Ottimalità dell'ottimalità - Complessità della riduzione su grafi di condivisione

Trent’anni or sono il concetto di ottimalità venne formulato in senso teorico da Lévy, ma solo un decennio dopo Lamping riesce a darne elegante implementazione algoritmica. Realizza un sistema di riduzione su grafi che si scoprirà poi avere interessanti analogie con la logica lineare presentata nello stesso periodo da Girard. Ma l’ottimalità è davvero ottimale? In altre parole, l’implementazione ottimale del λ calcolo realizzata attraverso i grafi di condivisione, è davvero la migliore strategia di riduzione, in termini di complessità? Dopo anni di infondati dubbi e di immeritato oblìo, alla conferenza LICS del 2007, Baillot, Coppola e Dal Lago, danno una prima risposta positiva, seppur parziale. Considerano infatti il caso particolare delle logiche affini elementare e leggera, che possiedono interessanti proprietà a livello di complessità intrinseca e semplificano l’arduo problema. La prima parte di questa tesi presenta, in sintesi, la teoria dell’ottimalità e la sua implementazione condivisa. La seconda parte affronta il tema della sua complessità, a cominciare da una panoramica dei più importanti risultati ad essa legati. La successiva introduzione alle logiche affini, e alle relative caratteristiche, costituisce la necessaria premessa ai due capitoli successivi, che presentano una dimostrazione alternativa ed originale degli ultimi risultati basati appunto su EAL e LAL. Nel primo dei due capitoli viene definito un sistema intermedio fra le reti di prova delle logiche e la riduzione dei grafi, nel secondo sono dimostrate correttezza ed ottimalità dell’implementazione condivisa per mezzo di una simulazione. Lungo la trattazione sono offerti alcuni spunti di riflessione sulla dinamica interna della β riduzione riduzione e sui suoi legami con le reti di prova della logica lineare.

Counterion condensation for rigid linear polyelectrolytes

Diese Doktorarbeit studiert steife, lineare Polyelektrolyteim Rahmen eines Zellenmodells. Im Mittelpunkt steht dabeidas Phänomen der Gegenionenkondensation an der Oberflächeeines geladenen Makroions. Seine Abhängigkeit vonParametern wie Dichte, Bjerrum-Länge, Valenz undIonenstärke wird untersucht, und seine Auswirkungen aufwichtige Observablen wie Ionenverteilungen und osmotischerDruck werden diskutiert. Von theoretischer Seite werdendiese Probleme mit Hilfe der nichtlinearen undlinearisierten Poisson-Boltzmann Gleichung sowieallgemeineren Dichtefunktionaltheorien behandelt.Molekulardynamik-Simulationen ergänzen die theoretischenErgebnisse und grenzen den Bereich ihrer Gültigkeit ab. Ausgehend von der Poisson-Boltzmann Theorie wird einneuartiges Kriterium fuer Gegenionenkondensationvorgeschlagen, welches mit der Manning-Theorie verträglichist. Ein neuer Korrekturterm fuer die freie Energie inPoisson-Boltzmann Näherung wird hergeleitet, ausgehend vomModell eines einkomponentigen Plasmas. Die entsprechendenFunktionale der freien Energie werden mittels einerneuartigen Monte-Carlo Methode minimiert. Diedurchgeführten Computersimulationen untersucheninsbesondere die qualitativ neuen Phänomene, welche beihoher Ionenstärke auftreten, wie etwa Ladungsumkehr, einnegativer osmotischer Druck oder ein nicht-monotoneszeta-Potential. In all diesen Fällen wird die Bedeutungmultivalenter Ionen offensichtlich. In den Simulationen werden elektrostatische Wechselwirkungenmittels Particle-Mesh-Ewald Algorithmen berechnet. DerenAufbau wird in einem einheitlichen mathematischen Rahmenanalysiert. Speziell fuer die P3M Methode wird erstmalseine analytische Fehlerabschätzung hergeleitet.

Eocene nappe tectonics and late Alpine extension in the Central Anatolide belt, western Turkey

