia superiore al minimo fissato in tabella ma comunque inferiore al massimo fissato sempre in quella tabella. Stessa cosa vale per l'allungamento a rottura A5%.
Ed allora mi sono preparato un foglio di calcolo in cui in testa alla verifica ho predisposto una tabella degli spessori, per fissato spessore mi richiamo i valori di controllo da UNI EN. Questa tabella la ho chiamata "spessori di riferimento".
Nella parte sottostante trascrivo prova per prova i risultati riportati nei certificati:
spessore, ReH, RmH A5% e in ogni rigo riporto l'esito delle tre verifiche
IN coda, dopo aver trascritto i risultati di tutte le prove incluse in un certificato, faccio la somma delle verifiche. E' sufficiente che una sia Falsa per vanificarle tutte.
MA al contrario dei controlli sulle barre in acciaio per c.a. dove il valore del rapporto ft/fy viaggia sul filo del rasoio, nel caso dei controlli dell'acciaio da carpenteria tutto viaggia sempre abbondantemente liscio.. -
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Praticamente togliendo dalla variabili globali le variabili:
xg , yg , fyd_arm, E_arm A, fyd_prof , E_prof
restano dentro solo quelle indispensabili e strutturate
poli, arm e soll. -
francesco.coppola .
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Altra variabile necessaria mi appare geo, dove sono andate a 'convergere' le variabili xg, yg. . -
.Altra variabile necessaria mi appare geo, dove sono andate a 'convergere' le variabili xg, yg.
yes. Geo deve diventare variabile globale. Anche geo è strutturata. -
g.iaria .
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Circa l'impiego di un legame costitutivo dell'acciaio più sofisticato, ossia un legame con tensione ultima limitata ad epsilon_su = 0.075 e rapporto di incrudimento k, direi che questa caratteristica può rendersi necessaria nel tracciamento del diagramma momento-curvatura, dove è abbastanza importante individuare dei modelli per l'acciaio (ed ovviamente il cls) il più possibile rappresentativi del reale comportamento.
Bisogna comunque stabilire con quale valore delle resistenze costruire il diagramma momento-curvatura.
Preciso fin da subito che utilizzare i valori di calcolo non è corretto, in quanto si stanno studiando le capacità deformative a livello sezionale, così come non è corretto l'impiego del legame elasto-plastico perfetto senza limite di deformazione per l'acciaio. E' bene inoltre considerare che anche il diagramma parabola rettangolo classico, adatto per la fase di progetto e per le verifiche di resistenza, non è a rigore molto rappresentativo, in quanto è privo del ramo discendente, Fardis suggerisce che per l'analisi deformativa sezionale, se si vuole impiegare il parabola rettangolo, esso andrebbe opportunamente modificato trasformando il tratto a rettangolo con un trapezio che fa ridurre la tensione ultima all'85% del valore massimo in corrispondenza della deformazione ultima del cls.. -
francesco.coppola .
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Perchè epsilon_su=0.075 e non epsilon_su=0.0675? . -
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intanto quei valori di epsilon_su (75/1000 oppure 0.9*75/1000 come indica il DM2008) sarebbero solo per il B450C mentre per gli acciai da carpenteria non abbiamo alcun riferimento nè tecnico nè normativo. . -
francesco.coppola .
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Vado palesemente off-topic. Preciso fin da subito che utilizzare i valori di calcolo non è corretto, in quanto si stanno studiando le capacità deformative a livello sezionale, così come non è corretto l'impiego del legame elasto-plastico perfetto senza limite di deformazione per l'acciaio.
Io non capisco "le fondamenta". Da cosa derivi questa convinzione.
Perchè se eseguo verifiche resistenziali utilizzo valori caratteristici (ovvero valori ridotti rispetto a quelli medi), e quindi in definitiva mi accontento di resistenze inferiori rispetto a quelle che in effetti potrei aspettarmi dalla struttura e viceversa se osservo fenomeni deformativi dovrei avere valori medi di tutto, con conseguente incremento di deformazioni ed in ultimo di duttilità?
Se il mio studio del confinamento è finalizzato ad assicurare duttilità, perchè non adottare gli stessi criteri, prudenti, della resistenza?intanto quei valori di epsilon_su (75/1000 oppure 0.9*75/1000 come indica il DM2008) sarebbero solo per il B450C mentre per gli acciai da carpenteria non abbiamo alcun riferimento nè tecnico nè normativo.
Afazio, penso di rettificarti in parte.
Nulla vieterebbe, anche per il B450A di utilizzare il 0.9 che indica la norma come epsilon_su del diagramma costitutivo elasto-plastico con incrudimento.
Non sarà 0.0675, ma 0.9*0.025=0.0225
Poi cosa farcene di questo ipotetico diagramma, in considerazione che il B450A non è utilizzabile come armatura a flessione, questo è altro paio di maniche.. -
g.iaria .
