Concentrazione delle solleccitazioni attorno ai fori duomo nei madieri di navi bulk carrier

ARCH1EF1

Lab.

y.

Scheepsbouwkuncle

Technische FIogechooI

Deift

REGISTRO ITALIANO NAVALE

Bollettino tecnico n. 26 - gennaio 1969

CONCENTRAZIONE DELLE

SOLLECITAZIONI ATTORNO

AI FORI D'UOMO NEI MADIERI

DI NAVI BULK CARRIERS

I Sergio \IARSICH 2 Lorenzo SPINELLI 3 Salvatore DE MARIA Nicola SQUASSAFICIII 4 Franco MEREGA 5 Antonio DI BlASE 6 Lorenzo SPINELLI 7 Franco MEREGA

BOLLETTINI TECNICI GIA PUBBLICATI TECHNICAL BULLETINS ALREADY PUI3LISI(H)

no autore titolo

12 au tho r

(segue) (continued)

CALCOLO DEI GRIGLIATI NELLE STRUTTURE NAVALI - Guida pratica per lapplicazione dcl metodo delle forze

Ti-IS FL!.T CELLACES Iti SHIP STRUCTURES - A guide fer Ihre force method ppIiction

NOTE SULLA RoBusTE;zA LONGITUDINALE DELLE NAVI CISTERNA

E BULK-CARRIERS

SOME NOTES ON THE LOiîCITUDIL STRENGTH OF TANKERS AND BULK-C APFILS

CALCOLO DEI GRIGLIATI NELLE STRUTTURE NAVALI

2 - Applicazione del metodo delle forze a serie di grigliati standard -

Con-fronto dei metodo delle forze con altri metodi di calcolo dei grigi inri -

Cal-colo delle sollecitazioni nel grigliato

THE FLAT GRILLAGES IN SHIP STRUCTURE

2 - Griliaqe standorl sI;ie-s Tiul'te-j L ...hr Q r mrlhacl - Cemporisor between the force nethot inI et Leer ores - Sirre e si 'ce. CC

IL COMPORTAMENTO DELLE NAVI IN MARE TEMPESTOSO

1 - La funzione densità spettrale di potenza nei processi stocast ici

THE BEHAVIOUR CF SHIP S IN CONFUSED SEA

- F ower spectral density fun,'torr in roniorn processes

LA COSTRUZIONE DELLE NAVI NUCLEARI SECONDO LE NORME AT-TUALi DEGLI ISTITUTI DI CLASSIFICAZIONE

- La nave

THE CONSTRUCTION OF NUCLEAR SHIPS ACCORDING TO THE PRE-SENT RULES ISSUED BY THE OLASSIFICATICN SOCIETIES

1 - The ship

ALCUNE NOTE SULLA CONFERENZA INTERNAZIONALE SUL BORDO

LIBERO DEL 1966

SCIAS NOTES Ort THE INTERNATIONAL ìt LOAD LINE CONVENTION

IL COMPORTAMENTO DELLE NAVI I) MARE TEMPESTOSO

2 - L applicazione delia funzione densité spettrale di potenza e dei

princi-pio di sovrapposizione al comportamento 3e11e navi in mare tempestoso

THEORETICAL AND EXPERIMENTAL HI-:SI:ARCHES ON SHIP SLAMMING THE BEHAVIOUR OF SHIPS IN cONFUSED SEA

2 - Power spr-trsi density tune? ron and i 'c Superpo sit ion oppl ted to the behaviour of ships in cOnfused sea