Strukturgeologische Untersuchungen belegen, daß die Anatoliden der Westtürkei im Eozän durch die Plazierung der Kykladischen Blauschiefereinheit entlang einer durchbrechenden Überschiebung auf die Menderes-Decken unter grünschieferfaziellen Metamorphosebedingungen entstanden.Die kykladischen Blauschiefer in der Westtürkei enthalten Relikte eines prograden alpinen Gefüges (DA1), welches hochruckmetamorph von Disthen und Chloritoid poikiloblastisch überwachsen wurde. Dieses Mineralstadium dauerte noch während des Beginns des nachfolgenden Deformationsereignisses (DA2) an, welches durch NE-gerichtete Scherung und Dekompression charakterisiert ist. Die nachfolgende Deformation (DA3) war das erste Ereignis, das beide Einheiten, sowohl die kykladische Blauschifereinheit als auch die Menderes-Decken, gemeinsam erfaßte. Der Überschiebungskontakt zwischen der kykladischen Blauschiefereinheit und den Menderes-Decken ist eine DA3-Scherzone: die ‘Cycladic-Menderes Thrust’ (CMT). Entlang der CMT-Überschiebungsbahn wurden die kykladischen Blauschiefer gegen veschiedene Einheiten der MN plaziert. Die CMT steigt nach S zum strukturell Hangenden hin an und kann daher als eine durchbrechende Überschiebung entlang einer nach S ansteigenden Rampe betrachtet werden. In den kykladischen Blauschiefern überprägen DA3-Strukturen, die im Zusammenhang mit der CMT stehen, hochdruckmentamorphe Gefüge.In den Menderes-Decken, dem Liegenden der CMT, wird DA3 durch regional vebreitete Gefügeelemente dokumentiert, die im Zusammenhang mit S-gerichteten Schersinnindikatoren stehen. DA3-Gefüge haben die Decken intern deformiert und bilden jene Scherzonen, welche die Decken untereinander abgrenzen. In der Çine-Decke können granitische Gesteine in Orthogneise und Metagranite unterteilt werden. Die Deformationsgeschichte dieser Gesteine dokumentiert zwei Ereignisse. Ein frühes amphibolitfazielles Ereignis erfaßte nur die Orthogneise, in denen vorwiegend NE-SW orientierte Lineare und NE-gerichtete Schersinnindikatoren entstanden. Die jüngeren Metagranite wurden sowohl durch vereinzelte DA3-Scherzonen, als auch in einer großmaßstäblichen DA3-Scherzone am Südrand des Çine-Massivs deformiert. In DA3-Scherzonen sind die Lineare N-S orientiert und die zugehörigen Schersinnindikatoren zeigen S-gerichtete Scherung unter grünschieferfaziellen Bedingungen an. Diese grünschieferfaziellen Scherzonen überprägen die amphibolitfaziellen Gefüge in den Orthogneisen. Magmatische Zirkone aus einem Metagranit, der einen Orthogneiss mit Top-NE Gefügen durchschlägt, ergaben ein 207Pb/206Pb-Alter von 547,2±1,0 Ma. Dies deutet darauf hin, daß DPA proterozoischen Alters ist. Dies wird auch durch die Tatsache gestützt, daß triassische Granite in der Çine- und der Bozdag-Decke keine DPA-Gefüge zeigen. Die jüngeren Top-S-Gefüge sind wahrscheinlich zur gleichen Zeit entstanden wie die ältesten Gefüge der Bayindir-Decke.Das Fehlen von Hochdruck-Gefügen im Liegenden der CMT impliziert eine Exhumierung der kykladischen Blauschiefer von mehr ca. 35 km, bevor diese im Eozän auf die Menderes-Decken aufgeschoben wurden. Die substantiellen Unterschiede bezüglich in der tektonometamorphen Geschichte der kykladischen Blauschiefer und der Menderes-Decken widersprechen der Modellvorstellung eines lateral kontinuierlichen Orogengürtels, nach der die Menderes-Decken als östliche Fortsezung der kykladischen Blauschiefer angesehen werden.Die Analyse spröder spätalpiner Deformationsstrukturen und das regionale Muster mit Hilfe von Spaltspurdatierung modellierter Abkühlalter deuten darauf hin, daß die Struktur des Eozänen Deckenstapels durch miozäne bis rezente Kernkomplex-Bildung stark modifiziert wurde. Eine großmaßstäbliche Muldenstruktur im zentralen Teil der Anatoliden hat sich als Folge zweier symmetrisch angeordneter Detachment-Systeme von initial steilen zu heute flachen Orientierungen im Einflußbreich von ’Rolling Hinges’ gebildet. Die Detachment-Störungen begrenzen den ‘Central Menderes metamorphic core complex’ (CMCC). Das Muster der Apatit-Spaltspuralter belegt, daß die Bildung des CMCC im Miozän begann. Durch die Rück-Deformierung von parallel zur Foliation konstruierten Linien gleicher Abkühlalter kann gezeigt werden, daß die Aufwölbung im Liegenden der Detachments zur Entstehung der Muldenstruktur führte. Das hohe topographische Relief im Bereich des CMCC ist eine Folge der Detachment-Störungen, was darauf hindeutet daß der obere Mantel in den Prozeß mit einbezogen gewesen ist.

