Limitação funcional e claudicação intermitente: impacto das medidas de pressão arterial

FUNDAMENTO: A hipertensão arterial é importante fator de risco para Doença Arterial Obstrutiva Periférica dos Membros Inferiores (DAOMI). Entretanto, a correlação entre pressão arterial e Pressão de Pulso (PP) com a gravidade da DAOMI e o prejuízo funcional decorrente dessa doença ainda não está bem estabelecida na população brasileira. OBJETIVO: Verificar se há correlação entre pressão arterial, PP, gravidade da DAOMI e capacidade funcional de pacientes com DAOMI sintomática. MÉTODOS: FORAM avaliados 65 pacientes (62,2 ± 8,1 anos; 56,9% do sexo masculino), divididos em dois grupos: pressão arterial normal (A) e elevada (B). A gravidade da DAOMI foi avaliada por meio do Índice Tornozelo-Braquial (ITB) e a capacidade funcional, pelas distâncias total e livre de dor percorridas em teste de marcha. RESULTADOS: O grupo A foi constituído por 17 (26,1%) pacientes. A Pressão Arterial Sistólica (PAS), diastólica e a PP foram, respectivamente, 125,4 ± 11,7; 74,5 ± 9,1 e 50,9 ±10,0 mmHg, para o grupo A, e 160,7 ± 19,6; 90,0 ± 12,2 e 70,7 ± 20,2 mmHg, para o grupo B. O ITB foi significativamente menor no grupo B (0,66 ± 0,12 vs 0,57 ± 0,13, p < 0,05). PAS e PP correlacionaram-se com a gravidade da DAOMI e com as distâncias percorridas em teste de marcha. Pacientes com PP > 40 mmHg percorreram menores distâncias. CONCLUSÃO: A PAS e a PP correlacionaram-se de forma significativa com as distâncias percorridas em teste de marcha, sugerindo que sejam marcardores clínicos da limitação da capacidade funcional em pacientes com DAOMI sintomática.

Papillary atrophy of the tongue and nutritional status of hospitalized alcoholics

BACKGROUND: Atrophy of the papillae, mucosa, and dorsum of the tongue are considered classical signs of nutritional deficiencies. OBJECTIVE: To assess the nutritional status of hospitalized alcoholics with or without papillary atrophy of the tongue. METHODS: This study was performed with 21 hospitalized alcoholics divided into Atrophic Glossitis Group (n=13) and Normal Tongue Group (n=8). Healthy, non-alcoholic volunteers composed the Control Group (n=8). Anthropometry and bioelectric impedance were performed, and serum vitamins A, E, and B12 were determined. RESULTS: There were no statistical differences in relation to age (46.7±8.7 vs. 46.8±15.8 years) or gender (92.3% vs. 87.5% male), respectively. Control Group volunteers were also paired in relation to age (47.5±3.1 years) and male predominance (62.5%). In relation to hospitalized alcoholics without atrophic lesions of the tongue and Control Group, patients with papillary atrophy showed lower BMI (18.6 ± 2,5 vs 23.8 ± 3.5 vs 26.7 ± 3,6 kg/m² ) and body fat content 7.6 ± 3.5 vs 13.3 ± 6.5 vs 19.5 ± 4,9 kg). When compared with the Control Group, alcoholic patients with or without papillary atrophy of the tongue showed lower values of red blood cells (10.8 ± 2.2 vs 11.8 ± 2.2 vs 14.5 ± 1,6g/dL) and albumin (3.6 ± 0.9 vs 3.6 ± 0.8 vs 4.4 ± 0.2g/dL). The seric levels of vitamins A, E, and B12 were similar amongst the groups. CONCLUSION: Hospitalized alcoholics with papillary atrophy of the tongue had lower BMI and fat body stores than controls, without associated hypovitaminosis.

Modelagem para o dimensionamento de um sistema de microirrigação utilizando microtubos ramificados

Este trabalho foi realizado com o objetivo de se modelar e avaliar o comportamento hidráulico de microtubos ramificados, com base na relação entre vazão e comprimento dos microtubos para uma pressão de entrada, operando sob regime laminar. Dois modelos matemáticos foram estudados, em que um considerou a perda localizada de carga no dimensionamento dos microtubos ramificados e o outro a desconsiderou. O experimento para validação dos modelos foi conduzido no Laboratrio de Hidráulica da Escola Superior de Agricultura "Luiz de Queiroz" (ESALQ-USP), Piracicaba, SP, medindo-se a vazão dos emissores para as pressões de 14,7; 18,6; 39,2 e 58,9 kPa. A configuração do sistema de irrigação consistiu de uma linha lateral com diâmetro nominal (DN) de 10,0 mm, na qual foram inseridos microtubos conectores com DN de 0,8 mm conectados a um segmento de tubo de derivação e acoplados seis microtubos emissores com DN de 0,7 mm. Verificou-se que, dentre os modelos matemáticos, aquele que considerou a perda localizada de carga apresentou maior exatidão pois teve elevado, um bom índice de Willmott e baixo erro quadrático médio.

