Sviluppo di un tool per lo studio di configurazioni architetturali nell'ambito di un simulatore orbitale e di assetto per microsatelliti

La realizzazione della componentistica satellitare è una disciplina innovativa e sempre in aggiornamento, capitanata dall’obiettivo di minimizzare il peso e il volume delle componenti e concretizzare così missioni satellitari affidabili ma sempre più economiche. Questo lavoro di tesi viene svolto nell’ambito di strumenti per la simulazione di sistemi di controllo di assetto di un satellite in orbita bassa terrestre. Il lavoro è volto ad ottenere uno strumento per compiere studi preliminari di missioni di microsatelliti, che sia dotato della possibilità di scegliere più combinazioni di attuatori e sensori e che permetta di valutare la bontà e i vantaggi derivanti dalla scelta di tali configurazioni scelte. Il punto di partenza è stato un simulatore realizzato in ambiente Matlab/Simulink per il monitoraggio di uno specifico microsatellite, ALMASat-1 dell’Università di Bologna. Vi sono stati aggiunti dei tools allo scopo di aggiornare il simulatore a nuove tecnologie e di consentire di realizzare diverse combinazioni di determinazione e controllo in assetto. Si presenterà inizialmente l’interfaccia grafica realizzata per facilitare l’utilizzo del simulatore e si mostreranno successivamente le modifiche apportate in concomitanza con l’aggiornamento del simulatore. Tra le innovazioni applicate al simulatore si annoverano la possibilità di far iniziare la simulazione in precisi stadi di assetto, permettendo all’utente di discriminare solo le fasi ad egli utili, e il miglioramento del sistema di determinazione dell’assetto, compiuto aggiungendo al sistema un simulatore di sensore di stelle, il più accurato tra tutti i sensori e il cui utilizzo, tipicamente riservato a missioni ad elevato budget, si è reso recentemente compatibile, in termini di dimensioni peso e costi, anche a piattaforme satellitari di dimensioni ridotte. Per entrambi gli aspetti verranno mostrate le rispettive modalità di realizzazione, ponendo particolare attenzione all’analisi posta per l’implementazione di uno strumento di misura. Infine sarà presente una discussione sui vantaggi offerti dal simulatore rinnovato.

Modellazione elettromeccanica di una macchina automatica opercolatrice

Nella tesi si è studiata una macchina automatica per l'industria farmaceutica: l'Adapta 100, un'opercolatrice (macchina riempi-capsule) prodotta da IMA SpA. Gli scopi della tesi erano chiarire il flusso di potenza dei vari assi e valutare un possibile risparmio energetico. La macchina infatti ha diversi motori: uno, collegato all'asse master, che comanda i gruppi non rimovibili e gli altri che comandano i gruppi di dosaggio. Tali motori in generale, per qualche tratto del ciclo della macchina, potranno lavorare come generatori, anche considerando il solo funzionamento a regime: si avrà cioè, in qualche istante, che le forze esterne tendono ad accelerare il motore, che così assorbe energia meccanica e produce energia elettrica. Attualmente tale energia viene dissipata in apposite resistenze collegate ai motori; ci si è chiesti se non si potesse invece immagazzinare l'energia prodotta, ad esempio per usarla in caso di black-out, per frenare delicatamente la macchina senza che gli assi perdano la fase. Un'alternativa è quella di ridistribuire la potenza generata istante per istante collegando i motori a un comune bus DC. Prima però è necessario conoscere gli andamenti di coppia e velocità di ciascun motore: per questo ci si è ricondotti al modello della macchina a 1 gdl, riducendo tutte le coppie e le inerzie all'asse motore. Si sono studiati i due assi più importanti in termini di coppie e potenze di picco: questi sono l'asse master e l'asse di dosaggio della polvere farmaceutica. Il modello è stato concretamente implementato con degli script MATLAB. Il modello risulta flessibile, per considerare le varie modalità di funzionamento della macchina, e considera i principali termini di coppia, inclusi attriti (inseriti sotto forma di rendimenti) e forze esterne di lavorazione. Tra queste è particolarmente importante la forza di compattazione della polvere, che è stata modellata con la formula di Kawakita, nota dalla letteratura.