A Unitary Approach to Information and Estimation Theory in Digital Communication Systems

This thesis presents the outcomes of a Ph.D. course in telecommunications engineering. It is focused on the optimization of the physical layer of digital communication systems and it provides innovations for both multi- and single-carrier systems. For the former type we have first addressed the problem of the capacity in presence of several nuisances. Moreover, we have extended the concept of Single Frequency Network to the satellite scenario, and then we have introduced a novel concept in subcarrier data mapping, resulting in a very low PAPR of the OFDM signal. For single carrier systems we have proposed a method to optimize constellation design in presence of a strong distortion, such as the non linear distortion provided by satellites' on board high power amplifier, then we developed a method to calculate the bit/symbol error rate related to a given constellation, achieving an improved accuracy with respect to the traditional Union Bound with no additional complexity. Finally we have designed a low complexity SNR estimator, which saves one-half of multiplication with respect to the ML estimator, and it has similar estimation accuracy.

Strahlungskorrekturen zu Polarisationsobservablen schwerer Quarks

Das Thema der Dissertation ist die analytische Berechnung von QCD-Strahlungskorrekturen erster Ordnung zurPolarisation schwerer und leichter Quarks in der $e^+ e^-$-Vernichtung,und der Polarisation von Gluonen, die bei der Produktion von leichten oderschweren Quarkpaaren in der $e^+ e^-$-Vernichtung abgestrahlt werden. Der erste Teil der Arbeit (Kapitel 1 und 2) befaßt sich mitder vollständigen Analyse der Gluonpolarisation für den Prozeß $e^+ e^- to q bar q G$ und $ Q bar Q G$. Es werdenBerechnungen derQCD-Bremsstrahlungskorrekturen zur ersten Ordnung in$alpha_s$ zur Gluonpolarisation im Prozeß $e^+ e^- to q bar q G$ und$ Q bar Q G$ durchgeführt. Ferner werden die lineare und die zirkulareGluonpolarisation in der Hadronebene und Leptonebene untersucht. Anschließend werden die Polarwinkelabhängigkeit und dieStrahlpolarisationsabhängigkeit der Gluonpolarisation analysiert. Im zweiten Teil der Arbeit (Kapitel 3 und 4) finden sich die Berechnungen der QCD-Strahlungskorrekturen erster Ordnungfür massive Quarkszur Longitudinal-Longitudinal Spin-Korrelation für dieProzeße $e^+ e^- to q bar q$ und $Q bar Q$. In Kapitel 3 wirdeine Mittelung überdie Polarwinkel durchgeführt, während in Kapitel 4 die Polarwinkel-Abhängigkeit explizit untersucht wird. ImKapitel 3 und 4 wird der Effekt der $O(alpha_s)$-Korrektur zur spin-flip-Konfiguration der verschiedenen Komponenten derHadrontensoren diskutiert. Der vorgelegten Arbeit kommt im Rahmen der für die Zukunftgeplanten Hochpräzisionsexperimente eine besondere Bedeutung zu, dasie Vorhersagen für Spinobservablen liefert, die in Experimentenan den geplanten $e^+ e^-$-Linearbeschleunigern gemessen werden können.

Mica fish in mylonites

Mögliche Verformungsmechanismen, die zu den verschiedenen Glimmer- und Mineralfischen führen, sind: intrakristalline Verformung, Kristallrotation, Biegung und Faltung, Drucklösung in Kombination mit Ausfällung und dynamische Rekristallisation oder Mechanismen, die ein großes Mineral in mehrere kleine, fischförmige Kristalle aufspalten.Experimente mit ein neues Verformungsgerät und Objekten in zwei verschiedenen Matrixmaterialien werden beschrieben. Das eine ist PDMS, (Newtonianisch viskoses Polymer), und das andere Tapioca Perlen (Mohr-Couloumb Verhalten). Die Rotation von fischförmigen Objekten in PDMS stimmt mit der theoretischen Rotationsrate für ellipsenförmige Objekte in einem Newtonianischen Material überein. In einer Matrix von Tapioca Perlen nehmen die Objekte eine stabile Lage ein. Diese Orientierung ist vergleichbar mit der von Glimmerfischen. Die Verformung in der Matrix von Tapioca Perlen ist konzentriert auf dünne Scherzonen. Diese Ergebnisse implizieren, daß die Verformung in natürlichen Gesteinen auch in dünnen Scherzonen konzentriert ist.Computersimulationen werden beschrieben, mit denen der Einfluß der Eigenschaften einer Matrix auf die Rotation von Objekten und Verteilung von Deformation untersucht wird.Mit diesen Experimenten wird gezeigt, daß die Orientierung von Glimmerfischen nicht mit Verformung in einem nicht-linearen viskosen Material erklärt werden kann. Eine solche nicht-lineare Rheologie wird im Allgemeinen für die Erdkurste angenommen. Die stabile Orientierung eines Objektes kann mit weicheren Lagen in der Matrix erklärt werden.