On the morphological differentiation between Libinia spinosa and L. ferreirae (Crustacea: Brachyura: Majoidea: Epialtidae)

Libinia spinosa H. Milne Edwards in Guérin, 1832 and L. ferreirae Brito Capello, 1871, inhabit very similar environments, and their geographic and bathymetric distributions overlap for about 3000 km along the southwestern Atlantic. Both species are commonly caught in the same haul and differentiating between them can often be difficult. Traditionally, morphological differentiation between L. spinosa and L. ferreirae has been based exclusively on the number of spines along the median, longitudinal line of the carapace and the development of a process at the anterolateral angle of the basal segment of the antenna. Because Libinia spinosa and L. ferreirae share similar numbers of median spines (7 and 6, respectively), and the number of median spines of the carapace and the process at the anterolateral angle of the basal antennal segment are variable, they are of little value in separating these species. It is shown herein that unequivocal identification can be easily achieved based on features of the male and female thoracic sternum, pereiopod dactyli, and infraorbital notch. A lectotype is designated for L. spinosa and its authorship and date are corrected. Libinia gibbosa A. Milne-Edwards, 1878, is demonstrated to be a junior synonym of L. ferreirae. The holotype of L. gibbosa is figured for the first time.

Population structure and distribution of UCA ( Brachyura: Ocypodidae) influenced by abiotic factors in a tropical estuary

Uca populations have an important functional and structural role in many estuarine ecosystems. These crabs exhibit distinct physiological tolerance to salinity gradients, which may partially explain their heterogeneous distribution. In order to investigate the population structure and distribution of Uca spp. in a tropical estuary, we sampled Uca crabs in replicated 0.75 m2 quadrats at six muddy plain areas during monthly intervals between July and November 2012 in spring tidal conditions. Environmental factors including water temperature, salinity, sediment total organic matter, chlorophyll-a, and granulometry were analyzed. We sampled a total of 2919 individuals distributed in three Uca species (U. uruguayensis, U. thayeri and U. maracoani), from which U. uruguayensis was dominant. The density and biomass of individuals were spatially and temporally heterogeneous. During October and November we found higher Uca spp. densities (71.3 ± 47.3 to 77.6 ± 44,5 ind. 0.75 m-²) and biomass (1.8 ± 1.1 to 2.1 ± 1.0 g 0.75 m-2 AFDW) if compared to the previous months, density (July 55,5± 44,1 August 52,5± 34,9 and September 47,7 ± 25,6 ind. 0,75m-²) and biomass in others months (July 1,0± 0,94 August 1,1 ± 0,72 and September 1,3±0,93 g 0.75 m-2 AFDW ). The same pattern was found for other variables, such as salinity (32 and 34), organic matter (30 and 67%) and chlorophyll-a (89 and 46 μg g-1). In two study areas we found this pattern which suggests that higher Uca productivity and food availability are related. A principal component analysis (PCA) suggests that salinity and granulometry (silt) can influence (60% correspondence) the distribution of U. maracoani. For U. uruguayensis and U. thayeri the PCA suggests chlorophyll-a was important, which is a good indicator for labile organic matter. Our study suggests that the population structure and distribution of Uca species may be regulated by food availability, supporting their utility as biological models for ecosystem monitoring.

Avaliação dos Níveis de Metais, Arsênio e Fósforo em Sedimentos Superficiais Marinhos do Arquipélago dos Alcatrazes (São Sebastião – SP) e das Ilhas das Cabras e Palmas (Ubatuba – SP)