Analysis of aircraft load spectrum by means of flight simulator

Damage tolerance analysis is a quite new methodology based on prescribed inspections. The load spectra used to derive results of these analysis strongly influence the final defined inspections programs that for this reason must be as much as possible representative of load acting on the considered structural component and at the same time, obtained reducing both cost and time. The principal purpose of our work is in improving the actual condition developing a complete numerical Damage Tolerance analysis, able to prescribe inspection programs on typical aircraft critical components, respecting DT regulations, starting from much more specific load spectrum then those actually used today. In particular, these more specific load spectrum to design against fatigue have been obtained through an appositively derived flight simulator developed in a Matlab/Simulink environment. This dynamic model has been designed so that it can be used to simulate typical missions performing manually (joystick inputs) or completely automatic (reference trajectory need to be provided) flights. Once these flights have been simulated, model’s outputs are used to generate load spectrum that are then processed to get information (peaks, valleys) to perform statistical and/or comparison consideration with other load spectrum. However, also much more useful information (loads amplitude) have been extracted from these generated load spectrum to perform the previously mentioned predictions (Rainflow counting method is applied for this purpose). The entire developed methodology works in a complete automatic way, so that, once some specified input parameters have been introduced and different typical flights have been simulated both, manually or automatically, it is able to relate the effects of these simulated flights with the reduction of residual strength of the considered component.

Sviluppo di un ambiente software di test e analisi delle prestazioni di INS di livello navigation e tactical grade

In questa tesi abbiamo provato a definire fino a che punto le misure di sensori siano affidabili, creando un simulatore che sia in grado di analizzare, qualitativamente e quantitativamente, le prestazioni di sensori inerziali facenti parte di sistemi di navigazione inerziale. Non ci siamo soffermati troppo sulle dinamiche dovute agli errori deterministici, che sono eliminabili facilmente mediante prove sperimentali e test, ma abbiamo puntato ad uno studio approfondito riguardante gli errori dovuti a processi stocastici casuali. Il simulatore, programmato sulla piattaforma MATLAB/Simulink, prende i dati grezzi contenuti all’interno dei datasheets dei sensori e li simula, riportando risultati numerici e grafici degli errori risultanti dall’utilizzo di quei specifici sensori; in particolare, esso mette in luce l’andamento degli errori di posizione, velocità ed assetto ad ogni istante di tempo della simulazione. L’analisi effettuata all’interno dell’elaborato ha successivamente condotto all’identificazione dei giroscopi laser come i sensori che soffrono meno di questi disturbi non-sistematici, portandoli ad un livello sopraelevato rispetto ai MEMS ed ai FOG.

Modeling and validation of the thermal behavior of buildings for the development of demand response methods

The representation of the thermal behaviour of the building is achieved through a relatively simple dynamic model that takes into account the effects due to the thermal mass of the building components. The model of a intra-floor apartment has been built in the Matlab-Simulink environment and considers the heat transmission through the external envelope, wall and windows, the internal thermal masses, (i.e. furniture, internal wall and floor slabs) and the sun gain due to opaque and see-through surfaces of the external envelope. The simulations results for the entire year have been compared and the model validated, with the one obtained with the dynamic building simulation software Energyplus.

Analysis of Lead-Acid batteries with a third-order dynamical model

Electrical energy storage is a really important issue nowadays. As electricity is not easy to be directly stored, it can be stored in other forms and converted back to electricity when needed. As a consequence, storage technologies for electricity can be classified by the form of storage, and in particular we focus on electrochemical energy storage systems, better known as electrochemical batteries. Largely the more widespread batteries are the Lead-Acid ones, in the two main types known as flooded and valve-regulated. Batteries need to be present in many important applications such as in renewable energy systems and in motor vehicles. Consequently, in order to simulate these complex electrical systems, reliable battery models are needed. Although there exist some models developed by experts of chemistry, they are too complex and not expressed in terms of electrical networks. Thus, they are not convenient for a practical use by electrical engineers, who need to interface these models with other electrical systems models, usually described by means of electrical circuits. There are many techniques available in literature by which a battery can be modeled. Starting from the Thevenin based electrical model, it can be adapted to be more reliable for Lead-Acid battery type, with the addition of a parasitic reaction branch and a parallel network. The third-order formulation of this model can be chosen, being a trustworthy general-purpose model, characterized by a good ratio between accuracy and complexity. Considering the equivalent circuit network, all the useful equations describing the battery model are discussed, and then implemented one by one in Matlab/Simulink. The model has been finally validated, and then used to simulate the battery behaviour in different typical conditions.