Ternäre polymerhaltige Lösungen - Phasenverhalten und Grenzflächenspannung

Im Rahmen dieser Arbeit wurden experimentelle und theoretische Untersuchungen zum Phasen- und Grenzflächenverhalten von ternären Systemen des Typs Lösungsmittel/Fällungsmittel/Polymer durchgeführt. Diese Art der Mischungen ist vor allem für die Planung und Durchführung der Membranherstellung von Bedeutung, bei der die genaue Kenntnis des Phasendiagramms und der Grenzflächenspannung unabdingbar ist. Als Polymere dienten Polystyrol sowie Polydimethylsiloxan. Im Fall des Polystyrols kam Butanon-2 als Lösungsmittel zum Einsatz, wobei drei niedrigmolekulare lineare Alkohole als Fällungsmittel verwendet wurden. Für Polydimethylsiloxan eignen sich Toluol als Lösungsmittel und Ethanol als Fällungsmittel. Durch Lichtstreumessungen, Dampfdruckbestimmungen mittels Headspace-Gaschromatographie (VLE-Gleichgewichte) sowie Quellungsgleichgewichten lassen sich die thermodynamischen Eigenschaften der binären Subsysteme charakterisieren. Auf Grundlage der Flory-Huggins-Theorie kann das experimentell bestimmte Phasenverhalten (LLE-Gleichgewichte) in guter Übereinstimmung nach der Methode der Direktminimierung der Gibbs'schen Energie modelliert werden. Zieht man die Ergebnisse der Aktivitätsbestimmung von Dreikomponenten-Mischungen mit in Betracht, so ergeben sich systematische Abweichungen zwischen Experiment und Theorie. Sie können auf die Notwendigkeit ternärer Wechselwirkungsparameter zurückgeführt werden, die ebenfalls durch Modellierung zugänglich sind.Durch die aus den VLE- und LLE-Untersuchungen gewonnenen Ergebnissen kann die sog. Hump-Energie berechnet werden, die ein Maß für die Entmischungstendenz darstellt. Diese Größe eignet sich gut zur Beschreibung von Grenzflächenphänomenen mittels Skalengesetzen. Die für binäre Systeme gefundenen theoretisch fundierten Skalenparameter gelten jedoch nur teilweise. Ein neues Skalengesetz lässt erstmals eine Beschreibung über die gesamte Mischungslücke zu, wobei ein Parameter durch eine gemessene Grenzflächenspannung (zwischen Fällungsmittel/Polymer) ersetzt werden kann.

Materialeigenschaften und Optimierungspotential von farbigen Korunden am Beispiel vietnamesischer und synthetischer Rubine