Avaliação dos Níveis de Metais, Arsênio e Fósforo em Sedimentos Superficiais Marinhos do Arquipélago dos Alcatrazes (São Sebastião – SP) e das Ilhas das Cabras e Palmas (Ubatuba – SP) Natasha TraveniskHoffa*, Rubens César Lopes Figueiraa, Denis M. S. Abessab aInstituto Oceanográfico, Universidade de São Paulo, Praça do Oceanográfico - 191, São Paulo - SP, Brasil bUniversidade Estadual Paulista – Campus Experimental Litoral Paulista, Praça Infante Dom Henrique - s/nº, São Vicente – SP, Brasil *e-mail da autora: tashahoff@gmail.com A obtenção dos valores naturais de metais traço nos sedimentos é uma importante informação para estabelecer valores-guias ou orientadores, que vêm sido utilizados por diversas agências ambientais pelo mundo para definir níveis de contaminação e toxicidade. Este trabalho avaliou os níveis de Al, As, Cr, Cu, P, Fe, Hg, Ni, Pb e Zn nas imediações da Estação Ecológica (ESEC) Tupinambás - no Arquipélago de Alcatrazes (São Sebastião – SP) e nos arredores das Ilhas das Cabras e Palmas (Ubatuba – SP). Atualmente, a ESEC encontra-se teoricamente livre de influência antrópica, mas vem passando pelo processo de recategorização para tornar-se Parque Nacional Marinho (PARNAM). A inexistência de dados pretéritos específicos para a região torna este trabalho de relevância ambiental. Foram analisadas as concentrações dos elementos químicos aplicando-se os métodos de digestão ácida parcial e total do sedimento, além de parâmetros sedimentológicos (granulometria, teores de matéria orgânica - MO - e carbonato). Resultados mostraram predominância da fração arenosa nos sedimentos (48,7 - 96,6%). Os teores de carbonato estiveram maiores em Alcatrazes (3,2 - 76,6%) que nos ilhotes (2,2 - 68,1%), tendo o inverso sido observado com os teores de MO, tendo a primeira região apresentado valores entre 0,5 e 12,6%, e a segunda, entre 8,7 e 26,8%. Os níveis de metais mais elevados associados às maiores proporções da fração lamosa nas regiões em estudo. As e P apresentaram comportamento diferenciado, sem correlacionar-se com os demais, indicando uma possível contaminação da região. Ao final, estas concentrações, consideradas naturais, poderão ser utilizadas como dados de controle em futuros estudos ambientais e auxiliar na gestão do futuro PARNAM dos Alcatrazes.

Cessation of physical exercise changes metabolism and modifies the adipocyte cellularity of the periepididymal white adipose tissue in rats

All of the adaptations acquired through physical training are reversible with inactivity. Although significant reductions in maximal oxygen uptake (VO2max) can be observed within 2 to 4 wk of detraining, the consequences of detraining on the physiology of adipose tissue are poorly known. Our aim was therefore to investigate the effects of discontinuing training (physical detraining) on the metabolism and adipocyte cellularity of rat periepididymal (PE) adipose tissue. Male Wistar rats, aged 6 wk, were divided into three groups and studied for 12 wk under the following conditions: 1) trained (T) throughout the period; 2) detrained (D), trained during the first 8 wk and detrained during the remaining 4 wk; and 3) age-matched sedentary (S). Training consisted of treadmill running sessions (1 h/day, 5 days/wk, 50–60%VO2max). The PE adipocyte size analysis revealed significant differences between the groups. The adipocyte cross-sectional area (in µm2) was significantly larger in D than in the T and S groups (3,474 ± 68.8; 1,945.7 ± 45.6; 2,492.4 ± 49.08, respectively, P < 0.05). Compared with T, the isolated adipose cells (of the D rats) showed a 48% increase in the ability to perform lipogenesis (both basal and maximally insulin-stimulated) and isoproterenol-stimulated lipolysis. No changes were observed with respect to unstimulated lipolysis. A 15% reduction in the proportion of apoptotic adipocytes was observed in groups T and D compared with group S. The gene expression levels of adiponectin and PPAR-gamma were upregulated by factors of 3 and 2 in D vs. S, respectively. PREF-1 gene expression was 3-fold higher in T vs. S. From these results, we hypothesize that adipogenesis was stimulated in group D and accompanied by significant adipocyte hypertrophy and an increase in the lipogenic capacity of the adipocytes. The occurrence of apoptotic nuclei in PE fat cells was reduced in the D and T rats; these results raise the possibility that the adipose tissue changes after detraining are obesogenic.

Maximal muscular vascular conductances during whole body upright exercise in humans