Sviluppo di un simulatore di determinazione d’assetto per un CubeSat operante nel sistema binario Didymos

Questa tesi riguarda l'implementazione e la verifica di alcuni algoritmi di determinazione d'assetto, con l'obiettivo di verificarne le prestazioni e valutarne la possibilità di utilizzo sul ADS del satellite DustCube, operante nel sistema binario Didymos. I filtri si basano sulla combinazione delle misure di diversi sensori, tra i quali star tracker, sensori di Sole, camera a infrarossi e giroscopio. I sensori in questione sono stati modellizzati all'interno di un simulatore implementato in MATLAB/Simulink. L'approccio utilizzato per la determinazione dell'assetto è quelllo di impiegare due differenti filtri: il primo per la calibrazione del giroscopio, il secondo che utilizza i parametri di calibrazione calcolati dal primo per correggere la velocità angolare misurata da giroscopio e determinare l'assetto con un maggiore accuratezza. Le prestazioni dei vari filtri sono state caratterizzate attraverso un'analisi statistica: le simulazioni Monte Carlo. I risultati, nei limiti delle ipotesi fatte, hanno confermato la validità dell'approccio. Per la determinazione effettiva delle prestazioni di questo sistema sull'ADS del DustCube si rimanda ad uno studio di maggior dettaglio.

Modeling and control algorithms for product phasing using smart belts

Nella seguente tesi è descritto il principio di sviluppo di una macchina industriale di alimentazione. Il suddetto sistema dovrà essere installato fra due macchine industriali. L’apparato dovrà mettere al passo e sincronizzare con la macchina a valle i prodotti che arriveranno in input. La macchina ordina gli oggetti usando una serie di nastri trasportatori a velocità regolabile.
Lo sviluppo è stato effettuato al Laboratorio Liam dopo la richiesta dell’azienda Sitma. Sitma produceva già un tipo di sistema come quello descritto in questa tesi. Il deisderio di Sitma è quindi quello di modernizzare la precedente applicazione poiché il dispositivo che le permetteva di effettuare la messa al passo di prodotti era un PLC Siemens che non è più commercializzato. La tesi verterà sullo studio dell’applicazione e la modellazione tramite Matlab-Simulink per poi proseguire ad una applicazione, seppure non risolutiva, in TwinCAT 3.

Sfide alla Geologia: le Opere di Miozzi e Calatrava a Venezia

Secondo la sismologia storica, Venezia non è mai stata colpita in modo diretto da terremoti nel suo immediato sottosuolo, tuttavia ha riportato diversi danni in occasione di terremoti limitrofi. Nella presente tesi è stato studiato il comportamento sotto sisma di due principali opere veneziane: il ponte degli Scalzi (1934) eretto da E. Miozzi e il ponte della Costituzione (2008), disegnato da S. Calatrava. Accoppiando il modello dinamico dei due ponti con lo spettro di risposta del sito, abbiamo riscontrato che il ponte della Costituzione si colloca nel plateau dello spettro, quindi a periodi per i quali l’accelerazione attesa sulla struttura è massima. Questo non depone a favore della sua sicurezza, considerati anche i problemi statici che la struttura presenta. Il ponte degli Scalzi presenta invece una rigidezza tale da non mostrare amplificazione significativa tra il moto alla fondazione e quello della struttura sovrastante. Le misure di microtremore ambientale effettuate sul sottosuolo in prossimità delle fondazioni dei due ponti hanno mostrato che esso amplifica il moto per risonanza a 0.5 Hz. Questa frequenza è sufficientemente lontana da quelle proprie dei due ponti in esame, per cui si può ritenere che non ne influenzi significativamente la dinamica. Infine, abbiamo osservato che i valori di accelerazione verticale misurati sulla sua sommità del ponte della Costituzione, generati principalmente dal traffico pedonale, superano i limiti di comfort proposti dall’Eurocodice EN UNI 1990.

Advanced 4DT flight guidance and control software system

The work presented in this thesis has been part of a Cranfield University research project. This thesis aims to design a flight control law for large cargo aircraft by using predictive control, which can assure flight motion along the flight path exactly and on time. In particular this work involves the modelling of a Boeing C-17 Globemaster III 6DOF model (used as study case), by using DATCOM and Matlab Simulink software. Then a predictive control algorithm has been developed. The majority of the work is done in a Matlab/Simulink environment. Finally the predictive control algorithm has been applied on the aircraft model and its performances, in tracking given trajectory optimized through a 4DT Research Software, have been evaluated.