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Premetto che quanto da me detto prima, e quanto di seguito dirò, vale per gli acciai tempcore da c.a.
epsilon_su = 0.075 è il valore caratteristico minimo concesso dalle norme per gli acciai delle strutture sismoresistenti (§ 5.2.3.4 (3) di EC8 Parte 1)
epsilon_su,d = 0.9*0.075 = 0.0675 è il valore di progetto della deformazione ultima dell'acciaio (§ 3.2.7 EC2)
Il primo viene assunto come valore della deformazione ultima delle barre d'acciaio nelle verifiche di duttilità delle sezioni.
Il secondo entra in gioco solo in sede di progetto, nelle verifiche di resistenza, qualora si voglia adottare il modello elastico bilineare incrudente, in luogo di quello elastoplastico indefinito. Sempre in sede di progetto, il valore caratteristico di k concesso dalle norme è compreso tra 1.15 ed 1.35. Il primo limite è il valore da assumersi nel modello bilineare incrudente, il secondo serve invece come limite superiore in fase di controllo di accettazione della fornitura al fine di non avere eccessivi squilibri nelle sovraresistenze dei materiali che potrebbero inficiare i fattori di sovraresistenza assunti nelle regole della gerarchia delle resistenze.Vado palesemente off-topic.Preciso fin da subito che utilizzare i valori di calcolo non è corretto, in quanto si stanno studiando le capacità deformative a livello sezionale, così come non è corretto l'impiego del legame elasto-plastico perfetto senza limite di deformazione per l'acciaio.
Io non capisco "le fondamenta". Da cosa derivi questa convinzione.
Perchè se eseguo verifiche resistenziali utilizzo valori caratteristici (ovvero valori ridotti rispetto a quelli medi), e quindi in definitiva mi accontento di resistenze inferiori rispetto a quelle che in effetti potrei aspettarmi dalla struttura e viceversa se osservo fenomeni deformativi dovrei avere valori medi di tutto, con conseguente incremento di deformazioni ed in ultimo di duttilità?
Se il mio studio del confinamento è finalizzato ad assicurare duttilità, perchè non adottare gli stessi criteri, prudenti, della resistenza?
Francesco, la mia convinzione non è una convinzione che ho maturato d'emblée, ma è un concetto propugnato da autorevoli eminenze come Fardis e Priestley, e deriva dal fatto che l'analisi sezionale di duttilità non ha come scopo la determinazione di una resistenza ma è un'analisi non lineare di deformabilità in tutto e per tutto. In quanto tale essa va condotta con i valori medi delle caratteristiche dei materiali e con legami costitutivi il più possibile rappresentativi dell'effettivo comportamento dei materiali.
Circa il fatto che l'analisi deformativa viene eseguita sulla base dei valori medi delle caratteristiche dei materiali, faccio presente che questo è esattamente ciò che facciamo quando assumiamo che il modulo elastico del cls è pari al valor medio ottenuto dalla formula (11.2.5) di NTC'08, ricavandolo proprio sulla base della resistenza media del cls.
I modelli "di calcolo" sono nati e cresciuti per le verifiche di resistenza, ma non sono più adatti per le analisi deformative, giocoforza non lineari, e a tal proposito faccio un altro esempio: quello della costruzione di un diagramma Momento-rotazione per la modellazione delle cerniere plastiche di un'analisi pushover. Premesso che la rigidezza flessionale efficace della membratura è parente della pendenza del tratto iniziale fino allo snervamento delle armature tese del diagramma Momento-rotazione (ovvero Momento-curvatura, vedasi discussioni: http://ingegneriaforum.it/index.php?topic=3118.0 https://bar-ingegneria.forumfree.it/?t=63168695#lastpost), se io adottassi un valore della rigidezza efficace dedotto da un'analisi sezionale basata sui valori medi delle resistenze otterrei un valore sottostimato della rigidezza efficace, e questo, in un'analisi alle deformazioni, vuol dire operare a svantaggio di sicurezza, perchè si sovrastimano le capacità deformative delle membrature, che risulterebbero pertanto eccessivamente ed irrealisticamente più deformabili.
Il fatto che lo studio deformativo sezionale, con annesso confinamento del cls esplicato da staffatura trasversale, vada eseguito sulla base dei valori medi delle caratteristiche dei materiali, è espressamente previsto da NTC'08 e da EC8 Parte 3 per gli edifici esistenti.
Si potrebbe forse disquisire sul fatto che questa prescrizione non è riportata sui codici normativi riguardanti le nuove costruzioni, e che per esse si potrebbe fare un'analisi deformativa sezionale basata sui valori caratteristici in luogo dei valori medi, però a tal proposito faccio notare che:
1. I modelli di confinamento più accreditati (EC8 e Mander) trattano la cosa sempre in termini di resistenze medie, e non potrebbe essere altrimenti visto che sono stati sviluppati e tarati sulla scorta dei risultati sperimentali eseguiti su colonne reali caricate assialmente, delle quali si conosceva il valor medio della resistenza del cls, non certo il valore caratteristico o tanto meno il valore di calcolo.