Franco MEREGA IL COMPORTAMENTO DELLE NAVI IN MARE TEMPESTOSO

3 e Ii momento flettente longitudinale dovuto al moto ondoso

THE BEHAVIOUR OF SHIPS IN CONFUSED SEA 3 - The longitudinal wave bending momeent

9 Mario ALIMENTO STABILITA DELLE NAVI ALLO STATO INTEGRO INTACT STABILITY OF SHlS

10 Antonio DI BlASE LA COSTRUZIONE DELLE NAVI NUCLEARI SECONDO LE NORME AT-TUALI DEGLI ISTITUTI DI CLASSIFICAZIONE

2 - Gli impianti

THE CONSTRUCTION OF NUCLEAR SHIPS ACCORDING TO THE PRE-SENT RULES ISSUED BY THE CLASSIFICATION SOCIETIES

2 - The plonts

11 Franco MEREGA CALCOLO DELLE COPERTURE METALLICHE DELLE BOCCAPORTE Nicola SQUASSAFICHI _{STEEL HATCHWAY COVERS DESIGN}

12 Sergio MARSICH COMPORTAMENTO DELLE PARATIE LONGITUDINALI DI UNA NAVE Salvatore DE MARIA CISTERNA NEI RIGUARDI DEGLI SFORZI DI TAGLIO

Lorenzo VIACAVA _{ON THE INFLUENCE CF LONGITUDINAL BULKHEADS ON THE SHEAR} STRESSES IN TANKERS

13 Franco MEREGA IL COMPORTAMENTO DELLE NAVI IN MARE TEMPESTOSO

4 - lI momento flettente laterale dovuti) al moto ondoso

THE BEHAVIOUR 0F SHIPS IN CONFUSED SEA

4 - The itrol wove bendtriq GramsCI

CONCENTRALIONE DELLE SOLLECITALIONI ATTORNO AI

FORI D'UOMO NEI MADIERI DI NAVI BULK CARRIERS

di

RODOLFO TEDESCHI

GIANFRANCO DA MILANO

Le esp'rienze sono state eseguite presso ¡I

laboratorio

dell'istituto di Costruzioni navali dell'Università di Genova

INTRODUZIONE IN DICE INDEX 2 - pag - INTRODUCTiON » 3

2 - MODALITÀ DI ESECUONE DELLEPROVE

»2

2 - EXECUTION OF THE TESTS

»3

3 - ATTREZZATURA DI MISURA

»4

3 TESTING APPARATUS

»5

4 - RISULTATI DELLA SERIE DI PROVE PRELIMINARI

»4

4 RESULTS OF THE PRELIMINARY SERIES OF TESTS » 5

5 - RISULTATI DELLE PROVE COL FORO DI ALLEGGERIMENTO

»6

5 - RESULTS OF THE TESTS WITH THE MAN HOLE

»7

CONCLUSIONI » 8

CONCLUSIONS » 9

ELENCO DELLE FIGURE » 12

LIST OF THE FIGURES » 13

TABELLE » 15

TABLES » 15

FIGURE » 25

CONCENTRAZIONE DELLE SOLLECITAZIONI ATTORNO AI FORI DUOMO NE! MADIERI DI

NAVI BULK CARRIERS

- INTRODUZIONE

Le prove illustrate nello presente relazione hanno avuto lo scopo di esaminare sperimentalmente la distribuzione delle tensioni particolarmente nelle zone estreme di un madiere di bulk carrier in presenza di fori di alleggerimento.

Al fine di poter confrontare il comportamento del madiere forato con quello di un madiere sprovvi-sto di fori di alleggerimento, si è adottato un modello avente forma e dimensioni sostanzialmente u-quali a quelle di un modello di madiere pieno utilizzato per una precedente serie di prove (cfr. B.T

no 25) Tale modello costituito da un madiere, con associate due striscie di fasciame corrisponden-ti al cielo del d.f. ed al fondo, e da quattro tronchi di paramezzale, è illustrato in figuro i Nelle fi-gure 2 e 3 sono invece rappresentate schematicamente le varianti rispetto a questo, apportate ai mo-delli utilizzati per la presente serie di prove che riproducono n scala 1:4, in acciaio Aq 42, le carat-teristiche essenziali del fondo d una bulk carrier aventi le seguenti dimensioni.