Simulazione del comportamento dinamico di un parastrappi motociclistico

Simulazione dinamica del comportamento dinamico di un parastrappi motociclistico (materiale elastomerico). Partendo da dati sperimentali ed attraverso Simulink, si è creato un modello che fosse il più semplice ed il più generico possibile, in modo che, grazie ad ottimizzazioni dedicate, potesse essere applicato a diversi casi. Lo scopo del modello, inoltre, è quello di essere inserito all'interno di uno più complesso che descrive il comportamento dinamico complessivo della moto.

Sviluppo di metodologie per la generazione automatica di calibrazioni di guidabilità motore e cambio

Il presente progetto ha riguardato lo studio e lo sviluppo di metodologie per la generazione automatica di calibrazioni di guidabilità motore cambio, dove con guidabilità si intende il legame intercorrente tra le richieste del conducente ed il reale comportamento del veicolo. La prima parte della tesi si è concentrata sullo studio delle calibrazioni motore e delle calibrazioni del cambio automatico attualmente sfruttate dai software di produzione, sviluppando un modello di simulazione in grado di verificare come queste calibrazioni influenzino il comportamento del veicolo, concentrandosi sugli andamenti delle accelerazioni e dei regimi motore risultanti. Dopo la validazione del modello, è stato creato uno strumento, in ambiente Matlab, che restituisce la calibrazione di guidabilità del cambio automatico, ovvero la mappa sfruttata dalla relativa centralina per gestire il cambio della marcia, ricevendo in ingresso le seguenti informazioni: le grandezze fisiche del veicolo nel suo complesso, quali la massa, i rapporti di trasmissione, il rapporto del differenziale, il raggio di rotolamento dinamico e tutte le inerzie dei componenti della driveline; le calibrazioni di guidabilità motore, costituite da otto mappe, una per ogni marcia, che definiscono la coppia motrice che si richiede al motore di erogare, in funzione della posizione del pedale acceleratore e del regime motore; il piano quotato del motore. Il codice, note queste informazioni, genera automaticamente la mappa di cambio marcia con le linee di Upshift (marcia innestata crescente) e Downshift (marcia innestata decrescente), in funzione della posizione del pedale e dei giri in uscita dal cambio. Infine, si è valutata una possibile strategia per la calibrazione delle otto mappe pedale con cui viene gestito il controllo motore. Si sono generate mappe a potenza costante in cui il pedale assume la funzione di regolatore di velocità.