Die vorliegende Arbeit beschäftigt sich mit Rubinen der drei derzeit bedeutendsten Vorkommen in Nord-Vietnam, mit ihrer Entstehung, ihrer Charakterisierung, ihrem Edelsteinpotential und ihren Materialeigenschaften im Kontext mit handelsüblichen Synthesen. Zur Erstellung der hierfür erforderlichen Datenbanken wurden sowohl phasenanalytische wie chemisch-analytische als auch spektroskopische Methoden benutzt und die Ergebnisse mit den Erkenntnissen klassischer gemmologischer Untersuchungsmethoden interpretiert. Die natürlichen Bildungsbedingungen der Rubine werden der granulit-faziellen Metamorphose der Day Nui Con Voi - Zone innerhalb der Red River Ailao Shan - Region Südostasiens zugerechnet. Marmore, Gneise und Mobilisationszonen zwischen sehr unterschiedlichen Gesteinen sind dabei zu Trägern von oxidischen Edelsteinmineralen wie Rubin und Spinell geworden, gleichzeitig entstandene Magmatite führen silikatische Edelsteinminerale wie Turmalin und Topas.Mit IR-, Ramanspektroskopie, Elektronstrahl-Mikrosonde und Edelsteinmikroskop werden Kaolinit, Boehmit, Glimmer, Diaspor, Calcit, Zirkon, Turmalin, Graphit, Rutil als charakterisierende Mineraleinschlüsse in vietnamesischen Rubinen bestimmt. Die chemische Zusammensetzung vietnamesischer und synthetischer Rubine wurde mit der Elektronenstrahl-Mikrosonde untersucht. Die vietnamesischen Rubine von Yen Bai, Luc Yen und Nghe An sind aufgrund spezieller Spurenelement-Kombinationen und auch durch Absolutgehalte bestimmter Elemente relativ sicher von Synthesen jeglicher Art zu unterscheiden; selbst die qualitativ besten Synthesen (Douros), die mit klassischen Methoden nur schwer als solche zu identifizieren sind, können von hochwertigen natürlichen Rubinen differenziert werden. Polarisierte Absorptionsspektren vietnamesischer Rubine zeigen die typischen Banden des Cr3+ in der Kristallstruktur des Rubins bei 17953 cm-1; 24570 cm-1 (E?c) sowie 17985 cm-1 und 25125 cm-1 (E//c). Sie entsprechen den Spinübergängen 4A2g?4T2g(4F) und 4A2g?4T1g(4F); eine zu beobachtende Verschiebung der Spektrenkante bei 32500 cm-1 zu 35000 cm-1 nach Temperaturbehandlung wird wahrscheinlich von V3+ verursacht. Mit Laser-Fluoreszenzspektroskopie wurden polarisierte Emissionsspektren von ausgewählten Rubinen mit spezieller Spurenelementchemie aufgenommen; dabei konnte die Schwächung der Fluoreszenzintensität von Cr durch Fe festgestellt werden. Die Emissionsspektren bestehen aus dem charakteristischen Chromdublett (R1 und R2 Linien bei etwa 693 nm und 694 nm), Seitenbanden in Stoke und anti Stoke-Bereich und n-Linien, die auf die Emission benachbarter, farbwirksamer Ionenpaare zurückzuführen sind. Das Verhältnis der Intensitäten der n-Linien bei 702 nm und 705 nm zu den Seitenbandenlinien bei 713 nm zeigt im untersuchten Cr3+-Konzentrationsbereich eine nahezu lineare Abhängigkeit zur Cr3+-Konzentration, unabhängig von der Anregungswellenlänge und der Fe-Konzentration. Die in vietnamesischen Rubinen häufig vorkommenden blauen Farbzonen werden durch elektronische Wechselwirkung von Fe2+/Fe3+ und Fe2+/Ti4+ -Kombinationen verursacht und können für den Edelstein schadlos durch geeignete Temperaturbehandlung eliminiert werden.

Surfactants and their aerobic degradation products

Die Ziele der vorliegenden Arbeit waren 1) die Entwicklung und Validierung von sensitiven und substanz-spezifischen Methoden für die quantitative Bestimmung von anionischen, nichtionischen und amphoteren Tensiden und deren Metaboliten in wässrigen Umweltproben unter Einsatz leistungsfähiger, massenspektrometrischer Analysengeräte,2) die Gewinnung von aeroben, polaren Abbauprodukten aus Tensiden in einem die realen Umweltbedingungen simulierenden Labor-Festbettbioreaktor (FBBR), dessen Biozönose oberflächenwasserbürtig war,3) zur Aufklärung des Abbaumechanismus von Tensiden neue, in 2) gewonnene Metabolite zu identifizieren und massenspektrometrisch zu charakterisieren ebenso wie den Primärabbau und den weiteren Abbau zu verfolgen,4) durch quantitative Untersuchungen von Tensiden und deren Abbauprodukten in Abwasser und Oberflächenwasser Informationen zu ihrem Eintrag und Verhalten bei unterschiedlichen hydrologischen und klimatischen Bedingungen zu erhalten,5) das Verhalten von persistenten Tensidmetaboliten in Wasserwerken, die belastetes Oberflächenwasser aufbereiten, zu untersuchen und deren Vorkommen im Trinkwasser zu bestimmen,6) mögliche Schadwirkungen von neu entdeckten Metabolite mittels ökotoxikologischer Biotests abzuschätzen,7) durch Vergleich der Felddaten mit den Ergebnissen der Laborversuche die Umweltrelevanz der Abbaustudien zu belegen. Die Auswahl der untersuchten Verbindungen erfolgte unter Berücksichtigung ihres Produktionsvolumens und der Neuheit auf dem Tensidmarkt. Sie umfasste die Waschmittelinhaltsstoffe lineare Alkylbenzol-sulfonate (LAS), welches das Tensid mit der höchsten Produktionsmenge darstellte, die beiden nichtionischen Tenside Alkylglucamide (AG) und Alkylpolyglucoside (APG), ebenso wie das amphotere Tensid Cocamidopropylbetain (CAPB). Außerdem wurde der polymere Farbübertragungsinhibitor Polyvinylpyrrolidon (PVP) untersucht.