3. Sempre ollo scopo di poter realizzare delle prove confrontabili con i risultati sperimentali relativi ad un madiere pieno, si sono adottate condizioni di carico simili a quelle cui è stato sottoposto il modello rappresentato in fig 1

Pertanto sono state fatte anche in questo caso le seguenti ipotesi;

si è ritenuto di poter concentrare nei nodi tutto il carico agente sul madiere sostituendo un cer-to numero di forze concentrate al carico distribuicer-to ed alle reazioni mutue effettivamente concen-trate nei nodi (B T. R I NA. no 3);

si è supposta trascurabile la torsione dei madiere;

l'effetto di incastra prodotto dalle costole e dalla rigidezza torsionale delle casse laterali è sta-tu riprodotta a mezzo di bracci sporgenti dalle due estremità dei modello come illustrato nelle figure 1 e 3.

2 MODALITA' DI ESECUZIONE DELLE PROVE

4. Le prove dei due modelli (fig.. 2 e 3) .sono state condotte in due condizioni di carico diverse nel-la prima delle quali non sono stati caricati i bracci sporgenti dal modello.

Nella figura 4 è indicata la distribuzione dei carichi applicati ed i diagrammi del taglio e dei momento flettente in tali condizioni.

5. L'adozione di una tale condizione di carico equivale a ritenere che sia trascurabile nella nave la rigidezza torsionale delle casse laterali, il chè è vero quando le stive sono molto lunghe, ovve-vero in assenza ditali casse

6. Nella seconda condizione di carico si è provveduto ad applicare una forza nata sui bracci latera-li del modello in modo da creare nella sezione terminale del madiere, in corrispondenza della base

= 162,00 m B =

2090m

D =

1320m

CONCENTRATION OF STRESSES AROUND THE MANHOLES ¡N THE FLOORS OF BULK CARRIERS

I - INTRODUCTION

The tests shown in this report had for their object to check experimentally the stress distribution particularly in the end areas of a floor of a bulk carrier, in presenceof man holes.

In order to compare the behaviour of a bored floor to that of a floor without holes, aspecimen was prepared having shape and size substantially equal to those of a floor without holes used for a previ-ous series of tests (see B. T. no. 25). Such a specimen, comprising a floor with associated two

pla-ting strips corresponding to the double bottom inner plapla-ting to the bottom and to four portions of gir-ders, is shown in fig. 1. Figs. 2 and 3 show in a schematic way the modifications made in the spe-cimens used for the present series of tests, which reproduce in scale 1.4, in Aq 42 steel, the essen-tial characteristics of the bottom of a bulk carrier, having the following size

3. Still in order to effect tests comparable to the results obtained for a floor without holes, load con-ditions similar to those the specimen of fig. 1 was subject to, bave been considered.

Therefore, the following hypothesis were advanced in this case too:

it was believed possible to concentrate in the intersection the whole load acting on the floor, substituting a certain number of cencentrated forces for the distributed load and the mutual reac-tions actually concentrated in said intersecreac-tions (B.T. RINA. no. 3);

the floor twist was presumed as negligible;

the fixed joint effect produced by the frame and the torsional stiffness of the side tanks, was re-produced by means of arms overhenging out the two ends of the specimen, as shown in fig. 1 and 3.

2 - EXECUTION OF THE TESTS

4. The tests on the two specimen (figs. 2 and 3) were effected in two different load conditions, in the first of which the arms overhen ging out of the specimen were not loaded.

Fig. 4 shows the distribution of the applied loads and the diagrams of the shear andbending

mo-ment in such conditions.

5. The choice of such a load condition means that the torsional stiffness of the side tanks is consi-dered as negligible in the ship, which is true when the holds are very long, or when said tanks are not present.

6. In the second load condition a known force was applied to the side arms of the specimen, so as to cause in the end portion of the floor, correspondingly to the base of the slanting wall of the side tanks, a fixed joint moment equal to 0,5 times the perfect fixed joint moment in said section. The

3

= 162.00 m

B

= 2090m

D

= 13.20m

zi one.

I carichi e i diagrammi dei momento flettente e del taglio in questa seconda condizione di carico, sono rappresentati in fig. 5.