Procedimenti di ottimizzazione di sistemi smorzati

La presente tesi riguarda lo studio di procedimenti di ottimizzazione di sistemi smorzati. In particolare, i sistemi studiati sono strutture shear-type soggette ad azioni di tipo sismico impresse alla base. Per effettuare l’ottimizzazione dei sistemi in oggetto si agisce sulle rigidezze di piano e sui coefficienti di smorzamento effettuando una ridistribuzione delle quantità suddette nei piani della struttura. È interessante effettuare l’ottimizzazione di sistemi smorzati nell’ottica della progettazione antisismica, in modo da ridurre la deformata della struttura e, conseguentemente, anche le sollecitazioni che agiscono su di essa. Il lavoro consta di sei capitoli nei quali vengono affrontate tre procedure numerico-analitiche per effettuare l’ottimizzazione di sistemi shear-type. Nel primo capitolo si studia l’ottimizzazione di sistemi shear-type agendo su funzioni di trasferimento opportunamente vincolate. In particolare, le variabili di progetto sono le rigidezze di piano, mentre i coefficienti di smorzamento e le masse di piano risultano quantità note e costanti durante tutto il procedimento di calcolo iterativo; per effettuare il controllo dinamico della struttura si cerca di ottenere una deformata pressoché rettilinea. Tale condizione viene raggiunta ponendo le ampiezze delle funzioni di trasferimento degli spostamenti di interpiano pari all’ampiezza della funzione di trasferimento del primo piano. Al termine della procedura si ottiene una ridistribuzione della rigidezza complessiva nei vari piani della struttura. In particolare, si evince un aumento della rigidezza nei piani più bassi che risultano essere quelli più sollecitati da una azione impressa alla base e, conseguentemente, si assiste ad una progressiva riduzione della variabile di progetto nei piani più alti. L’applicazione numerica di tale procedura viene effettuata nel secondo capitolo mediante l’ausilio di un programma di calcolo in linguaggio Matlab. In particolare, si effettua lo studio di sistemi a tre e a cinque gradi di libertà. La seconda procedura numerico-analitica viene presentata nel terzo capitolo. Essa riguarda l’ottimizzazione di sistemi smorzati agendo simultaneamente sulla rigidezza e sullo smorzamento e consta di due fasi. La prima fase ricerca il progetto ottimale della struttura per uno specifico valore della rigidezza complessiva e dello smorzamento totale, mentre la seconda fase esamina una serie di progetti ottimali in funzione di diversi valori della rigidezza e dello smorzamento totale. Nella prima fase, per ottenere il controllo dinamico della struttura, viene minimizzata la somma degli scarti quadratici medi degli spostamenti di interpiano. Le variabili di progetto, aggiornate dopo ogni iterazione, sono le rigidezze di piano ed i coefficienti di smorzamento. Si pone, inoltre, un vincolo sulla quantità totale di rigidezza e di smorzamento, e i valori delle rigidezze e dei coefficienti di smorzamento di ogni piano non devono superare un limite superiore posto all’inizio della procedura. Anche in questo caso viene effettuata una ridistribuzione delle rigidezze e dei coefficienti di smorzamento nei vari piani della struttura fino ad ottenere la minimizzazione della funzione obiettivo. La prima fase riduce la deformata della struttura minimizzando la somma degli scarti quadrarici medi degli spostamenti di interpiano, ma comporta un aumento dello scarto quadratico medio dell’accelerazione assoluta dell’ultimo piano. Per mantenere quest’ultima quantità entro limiti accettabili, si passa alla seconda fase in cui si effettua una riduzione dell’accelerazione attraverso l’aumento della quantità totale di smorzamento. La procedura di ottimizzazione di sistemi smorzati agendo simultaneamente sulla rigidezza e sullo smorzamento viene applicata numericamente, mediante l’utilizzo di un programma di calcolo in linguaggio Matlab, nel capitolo quattro. La procedura viene applicata a sistemi a due e a cinque gradi di libertà. L’ultima parte della tesi ha come oggetto la generalizzazione della procedura che viene applicata per un sistema dotato di isolatori alla base. Tale