Termofluidodinamica di un Getto di Litio

Calcolo della superficie curvilinea di scorrimento di un getto di litio in maniera che la pressione lungo il getto vari in maniera lineare. Formulazione di un codice di calcolo per la determinazione delle diverse possibili superfici. Studio termofluidodinamico del getto con codici CFD. Accoppiamento tra codici di sistema e codici CFD. Valutazioni delle condizioni di Incipient Boiling per il litio.

A molecular dynamics study of the influence of chain branching on the properties of polymer systems

Die vorliegende Arbeit beschäftigt sich mit dem Einfluß von Kettenverzweigungen unterschiedlicher Topologien auf die statischen Eigenschaften von Polymeren. Diese Untersuchungen werden mit Hilfe von Monte-Carlo- und Molekular-Dynamik-Simulationen durchgeführt.Zunächst werden einige theoretische Konzepte und Modelle eingeführt, welche die Beschreibung von Polymerketten auf mesoskopischen Längenskalen gestatten. Es werden wichtige Bestimmungsgrößen eingeführt und erläutert, welche zur quantitativen Charakterisierung von Verzweigungsstrukturen bei Polymeren geeignet sind. Es wird ebenso auf die verwendeten Optimierungstechniken eingegangen, die bei der Implementierung des Computerprogrammes Verwendung fanden. Untersucht werden neben linearen Polymerketten unterschiedliche Topolgien -Sternpolymere mit variabler Armzahl, Übergang von Sternpolymeren zu linearen Polymeren, Ketten mit variabler Zahl von Seitenketten, reguläre Dendrimere und hyperverzweigte Strukturen - in Abhängigkeit von der Lösungsmittelqualität. Es wird zunächst eine gründliche Analyse des verwendeten Simulationsmodells an sehr langen linearen Einzelketten vorgenommen. Die Skalierungseigenschaften der linearen Ketten werden untersucht in dem gesamten Lösungsmittelbereich vom guten Lösungsmittel bis hin zu weitgehend kollabierten Ketten im schlechten Lösungsmittel. Ein wichtiges Ergebnis dieser Arbeit ist die Bestätigung der Korrekturen zum Skalenverhalten des hydrodynamischen Radius Rh. Dieses Ergebnis war möglich aufgrund der großen gewählten Kettenlängen und der hohen Qualität der erhaltenen Daten in dieser Arbeit, insbesondere bei den linearen ketten, und es steht im Widerspruch zu vielen bisherigen Simulations-Studien und experimentellen Arbeiten. Diese Korrekturen zum Skalenverhalten wurden nicht nur für die linearen Ketten, sondern auch für Sternpolymere mit unterchiedlicher Armzahl gezeigt. Für lineare Ketten wird der Einfluß von Polydispersität untersucht.Es wird gezeigt, daß eine eindeutige Abbildung von Längenskalen zwischen Simulationsmodell und Experiment nicht möglich ist, da die zu diesem Zweck verwendete dimensionslose Größe eine zu schwache Abhängigkeit von der Polymerisation der Ketten besitzt. Ein Vergleich von Simulationsdaten mit industriellem Low-Density-Polyäthylen(LDPE) zeigt, daß LDPE in Form von stark verzweigten Ketten vorliegt.Für reguläre Dendrimere konnte ein hochgradiges Zurückfalten der Arme in die innere Kernregion nachgewiesen werden.

Untersuchungen zur genetischen Differenzierung von Vitis Genotypen und Unterlagsrebsorten sowie deren Klone mit Hilfe der RAPD-, AFLP- und SAMPL-Analyse

Im Rahmen dieser Arbeit wurde eine Routinemethode zur Differenzierung und Identifizierung von Unterlagssorten in jedem Verarbeitungsstadium, wie Holz, Pfropfrebe, bereits im Weinberg gepflanzte Rebe, entwickelt. Hierfür wurde eine Methode erarbeitet, die es ermöglicht, DNA aus Blättern, Holz und Wurzeln gleichermaßen zu extrahieren. Vermischungen von Unterlagssorten in einem Unterlagenholzbündel konnten bis zu 10% Fremd-Unterlagenholz durch eine RAPD-PCR nachgewiesen werden. Mit den 12mer Primer #722b und #722c wurden sortenspezifische Banden für die Unterlagssorten Börner, 8B, 3309C und 5BB festgestellt. Der Primers # 751 war in der Lage von 151 Unterlagssorten und Wildarten 144 Genotypen zu unterschieden. Mit Hilfe der Optimierung von RAMP-Zeiten konnten die Bandenmuster der sieben in Deutschland am häufigsten verwendeten Unterlagssorten auf zwei unterschiedlichen Thermocyclern reproduziert werden. Aufgrund der Optimierung der RAPD-PCR war es möglich, die zur Unterscheidung notwendigen Banden durch eine lineare Transformation anhand einer ermittelten Referenzbande mathematisch und graphisch darzustellen. Klone der Unterlagssorten SO4, 125AA und 5C, sowie die Unterlagssorte Binova, wurden auf die Unterscheidungsmöglichkeit hin mit RAPD, AFLP und SAMPL untersucht. Innerhalb der AFLP-/SAMPL-Methode bildeten die zu einer Sorte gehörenden Unterlagenklone ein Cluster, wobei Binova innerhalb der SO4 Klone zu finden war. Es wurden ‚unterlagssortenspezifische Banden’, ‚wiederholende Banden’ und ‚Einzelbanden’ gefunden.