Nelle condizioni di carico che sono state appena illustrate, sono state svolte due serie di prove. La prima serie di prove è prelimine alla seconda in quanto il modello nell'attuale situazione è sprovvisto del foro di alleggerimento nella zona esaminata Questa situazione è sostanzialmente analoga a quella illusfrata nella memoria citata. Ciò perchè, come era prevedibile, e dei resto è stato confermato dalle prove, la presenza dei fori di alleggerimento fuori della zona esaminata non altera in questa la distribuzione delle tensioni, data la distanza del primo foro, rispetto a quella ot tenuta in assenza totale di fori nel madiere.

3 ATTREZZATURA DI MISURA

Lo stato di deformazione nei diversi punti è stato controllato a mezzo di estensimetri elettrici. Estensimetri semplici sono stati applicati a coppie contropposte sulle due faccie delle lamiere del cielo dei doppio fondo e del fondo Altri estensimetri semplici sono stati applicati circa a metà lunghezza, nell' anima del madiere per controllare la forma del diagramma della sollecitazione di flessione in detta zona. Il piano completo degli estensimetri semplici è riportat.o in fig. 6.

Gli estensimetri semplici hanno consentito di controllare che l'andamento delle tensioni nelle due piattabande corrispondeva, entra scarti accettabili a quello relativo ad una trave soggetta a flessione retta.

10 Nel modello esaminato nella serie di prove preliminari, illustrato in fig. 2, sono state sistemate delle rosette estensimetriche, contrapposte a due a due sulle due facce dei madiere, nelle posizio-ni indicate in fig. 7.

il. Nel secondo modella illustrato in fig. 3, nella stessa zona esaminata, provvista tuttavia di un foro di alleggerimento, sono state sistemate 52 rosette estensimetriche, sempre disposte a coppie. ed inoltre 12 estensimetriche semplici disposti lungo lorlo del foro di alleggerimento, sullo spes sore della lamiera, per il rilievo delle tensioni tangenziali. Il piano ditali rosette ed estensimetra semplici è illustrato in fig. 8

4 RISULTATI DELLA SERIE DI PROVE PRELIMINARI

(SENZA FORO DI ALLEGGERIMENTO ALL'ESTREM!TA' NEL MADIERE (cfr.fig.2))

12. I valori delle deformazioni rilevate in questo primo gruppo di prove preliminm'i, nonchè quelli delle relative tensioni principali, sono stati riportati nelle tabelle 1 e 2 relative rispettivamente al-la prima ed alal-la seconda condizione di carico.

In tali tabelle, sono riportati ordinatamente: nella colonna 1 il numero della coppia di rosette

6

- nelle colonne 2,. 3 e 4 i valori delle tre deformazioni ,lO , E2 o6

,

106 - nella colonna 5 : il valore della sollecitazione massima di taglio T , in kg/cm2

loads and the diagrams o/the bending moment and shear in said second load condition are shown in

fig. 5.

The series of tests were effected in the above-described load conditions. Said first series of tests is preliminary to the second one as the relevant specimen is not provided with the lightening hole in the area under test. This circumstance is substantially equal to that shown in the mentioned report. That since, as it could be expected, and on the other hand was confirmed by the tests, the presence of such holes outside of the area checked, does not alter in said area the stress distribu-tion, owing to the distance of the first hole, with respect to the distribution obtained in complete absence of holes in the floor board.

- TESTING APPARATUS

The deformation condition in the various points was checked by means of electric strain gauges. Simple strain gauges were applied in facing couples on the two faces of the plates of the double

bottom plating and bottom. Other simple strain gauges were applied about at half length, in the floor web, in order to check the diagram form of the bending stress in said area. The complete scheme of the simple strain gauges is shown in fig. 6.

The simple strain gauges allowed to check that the behaviour of the stresses in the two web

pla-tes was corresponding, within acceptable differences, to the one concerning a beam subject to a

straight bending.

In the specimen used for the preliminary tests, shown in fig.2, strain gauge rosettes were arran-ged, facing each other on the two faces of the floor board, in the positions denoted in fig. 7.

In' the second specimen shown in fig. 3, in the same area which however here was provided with a man hole, were arranged 52 strain gauges rosettes, still in pairs, and further 12 simple strain gau-ges provided along the edge of said hole, on the plate thickness, in order to check the tangential stresses. The scheme of said rosettes and simple strain gauges is shown in fig. 8.