parte della tesi è riportata nel quinto capitolo. Per isolamento sismico di un edificio (sistema di controllo passivo) si intende l’inserimento tra la struttura e le sue fondazioni di opportuni dispositivi molto flessibili orizzontalmente, anche se rigidi in direzione verticale. Tali dispositivi consentono di ridurre la trasmissione del moto del suolo alla struttura in elevazione disaccoppiando il moto della sovrastruttura da quello del terreno. L’inserimento degli isolatori consente di ottenere un aumento del periodo proprio di vibrare della struttura per allontanarlo dalla zona dello spettro di risposta con maggiori accelerazioni. La principale peculiarità dell’isolamento alla base è la possibilità di eliminare completamente, o quantomeno ridurre sensibilmente, i danni a tutte le parti strutturali e non strutturali degli edifici. Quest’ultimo aspetto è importantissimo per gli edifici che devono rimanere operativi dopo un violento terremoto, quali ospedali e i centri operativi per la gestione delle emergenze. Nelle strutture isolate si osserva una sostanziale riduzione degli spostamenti di interpiano e delle accelerazioni relative. La procedura di ottimizzazione viene modificata considerando l’introduzione di isolatori alla base di tipo LRB. Essi sono costituiti da strati in elastomero (aventi la funzione di dissipare, disaccoppiare il moto e mantenere spostamenti accettabili) alternati a lamine in acciaio (aventi la funzione di mantenere una buona resistenza allo schiacciamento) che ne rendono trascurabile la deformabilità in direzione verticale. Gli strati in elastomero manifestano una bassa rigidezza nei confronti degli spostamenti orizzontali. La procedura di ottimizzazione viene applicata ad un telaio shear-type ad N gradi di libertà con smorzatori viscosi aggiunti. Con l’introduzione dell’isolatore alla base si passa da un sistema ad N gradi di libertà ad un sistema a N+1 gradi di libertà, in quanto l’isolatore viene modellato alla stregua di un piano della struttura considerando una rigidezza e uno smorzamento equivalente dell’isolatore. Nel caso di sistema sheat-type isolato alla base, poiché l’isolatore agisce sia sugli spostamenti di interpiano, sia sulle accelerazioni trasmesse alla struttura, si considera una nuova funzione obiettivo che minimizza la somma incrementata degli scarti quadratici medi degli spostamenti di interpiano e delle accelerazioni. Le quantità di progetto sono i coefficienti di smorzamento e le rigidezze di piano della sovrastruttura. Al termine della procedura si otterrà una nuova ridistribuzione delle variabili di progetto nei piani della struttura. In tal caso, però, la sovrastruttura risulterà molto meno sollecitata in quanto tutte le deformazioni vengono assorbite dal sistema di isolamento. Infine, viene effettuato un controllo sull’entità dello spostamento alla base dell’isolatore perché potrebbe raggiungere valori troppo elevati. Infatti, la normativa indica come valore limite dello spostamento alla base 25cm; valori più elevati dello spostamento creano dei problemi soprattutto per la realizzazione di adeguati giunti sismici. La procedura di ottimizzazione di sistemi isolati alla base viene applicata numericamente mediante l’utilizzo di un programma di calcolo in linguaggio Matlab nel sesto capitolo. La procedura viene applicata a sistemi a tre e a cinque gradi di libertà. Inoltre si effettua il controllo degli spostamenti alla base sollecitando la struttura con il sisma di El Centro e il sisma di Northridge. I risultati hanno mostrato che la procedura di calcolo è efficace e inoltre gli spostamenti alla base sono contenuti entro il limite posto dalla normativa. Giova rilevare che il sistema di isolamento riduce sensibilmente le grandezze che interessano la sovrastruttura, la quale si comporta come un corpo rigido al di sopra dell’isolatore. In futuro si potrà studiare il comportamento di strutture isolate considerando diverse tipologie di isolatori alla base e non solo dispositivi elastomerici. Si potrà, inoltre, modellare l’isolatore alla base con un modello isteretico bilineare ed effettuare un confronto con i risultati già ottenuti per il modello lineare.