2. L'elevato incremento di duttilità di questi modelli determina che il loro accoppiamento con un legame costitutivo parabola-rettangolo del cls e bilineare incrudente per l'acciaio con valori caratteristici delle resistenze, produce notevoli sovrastime della curvatura ultima (e quindi della duttilità di curvatura) rispetto all'assunzione dei valori medi, e questo a causa della sovrastima della deformazione ultima del cls confinato, in cui nei vari modelli (EC2 incluso, vedasi formula (3.27)), l'incremento indotto dal confinamento è inversamente proporzionale alla resistenza del cls. Da analisi comparative che ho eseguito, ma che non mi sembra il caso di sviluppare qui perchè andremmo ancor più off-topic, nel caso ci si voglia riferire ai valori caratteristici delle resistente, ho notato che l'unico modello che fornisce valori plausibili della curvatura ultima è quello dell'EC2 in virtù del fatto che è di gran lunga il più cautelativo.
Detto questo, per ritornare alla questione dei valori da assumere nel modello incrudente dell'acciaio tempcore delle barre longitudinali (B450C), tenuto conto che una modellazione finissima potrebbe includere anche un plateau post-snervamento tra epsilon_y ed epsilon_sh, che determina l'inizio del tratto incrudente, Priestley suggerisce di assumere per gli acciai tempcore europei (tipicamente gli S500), un valore medio del rapporto di incrudimento pari a 1.2, e di far coincidere epsilon_y con epsilon_sh.
Circa il valor medio della tensione di snervamento dell'acciaio, nel link che avevo riportato Renato aveva dato alcuni riferimenti che sulla base di analisi statistiche europee consigliavano l'adozione di un valor medio pari al valore caratteristico incrementato del 15%, io invece assumo un valore più basso, al più pari a 480 MPa, in virtù degli studi eseguiti in Italia sul nostro B450C, che è più figlio del vecchio FeB44k che dell' "europeo" S500.. -
francesco.coppola .
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Ok. Io sono convinto di questo: CITAZIONE1. I modelli di confinamento più accreditati (EC8 e Mander) trattano la cosa sempre in termini di resistenze medie, e non potrebbe essere altrimenti visto che sono stati sviluppati e tarati sulla scorta dei risultati sperimentali eseguiti su colonne reali caricate assialmente, delle quali si conosceva il valor medio della resistenza del cls, non certo il valore caratteristico o tanto meno il valore di calcolo.
Il tecnico di laboratorio cerca una numerizzazione del problema specifico che 'coincida' con quanto riscontra dal dato sperimentale. E' ovvio dunque che nelle sue ricerche egli faccia riferimento alle resistenze medie. Ovvio che nei suoi articoli parta da quello che 'ha visto' ed 'ha provato' per giungere ad espressioni numeriche che gioco forza debbano essere 'affette' dalle caratteristiche del materiale effettivo, reale, e non quello idealizzato 'di calcolo'.
Io mi aspetto di leggere da un vecchio articolo di uno sperimentatore che si divertiva a rompere travi a flessione che i valori dei momenti di rottura 'sperimentali' gli 'battevano' con i valori numerici determinati con le caratteristiche dei materiali reali ed effettivamente utilizzati.CITAZIONEse io adottassi un valore della rigidezza efficace dedotto da un'analisi sezionale basata sui valori medi delle resistenze otterrei un valore sottostimato della rigidezza efficace, e questo, in un'analisi alle deformazioni, vuol dire operare a svantaggio di sicurezza, perchè si sovrastimano le capacità deformative delle membrature, che risulterebbero pertanto eccessivamente ed irrealisticamente più deformabili.
Qui non ti seguo (mia ignoranza).CITAZIONE2. L'elevato incremento di duttilità di questi modelli determina che il loro accoppiamento con un legame costitutivo parabola-rettangolo del cls e bilineare incrudente per l'acciaio con valori caratteristici delle resistenze, produce notevoli sovrastime della curvatura ultima (e quindi della duttilità di curvatura) rispetto all'assunzione dei valori medi, e questo a causa della sovrastima della deformazione ultima del cls confinato, in cui nei vari modelli (EC2 incluso, vedasi formula (3.27)), l'incremento indotto dal confinamento è inversamente proporzionale alla resistenza del cls.
Se "questi modelli" si riferisce al punto 1 (modelli EC8, e Mander), non capisco come poi tornino i modelli parabola-rettangolo e bilineare-incrudente. Se ho deciso di utilizzare Mander, il parabola-rettangolo lo metterò da parte ed amen.
Ora tu affermi che se al posto dei valori medi delle caratteristiche di resistenza, io inserissi i valori caratteristici, ottengo una maggiore curvatura ultima, e pertanto una maggiore (e falsa) duttilità. Ho capito bene?.
Verifiche sezioni complesse in c.a. agli SLE ed SLU |