4 - RESULTS OF THE PRELIMINARY SERIES OF TESTS

(WITHOUT LIGHTENING HOLE AT THE END OF THE FLOOR (see fig, 2)

The values of the strains checked in this first group of preliminary tests, as well as those con-cerning the relevant principal stresses, are shown in tables i and 2 relating to the first and second load conditions respectively.

Said tables show

- in column l'the number of the rosettes pairs;

- in columns 2, 3 and 4. the values of the three straing E1.

iob,

e2.

iob,

e3.

- in column 5: the vylue o/the highest shear stress Tmax in kg/cm2

- in columns 6 and 7: the value of the lowest and highest principal stresses and

kg/cm2;

- nella colonna 8 ii valore dei doppio deli' angolo p formato dalla direzione di 0pmax con la di-rezione orizzontale.

5 _{RISULTATI DELLE PROVE COL FORO DI ALLEGGERIMENTO}

Anche in questo caso sono state condotte diverse prove nelle stesse condizioni e dai valori rile-Vati delle deformazioni è stato calcolato un valore medio riportato nelle tabelle 3 e 4 relative alla prima ed alla seconda condizione di carico descritte.

Da tali deformazioni sono stati poi ricavati i valori delle sollecitazioni principali e dell' angolo g, ugualmente riportati nelle tabelle 3 e 4.

Nelle tabelle 5 e 6 sono stati riportati i valori sperimentali delle sollecitazioni

,

misurati in corrispondenza di ciascuna coppia di rosette.

Nelle tabelle 7 e 8 sono stati riportati i risultati relativi ai dodici estensimetri disposti attorno

al foro.

I risultati di questo secando gruppo di prove sono stati riportati anche in diagramma allo scopo di confrontarli in modo più evidente con i risultati delle prove precedenti. Le seguenti coppie diii-gure rappresentano per la prima e rispettivamente per la seconda condizione di carica sopradefinite: - le figure 9 e 10 le curve isostatiche;

- le figure li e 12, le curve di livello della sollecitazione principale massima 0pmax le figure 13 e 14, le curve di livello della sollecitazione principale minima

- le figure 15 e 16 la distribuzione della sollecitazione tangenziale lungo il bordo del foro.

14. Per questo gruppo di prove relative al madiere con foro di alleggerimento alle due estremità sono stati anche riportati i valori di

o,

, , ricavati sperimentalmente, assieme ai corrispondenti

valori teorici calcolati con la teoria elementare delle travi inflesse; in particolare le seguenti coppie di figure rappresentano le due condizioni di carico sopradefinite:

- le figure 17 e 18 il confronto tra la G misurata e quella teorica definita come sopra; - le figure 19 e 20 i soli valori della o misurata

- le figure 21 e 22 il confronto tra la misurata e quella teorica sopra definita.

18. Nella memoria sopracitata, relativa a prove eseguite su di un madiere del tutto sprovvisto di fori di alleggerimento si è visto che valori particolarmente elevati delle sollecitazioni principali si veri-ficano in prossimità sia della base dello scivolo, sia del punto di applicazione del carico concentra-to. Tenuto conto di ciò, ci si attendeva che l'apertura di un foro di alleggerimento avrebbe provocato un incremento delle sollecitazioni principali massime misurate; i risultati delle misure hanno confer-mato tali ipotesi rilevando tuttavia uno stato tensionale molto più grave del previsto come illustrato nelle figure 9 e 22.

19, Con particolare riferimento alle figure 9 e 10, si nota che le isostatiche conservano un andamen-to inclinaandamen-to prossimo a 450 rispetandamen-to all'asse longitudinale del madiere. Ovviamente tali isostatiche si addensano in coaisponderiza dei quattro raccordi del foro di alleggerimento e a tale addensamento corrisponde un notevole incremento delle sollecitazioni lungo il bordo del foro e nelle vicinanze del-lo stesso.

- in column 8.' the value the double ofangle p formed by the dz rection of CYpmax and the

horizon-tal direction.