Previsione del comportamento dinamico e sismico di un edificio a tre piani in scala reale costituito da pareti sandwich in C.A. gettato in opera da provare su tavola vibrante

INDICE INTRODUZIONE 1 1. DESCRIZIONE DEL SISTEMA COSTRUTTIVO 5 1.1 I pannelli modulari 5 1.2 Le pareti tozze in cemento armato gettate in opera realizzate con la tecnologia del pannello di supporto in polistirene 5 1.3 La connessione tra le pareti e la fondazione 6 1.4 Le connessioni tra pareti ortogonali 7 1.5 Le connessioni tra pareti e solai 7 1.6 Il sistema strutturale così ottenuto e le sue caratteristiche salienti 8 2. RICERCA BIBLIOGRAFICA 11 2.1 Pareti tozze e pareti snelle 11 2.2 Il comportamento scatolare 13 2.3 I muri sandwich 14 2.4 Il “ferro-cemento” 15 3. DATI DI PARTENZA 19 3.1 Schema geometrico - architettonico definitivo 19 3.2 Abaco delle sezioni e delle armature 21 3.3 Materiali e resistenze 22 3.4 Valutazione del momento di inerzia delle pareti estese debolmente armate 23 3.4.1 Generalità 23 3.4.2 Caratteristiche degli elementi provati 23 3.4.3 Formulazioni analitiche 23 3.4.4 Considerazioni sulla deformabilità dei pannelli debolmente armati 24 3.4.5 Confronto tra rigidezze sperimentali e rigidezze valutate analiticamente 26 3.4.6 Stima di un modulo elastico equivalente 26 4. ANALISI DEI CARICHI 29 4.1 Stima dei carichi di progetto della struttura 29 4.1.1 Stima dei pesi di piano 30 4.1.2 Tabella riassuntiva dei pesi di piano 31 4.2 Analisi dei carichi da applicare in fase di prova 32 4.2.1 Pesi di piano 34 4.2.2 Tabella riassuntiva dei pesi di piano 35 4.3 Pesi della struttura 36 4.3.1 Ripartizione del carico sulle pareti parallele e ortogonali 36 5. DESCRIZIONE DEL MODELLO AGLI ELEMENTI FINITI 37 5.1 Caratteristiche di modellazione 37 5.2 Caratteristiche geometriche del modello 38 5.3 Analisi dei carichi 41 5.4 Modello con shell costituite da un solo layer 43 5.4.1 Modellazione dei solai 43 5.4.2 Modellazione delle pareti 44 5.4.3 Descrizione delle caratteristiche dei materiali 46 5.4.3.1 Comportamento lineare dei materiali 46 6. ANALISI DEL COMPORTAMENTO STATICO DELLA STRUTTURA 49 6.1 Azioni statiche 49 6.2 Analisi statica 49 7. ANALISI DEL COMPORTAMENTO DINAMICO DELLA STRUTTURA 51 7.1 Determinazione del periodo proprio della struttura con il modello FEM 51 7.1.1 Modi di vibrare corrispondenti al modello con solai e pareti costituiti da elementi shell 51 7.1.1.1 Modi di vibrare con modulo pari a E 51 7.1.1.2 Modi di vibrare con modulo pari a 0,5E 51 7.1.1.3 Modi di vibrare con modulo pari a 0,1E 51 7.1.2 Modi di vibrare corrispondenti al modello con solai infinitamente rigidi e pareti costituite da elementi shell 52 7.1.2.1 Modi di vibrare con modulo pari a E 52 7.1.2.2 Modi di vibrare con modulo pari a 0,5E 52 7.1.2.3 Modi di vibrare con modulo pari a 0,1E: 52 7.1.3 Modi di vibrare corrispondenti al modello con solai irrigiditi con bielle e pareti costituite da elementi shell 53 7.1.3.1 Modi di vibrare con modulo pari a E 53 7.1.3.2 Modi di vibrare con modulo pari a 0,5E 53 7.1.3.3 Modi di vibrare con modulo pari a 0,1E 53 7.2 Calcolo del periodo proprio della struttura assimilandola ad un oscillatore semplice 59 7.2.1 Analisi svolta assumendo l’azione del sisma in ingresso in direzione X-X 59 7.2.1.1 Analisi svolta assumendo il modulo elastico E pari a 300000 Kg/cm2 59 7.2.1.1.1 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari ad E 59 7.2.1.1.2 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari ad E 61 7.2.1.1.3 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari ad E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 63 7.2.1.1.4 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari ad E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 66 7.2.1.2 Analisi svolta assumendo il modulo elastico E pari a 150000 Kg/cm2 69 7.2.1.2.1 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari a 0,5E 69 7.2.1.2.2 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari a 0,5E 71 7.2.1.2.3 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari a 0,5 E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 73 7.2.1.2.4 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari a 0,5 E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 76 7.2.1.3 Analisi svolta assumendo il modulo elastico E pari a 30000 Kg/cm2 79 7.2.1.3.1 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari a 0,1E 79 7.2.1.3.2 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari a 0,1E 81 7.2.1.3.3 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari a 0,1E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 83 7.2.1.3.4 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari a 0,1E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 86 7.2.2 Analisi svolta assumendo l’azione del sisma in ingresso in direzione Y-Y 89 7.2.2.1 Analisi svolta assumendo il modulo elastico E pari a 300000 Kg/cm2 89 7.2.2.1.1 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari ad E 89 7.2.2.1.2 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari ad E 91 7.2.2.1.3 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari ad E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 93 7.2.2.1.4 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari ad E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 98 7.2.2.1.5 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari ad E 103 7.2.2.1.6 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari ad E 105 7.2.2.1.7 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari ad E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 107 7.2.2.1.8 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari ad E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 112 7.2.2.2 Analisi svolta assumendo il modulo elastico E pari a 150000 Kg/cm2 117 7.2.2.2.1 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari a 0,5E 117 7.2.2.2.2 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari a 0,5E 119 7.2.2.2.3 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari a 0,5 E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 121 7.2.2.2.4 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari a 0,5 E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 