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.

Organizzazione strutturale della catena respiratoria mitocondriale

La catena respiratoria mitocondriale è principalmente costituita da proteine integrali della membrana interna, che hanno la capacità di accoppiare il flusso elettronico, dovuto alle reazioni redox che esse catalizzano, al trasporto di protoni dalla matrice del mitocondrio verso lo spazio intermembrana. Qui i protoni accumulati creano un gradiente elettrochimico utile per la sintesi di ATP ad opera dell’ATP sintasi. Nonostante i notevoli sviluppi della ricerca sulla struttura e sul meccanismo d’azione dei singoli enzimi della catena, la sua organizzazione sovramolecolare, e le implicazioni funzionali che ne derivano, rimangono ancora da chiarire in maniera completa. Da questa problematica trae scopo la presente tesi volta allo studio dell’organizzazione strutturale sovramolecolare della catena respiratoria mediante indagini sia cinetiche che strutturali. Il modello di catena respiratoria più accreditato fino a qualche anno fa si basava sulla teoria delle collisioni casuali (random collision model) che considera i complessi come unità disperse nel doppio strato lipidico, ma collegate funzionalmente tra loro da componenti a basso peso molecolare (Coenzima Q10 e citocromo c). Recenti studi favoriscono invece una organizzazione almeno in parte in stato solido, in cui gli enzimi respiratori si presentano sotto forma di supercomplessi (respirosoma) con indirizzamento diretto (channeling) degli elettroni tra tutti i costituenti, senza distinzione tra fissi e mobili. L’importanza della comprensione delle relazioni che si instaurano tra i complessi , deriva dal fatto che la catena respiratoria gioca un ruolo fondamentale nell’invecchiamento, e nello sviluppo di alcune malattie cronico degenerative attraverso la genesi di specie reattive dell’ossigeno (ROS). E’ noto, infatti, che i ROS aggrediscono, anche i complessi respiratori e che questi, danneggiati, producono più ROS per cui si instaura un circolo vizioso difficile da interrompere. La nostra ipotesi è che, oltre al danno a carico dei singoli complessi, esista una correlazione tra le modificazioni della struttura del supercomplesso, stress ossidativo e deficit energetico. Infatti, la dissociazione del supercomplesso può influenzare la stabilità del Complesso I ed avere ripercussioni sul trasferimento elettronico e protonico; per cui non si può escludere che ciò porti ad un’ulteriore produzione di specie reattive dell’ossigeno. I dati sperimentali prodotti a sostegno del modello del respirosoma si riferiscono principalmente a studi strutturali di elettroforesi su gel di poliacrilammide in condizioni non denaturanti (BN-PAGE) che, però, non danno alcuna informazione sulla funzionalità dei supercomplessi. Pertanto nel nostro laboratorio, abbiamo sviluppato una indagine di tipo cinetico, basata sull’analisi del controllo di flusso metabolico,in grado di distinguere, funzionalmente, tra supercomplessi e complessi respiratori separati. Ciò è possibile in quanto, secondo la teoria del controllo di flusso, in un percorso metabolico lineare composto da una serie di enzimi distinti e connessi da intermedi mobili, ciascun enzima esercita un controllo (percentuale) differente sull’intero flusso metabolico; tale controllo è definito dal coefficiente di controllo di flusso, e la somma di tutti i coefficienti è uguale a 1. In un supercomplesso, invece, gli enzimi sono organizzati come subunità di una entità singola. In questo modo, ognuno di essi controlla in maniera esclusiva l’intero flusso metabolico e mostra un coefficiente di controllo di flusso pari a 1 per cui la somma dei coefficienti di tutti gli elementi del supercomplesso sarà maggiore di 1. In questa tesi sono riportati i risultati dell’analisi cinetica condotta su mitocondri di fegato di ratto (RLM) sia disaccoppiati, che accoppiati in condizioni fosforilanti (stato 3) e non fosforilanti (stato 4). L’analisi ha evidenziato l’associazione preferenziale del Complesso I e Complesso III sia in mitocondri disaccoppiati che accoppiati in stato 3 di respirazione. Quest’ultimo risultato permette per la prima volta di affermare che il supercomplesso I+III è presente anche in mitocondri integri capaci della fosforilazione ossidativa e che il trasferimento elettronico tra i due complessi possa effettivamente realizzarsi anche in condizioni fisiologiche, attraverso un fenomeno di channeling del Coenzima Q10. Sugli stessi campioni è stata eseguita anche un analisi strutturale mediante gel-elettroforesi (2D BN/SDS-PAGE) ed immunoblotting che, oltre a supportare i dati cinetici sullo stato di aggregazione dei complessi respiratori, ci ha permesso di evidenziare il ruolo del citocromo c nel supercomplesso, in particolare per il Complesso IV e di avviare uno studio comparativo esteso ai mitocondri di cuore bovino (BHM), di tubero di patata (POM) e di S. cerevisiae.