5 - RESULTS OF THE TESTS WITH THE MAN HOLE

In this case too several tests in the same conditions were effected and from the relevant values o/the strain g was calculated an average value shown in tables 3 and 4, relating to said first and second load conditions respectively.

From said strains were further taken the values of the principal stresses and the angle p, also shown in tables 3 and 4.

Tables 5 and 6 show the experimental values of stresses c.Y, measured

correspondin-gly to each pair of rosettes.

Tables 7 and8 show the results concerning the twelve strain gauges arranged around the hole. The results of this second group of tests were shown in diagram too, in order to be in position to compare them clearly to the ones of the previous tests. The following pairs of figures show for said first and second load conditions respectively

- figs. 9 and 10 the isostatic curves;

- figs. il and 12 the level curves of the highest principal stress 0pmax - figs. 13 and ¡4 the level curve o/the lowest prind pal stress

- figs. 15 and 16 the distribution of the tangential stress along the hole edge.

For such a group of tests relating to the floor provided with man hole at the two ends, were also

reported the values of ;

, obtained experimentally, together with the corresponding theo-nc values calculated by the basic theory of bent beam,' particularly the following pairs of figures show the above-cited load conditions:

- figs. 17 and 18.' the comparison between the measured G and the theoric one defined as above

sa id,

- figs. 19 and 20: only the values of the measured

- figs. 21 and 22.' the comparison between the measured and the theoric one defined as above said. The above-mentioned report, concerning tests effected on a floor not provided with man holes, shows that particularly high values of the principal stresses occur close to both the base of the slanting wall of the side tanks, and the point where the concentrated load is applied. In view of that it was expected that the opening of a man hole would have caused an increase in the measured highest principal stresses; the measure results have confirmed such hypothesis, however showing a tensional condition much more serious than what expected, as shown in figs. 9 to 22.

With particular reference to figs. 9 and 10, the isostatics are noted to maintain a slanting course close to 450 with respect to the longitudinal axis o/the floor. Obviously, such isostatics approach to one another correspondingly to the four connections of the lightening hole, and to such an ap proa-ching corresponds a considerable increase of the stresses along the hole edge and close thereto.

In figs. 9, 11, 13 and 15 it may be seen that the highest principal stress Gpmax reaches in some points, far from he hole edge, values which are about four times the highest ones ascertained

stessa regione dei modello priva dei foro di alleggerimento, per la condizione di carico corrisponden-te e a parità di carico (cfr. tab. i e 2). _{Inoltre in corrispondenza del bordo del foro gli estensi.metri} 3, 4 e 10 hanno consentito di misurare sollecitazioni comprese tra 1828 e 2278 kg/cm2.

I massimi valori assoluti di _0pmifl si riscontrano, sempre sui bordi dei foro, in prossimità degli estensimetri 12 e 6 con - 2339 e rispettivamente - 3073 kg/cm2 . Nella rimanente parte della zona

esaminata i valori assoluti più elevati di _{si hanno in prossimità delle rosette 25 e 26.} 21. Le figure 10, 12, 14 e 16 relative alla condizione di madiere parzialmente incastrata danno i mas-simi valori di 0pmax' anche questa volta, lungo il borda del foro in prosmas-simità dello stesso, _in cor-rispondenza degli estensimetri 4e 10 (2549 e rispettivamente 2691 kg/cm2) e delle rosette 20e 7.

Nella rimanente parte della zona esaminata i massimi valori di 0pmax si hanno i n prossimità della base dello scivolo come si verificava anche per le prove del primo modello illustrato in fig. 2.

I valori assoluti di Gpmifl sono ovunque relativamente modesti ad eccezione di quelli misurati lungo il bordo del foro in prossimità degli estensimetri 1, 6, 7 e 12 dove si raggiungono valori com-presi tra - 1757 e - 2462 kg/cm2 rispettivamente.

22. Nelle figure 17 e 18 si nota che i diagrammi sperimentali di a,, si discostano dalla forma teori-ca dei diagramma triangolare a destra e a sinistra del foro ed assUmono una particolare forma ad S. Tuttaviä alle estremità, inferiore e superiore, i valori misurati di a si avvicinano ai valori teori-ci ad eccezione che in corrispondenza delle rosette 25 e 26, differenza questa causata dal cambia-mento di sezione della trave.