[EN] That muscular blood flow may reach 2.5 l kg(-1) min(-1) in the quadriceps muscle has led to the suggestion that muscular vascular conductance must be restrained during whole body exercise to avoid hypotension. The main aim of this study was to determine the maximal arm and leg muscle vascular conductances (VC) during leg and arm exercise, to find out if the maximal muscular vasodilatory response is restrained during maximal combined arm and leg exercise. Six Swedish elite cross-country skiers, age (mean +/-s.e.m.) 24 +/- 2 years, height 180 +/- 2 cm, weight 74 +/- 2 kg, and maximal oxygen uptake (VO(2,max)) 5.1 +/- 0.1 l min(-1) participated in the study. Femoral and subclavian vein blood flows, intra-arterial blood pressure, cardiac output, as well as blood gases in the femoral and subclavian vein, right atrium and femoral artery were determined during skiing (roller skis) at approximately 76% of VO(2,max) and at VO(2,max) with different techniques: diagonal stride (combined arm and leg exercise), double poling (predominantly arm exercise) and leg skiing (predominantly leg exercise). During submaximal exercise cardiac output (26-27 l min(-1)), mean blood pressure (MAP) (approximately 87 mmHg), systemic VC, systemic oxygen delivery and pulmonary VO2(approximately 4 l min(-1)) attained similar values regardless of exercise mode. The distribution of cardiac output was modified depending on the musculature engaged in the exercise. There was a close relationship between VC and VO2 in arms (r= 0.99, P < 0.001) and legs (r= 0.98, P < 0.05). Peak arm VC (63.7 +/- 5.6 ml min(-1) mmHg(-1)) was attained during double poling, while peak leg VC was reached at maximal exercise with the diagonal technique (109.8 +/- 11.5 ml min(-1) mmHg(-1)) when arm VC was 38.8 +/- 5.7 ml min(-1) mmHg(-1). If during maximal exercise arms and legs had been vasodilated to the observed maximal levels then mean arterial pressure would have dropped at least to 75-77 mmHg in our experimental conditions. It is concluded that skeletal muscle vascular conductance is restrained during whole body exercise in the upright position to avoid hypotension.

Prevalencia de la enfermedad pumonar obstructiva crónica en Canarias

Programa de doctorado: Avances en Medicina Interna

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.

Polymergebundene mesoionische Pyrimidinium-olate: Synthese, Photochemie und Anwendungsperspektiven

Photosensible Polymere haben bis heute vielfältigeAnwendungsmöglichkeiten erlangt, wie z. B. als Photoresistsund als Grundlage optischer Datenspeicher. In dieser Arbeitwurden photosensible mesoionische Pyrimidinium-olate unterEinsatz von verschiedenen neuen Methoden an Polymereangebunden und Filme dieser Polymere untersucht.Es wurde dazu zunächst eine Serie von niedermolekularenmesoionischen Modellverbindungen hergestellt, um derenVerhalten bei der Photoreaktion zum Bis(ß-lactam) zuanalysieren und die Eigenschaften mit semiempirischberechneten Werten zu vergleichen. Durch die Auswahlverschiedener Substituenten konnte dieAbsorptionswellenlänge des HOMO-LUMO Überganges in einemBereich zwischen 320 und 490 nm verändert werden.Zur Anbindung mesoionischer Pyrimidinium-olate an Polymerewurden verschiedene Methoden eingesetzt, um möglichst großeVariationen der Substituenten zu ermöglichen. Es wurdendabei sowohl auf Methacrylaten basierende Homo- undCopolymere mit der mesoionischen Funktion in derSeitenkette, als auch Polymere mit der mesoionischenFunktion in der Hauptkette durch eine polymeranalogeUmsetzung von polymeren Amidinen hergestellt.Am Beispiel von mesoionischem2-[2-(Isopropenylcarbonyloxy)ethylthio]-1-methyl-6-oxo-3-phenyl-5-propyl-1,6-dihydropyrimidin-3-ium-4-olatwurde auch eine Polymerisation in Wasser als Lösungsmitteldurchgeführt. Dazu wurde der 2:1 Komplex aus methyliertemß-Cyclodextrin (Methylierungsgrad 1,8) und dem Monomer miteinem wasserlöslichen Redoxinitiator polymerisiert. Dasausgefallene Produkt enthielt neben einem Oligomeranteil dasPolymer mit einem Molekulargewicht von 3.000 g/mol und einerniedrigen Polydispersität von 1,3. Außerdem wurde auch einCopolymer aus dem Komplex und komplexiertemMethylmethacrylat hergestellt. Es zeigte ein von dem in DMFohne Cyclodextrin hergestellten Copolymer abweichendesmassenabhängiges Einbauverhältnis.Mit der dielektrischen Spektroskopie konnten verschiedeneArrhenius aktivierte Rotationsprozesse gefunden werden,weiterhin gelang der Nachweis des Einflusses derPhotoreaktion auf den Brechungsindex und Geschwindigkeit desHochtemperaturprozesses. Zur genauen Betrachtung von Änderungen von Brechungsindexund Schichtdicke bei der Bestrahlung von Polymerfilmen wurdedie Wellenleitermodenspektroskopie eingesetzt. Während dieSeitenkettenpolymere auf Methacrylatbasis bei derBestrahlung eine deutliche Verringerung der Brechungsindicesund eine Erhöhung der Filmdicke zeigten, konnte bei demHauptkettenpolymer ein anisotropes Verhalten gefundenwerden. Zudem ist es auch gelungen, holographische Gitter inPolymere aus mesoionischen Pyrimidinium-olateneinzuschreiben. Die Bildung von Oberflächenwellen konntedabei mit der Atomkraftmikroskopie nachgewiesen werden.Weiterhin wurde auch die Kinetik der Photoreaktionuntersucht. Es konnte dabei gezeigt werden, dass einedeutlicher Beschleunigung sowohl durch eineTemperaturerhöhung über die Glasübergangstemperatur hinausals auch durch den Einsatz von flüssigkristallinenComonomeren, die zu einer weicheren Umgebung derphotoreaktiven Gruppen im Polymer führten, erzielt werdenkonnte.