126 7.2.2.2.5 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari a 0,5 E 131 7.2.2.2.6 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari ad E 133 7.2.2.2.7 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari a 0,5E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 135 7.2.2.2.8 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari a 0,5E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 140 7.2.2.3 Analisi svolta assumendo il modulo elastico E pari a 30000 Kg/cm2 145 7.2.2.3.1 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari a 0,1E 145 7.2.2.3.2 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari a 0,1E 147 7.2.2.3.3 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari a 0,1E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 149 7.2.2.3.4 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari a 0,1E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 154 7.2.2.3.5 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari a 0,1 E 159 7.2.2.3.6 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari ad E 161 7.2.2.3.7 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari a 0,1E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 163 7.2.2.3.8 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari a 0,1E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 168 7.3 Calcolo del periodo proprio della struttura approssimato utilizzando espressioni analitiche 174 7.3.1 Approssimazione della struttura ad una mensola incastrata di peso Q=ql avente un peso P gravante all’estremo libero 174 7.3.1.1 Riferimenti teorici: sostituzione di masse distribuite con masse concentrate 174 7.3.1.2 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=300000 kg/cm2 177 7.3.1.3 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=30000 kg/cm2 179 7.3.2 Approssimazione della struttura ad una mensola incastrata alla base, di peso Q=ql, avente un peso P gravante all’estremo libero e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari”delle pareti parallele all’azione del sisma 181 7.3.2.1 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=300000 kg/cm2 181 7.3.2.2 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=30000 kg/cm2 186 7.3.3 Approssimazione della struttura ad un portale avente peso Qp = peso di un piedritto, Qt=peso del traverso e un peso P gravante sul traverso medesimo 191 7.3.3.1 Riferimenti teorici: sostituzione di masse distribuite con masse concentrate 191 7.3.3.2 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo ellastico E=300000 kg/cm2 192 7.3.3.3 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo ellastico E=30000 kg/cm2 194 7.3.4 Approssimazione della struttura ad un portale di peso Qp = peso di un piedritto, Qt=peso del traverso e avente un peso P gravante sul traverso medesimo e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari”delle pareti parallele all’azione del sisma 196 7.3.4.1 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=300000 kg/cm2 196 7.3.4.2 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=30000 kg/cm2 201 7.3.5 Approssimazione della struttura ad una mensola incastrata di peso Q=ql avente le masse m1,m2....mn concentrate nei punti 1,2….n 206 7.3.5.1 Riferimenti teorici: metodo approssimato 206 7.3.5.2 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=300000 kg/cm2 207 7.3.5.3 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=30000 kg/cm2 209 7.3.6 Approssimazione della struttura ad un telaio deformabile con tavi infinitamente rigide 211 7.3.6.1 Riferimenti teorici: vibrazioni dei telai 211 7.3.6.2 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=300000 kg/cm2 212 7.3.6.3 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=30000 kg/cm2 215 7.3.7 Approssimazione della struttura ad una mensola incastrata di peso Q=ql avente masse m1,m2....mn concentrate nei punti 1,2….n e studiata come un sistema continuo 218 7.3.7.1 Riferimenti teorici: metodo energetico; Masse ripartite e concentrate; Formula di Dunkerley 218 7.3.7.1.1 Il metodo energetico 218 7.3.7.1.2 Masse ripartite e concentrate. Formula di Dunkerley 219 7.3.7.2 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=300000 kg/cm2 221 7.3.7.3 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=30000 kg/cm2 226 7.4 Calcolo del periodo della struttura approssimato mediante telaio equivalente 232 7.4.1 Dati geometrici relativi al telaio equivalente e determinazione dei carichi agenti su di esso 232 7.4.1.1 Determinazione del periodo proprio della struttura assumendo diversi valori del modulo elastico E 233 7.5 Conclusioni 234 7.5.1 Comparazione dei risultati relativi alla schematizzazione dell’edificio con una struttura ad un grado di libertà 234 7.5.2 Comparazione dei risultati relativi alla schematizzazione dell’edificio con una struttura a più gradi di libertà e a sistema continuo 236 8. ANALISI DEL COMPORTAMENTO SISMICO DELLA STRUTTURA 239 8.1 Modello con shell costituite da un solo layer 239 8.1.1 Analisi dinamica modale con spettro di risposta avente un valore di PGA pari a 0,1g 239 8.1.1.1 Generalità 239 8.1.1.2 Sollecitazioni e tensioni sulla sezione di base 242 8.1.1.2.1 Combinazione di carico ”Carichi verticali più Spettro di Risposta scalato ad un valore di PGA pari a 0,1g” 242 8.1.1.2.2 Combinazione di carico ”Spettro di Risposta scalato ad un valore di 0,1g di PGA” 245 8.1.1.3 Spostamenti di piano 248 8.1.1.4 Accelerazioni di piano 248 8.1.2 Analisi Time-History lineare con accelerogramma caratterizzato da un valore di PGA pari a 0,1g 249 8.1.2.1 Generalità 249 8.1.2.2 Sollecitazioni e tensioni sulla sezione di base 251 8.1.2.2.1 Combinazione di carico ” Carichi verticali più Accelerogramma agente in direzione Ye avente una PGA pari a 0,1g” 251 8.1.2.2.2 Combinazione di carico ” Accelerogramma agente in direzione Y avente un valore di PGA pari a 0,1g ” 254 8.1.2.3 Spostamenti di piano assoluti 257 8.1.2.4 Spostamenti di piano relativi 260 8.1.2.5 Accelerazioni di piano assolute 262 8.1.3 Analisi dinamica modale con spettro di risposta avente un valore di PGA pari a 0,3g 264 8.1.3.1 Generalità 264 8.1.3.2 Sollecitazioni e tensioni sulla sezione di base 265 8.1.