Shear behavior of reinforced concrete slabs under concentrated load: an investigation through Sequentially Linear Analysis

ABSTRACT (italiano) Con crescente attenzione riguardo al problema della sicurezza di ponti e viadotti esistenti nei Paesi Bassi, lo scopo della presente tesi è quello di studiare, mediante la modellazione con Elementi Finiti ed il continuo confronto con risultati sperimentali, la risposta in esercizio di elementi che compongono infrastrutture del genere, ovvero lastre in calcestruzzo armato sollecitate da carichi concentrati. Tali elementi sono caratterizzati da un comportamento ed una crisi per taglio, la cui modellazione è, da un punto di vista computazionale, una sfida piuttosto ardua, a causa del loro comportamento fragile combinato a vari effetti tridimensionali. La tesi è incentrata sull'utilizzo della Sequentially Linear Analysis (SLA), un metodo di soluzione agli Elementi Finiti alternativo rispetto ai classici approcci incrementali e iterativi. Il vantaggio della SLA è quello di evitare i ben noti problemi di convergenza tipici delle analisi non lineari, specificando direttamente l'incremento di danno sull'elemento finito, attraverso la riduzione di rigidezze e resistenze nel particolare elemento finito, invece dell'incremento di carico o di spostamento. Il confronto tra i risultati di due prove di laboratorio su lastre in calcestruzzo armato e quelli della SLA ha dimostrato in entrambi i casi la robustezza del metodo, in termini di accuratezza dei diagrammi carico-spostamento, di distribuzione di tensioni e deformazioni e di rappresentazione del quadro fessurativo e dei meccanismi di crisi per taglio. Diverse variazioni dei più importanti parametri del modello sono state eseguite, evidenziando la forte incidenza sulle soluzioni dell'energia di frattura e del modello scelto per la riduzione del modulo elastico trasversale. Infine è stato effettuato un paragone tra la SLA ed il metodo non lineare di Newton-Raphson, il quale mostra la maggiore affidabilità della SLA nella valutazione di carichi e spostamenti ultimi insieme ad una significativa riduzione dei tempi computazionali. ABSTRACT (english) With increasing attention to the assessment of safety in existing dutch bridges and viaducts, the aim of the present thesis is to study, through the Finite Element modeling method and the continuous comparison with experimental results, the real response of elements that compose these infrastructures, i.e. reinforced concrete slabs subjected to concentrated loads. These elements are characterized by shear behavior and crisis, whose modeling is, from a computational point of view, a hard challenge, due to their brittle behavior combined with various 3D effects. The thesis is focused on the use of Sequentially Linear Analysis (SLA), an alternative solution technique to classical non linear Finite Element analyses that are based on incremental and iterative approaches. The advantage of SLA is to avoid the well-known convergence problems of non linear analyses by directly specifying a damage increment, in terms of a reduction of stiffness and strength in the particular finite element, instead of a load or displacement increment. The comparison between the results of two laboratory tests on reinforced concrete slabs and those obtained by SLA has shown in both the cases the robustness of the method, in terms of accuracy of load-displacements diagrams, of the distribution of stress and strain and of the representation of the cracking pattern and of the shear failure mechanisms. Different variations of the most important parameters have been performed, pointing out the strong incidence on the solutions of the fracture energy and of the chosen shear retention model. At last a confrontation between SLA and the non linear Newton-Raphson method has been executed, showing the better reliability of the SLA in the evaluation of the ultimate loads and displacements, together with a significant reduction of computational times.