The cardio-renal axis. Non ST-segment elevation myocardial infarction risk stratification according to renal dysfunction

Background: Chronic kidney disease (CKD) is one of the strongest risk factor for myocardial infarction (MI) and mortality. The aim of this study was to assess the association between renal dysfunction severity, short-term outcomes and the use of in-hospital evidence-based therapies among patients with non–ST-segment elevation myocardial infarction (NSTEMI). Methods: We examined data on 320 patients presenting with NSTEMI to Maggiore’s Emergency Department from 1st Jan 2010 to 31st December 2011. The study patients were classified into two groups according to their baseline glomerular filtration rate (GFR): renal dysfunction (RD) (GFR<60) and non-RD (GFR≥60 ml/min). Patients were then classified into four groups according to their CKD stage (GFR≥60, GFR 59-30, GFR 29-15, GFR <15). Results: Of the 320 patients, 155 (48,4%) had a GFR<60 ml/min at baseline. Compared with patients with a GFR≥60 ml/min, this group was, more likely to be female, to have hypertension, a previous myocardial infarction, stroke or TIA, had higher levels of uric acid and C-reactive protein. They were less likely to receive immediate (first 24 hours) evidence-based therapies. The GFR of RD patients treated appropriately increases on average by 5.5 ml/min/1.73 m2. The length of stay (mean, SD) increased with increasing CKD stage, respectively 5,3 (4,1), 7.0 (6.1), 7.8 (7.0), 9.2 (5.8) (global p <.0001). Females had on average a longer hospitalization than males, regardless of RD. In hospital mortality was higher in RD group (3,25%). Conclusions: The in-hospital mortality not was statically difference among the patients with a GFR value ≥60 ml/min, and patients with a GFR value <60 ml/min. The length of stay increased with increasing CKD stages. Despite patients with RD have more comorbidities then without RD less frequently receive guideline –recommended therapy. The GFR of RD patients treated appropriately improves during hospitalization, but not a level as we expected.

Seismic sequences analysis for estimation of earthquake source parameters: corner frequency, stress drop, and seismic moment observations

The present study has been carried out with the following objectives: i) To investigate the attributes of source parameters of local and regional earthquakes; ii) To estimate, as accurately as possible, M0, fc, Δσ and their standard errors to infer their relationship with source size; iii) To quantify high-frequency earthquake ground motion and to study the source scaling. This work is based on observational data of micro, small and moderate -earthquakes for three selected seismic sequences, namely Parkfield (CA, USA), Maule (Chile) and Ferrara (Italy). For the Parkfield seismic sequence (CA), a data set of 757 (42 clusters) repeating micro-earthquakes (0 ≤ MW ≤ 2), collected using borehole High Resolution Seismic Network (HRSN), have been analyzed and interpreted. We used the coda methodology to compute spectral ratios to obtain accurate values of fc , Δσ, and M0 for three target clusters (San Francisco, Los Angeles, and Hawaii) of our data. We also performed a general regression on peak ground velocities to obtain reliable seismic spectra of all earthquakes. For the Maule seismic sequence, a data set of 172 aftershocks of the 2010 MW 8.8 earthquake (3.7 ≤ MW ≤ 6.2), recorded by more than 100 temporary broadband stations, have been analyzed and interpreted to quantify high-frequency earthquake ground motion in this subduction zone. We completely calibrated the excitation and attenuation of the ground motion in Central Chile. For the Ferrara sequence, we calculated moment tensor solutions for 20 events from MW 5.63 (the largest main event occurred on May 20 2012), down to MW 3.2 by a 1-D velocity model for the crust beneath the Pianura Padana, using all the geophysical and geological information available for the area. The PADANIA model allowed a numerical study on the characteristics of the ground motion in the thick sediments of the flood plain.