23. Con riferimento alle figure 19 e 20 i valori sperimentali di a, sono particolarmente elevati dove più alti sono i valori delle tensioni principali, in particolare nelle zone più vicine del bordo dei foro. Per il resto tendono ad annullarsi ad eccezione che in corrispondenza della base dello scivolo. 24. Le fig. 21 e 22 infine mostrano ancora una volta buona corrispondenza tra i valori teorici e quelli misurati nella distribuzione di _Try.

CONCLUSIONI

25. Un confronto tra i risultati ottenuti nelle due situazioni in cui si è provato il madiere (in assen-za e in presenassen-za di un foro di alleggerimento) permette anzitutto di osservare che la distribuzione delle sollecitazioni varia in maniera considerevole solo in prossimità dei contorno dei foro, per una zona la cui ampiezza è chiaramente visibile dai diagrammi precedentemente descritti.

26. Per valutare tale maggiorazionedelle tensioni attorno al foro si fa presente che nella sezione verticale mediana di tale foro i valori teorici di a, e valevano rispettivamente per le due condizioni di carico in corrispondenza delle fibre più sollecitate

= 493 kg/cm

_{a = - 38 kg/cm}

846 kg/cm 846 kg/cm

J valori di a _{sono stati calcolati come trave inflessa con modulo di resistenza quello della} se-zione al netto del foro

Il valore riportata di 't _{corrisponde al valore medio dei taglio supponendo che lo sforzo}

ta-gliante T sia uniformemente distribuito nella sezione verticale deli anima al_{netto dei foro.}

in the same area of the specimen without the man hole, for the corresponding load condition (see ta-ble i and 2). Further, strain gauges 3, 4 and 10 allowed to measure, correspondingly to the hole ed-ge, stresses comprised between 1828 and 2278 kg/ cm2

The highest absolute values of 0pmin ae found, still on the hole edges, close to strain gauges 12 and 6, with -2339 and - 3073 kg/cm respectively in the remaining portion of the tested area, the highest absolute values of pmin are found close to rosettes 25 and 26.

21. Figs. 10, 12, 14 and 16 concerning the second load condition of the floor show the highest values of 0pmax' this time too, along the hole edge and close thereto, correspondingly to strain gauges 4 and 10(2549 and 2691 kg/cm respectively) androsettes 20 and7.

in the remaining portion of the tested area, the highest values of 0proax are found near roset-tes 25 and26, that is near the base of the slantingwall of the side tanks, as it happened for the tests of first specimen shown in fig. 2.

The absolute values of pmjn are everywhere relatively small except for those measured along

the hole edge near strain gauges 1, 6, 7 and 12, where values comprised between -1757 and-2462

kg/cm2 respectively are reached.

22, In figs. 17 and 18 it may be seen that the experimental diagrams of o differ from the theoric form of the triangular diagram on the right and left of the hole assuming a particular S form. Howe-ver, at the lower and upper ends the measured values

of o,

approach the theoric values except for rosettes 25 and 26 such a difference being caused by the change in section of the beam,

With reference to figs. 19 and 20 the experimental values of G are particularly high where the values of the principal stresses are higher particularly in the nearest areas of the hole edge. El-sewhere they tend to become nul except for the base of the slanting wall of the side tanks.

Finally, figs. 21 and 22 show once more a good conformity between the theoric values of the measured ones in the dzsrrzbutzon of

CONCLUSIONS

25 A corn paison between the results obtained in the two conditions the floor was considered in (that is in absence and presence of a man hole) allows first to see that the stress distribution va-ries considerably only near the hole edge. for an area the extent of which may be clearly seen in the above described diagrams.

26. ¡n order to value said stress increase around the hole, it is to be noted that in the intermediate vertical section of said hole the theoric values of O

and T,,

, correspondingly to the web edge, where for the two load conditions respectively;

= 493 kg/cm2 -38 kg/cm2

TFr 846 kg/cm2 TxF 846 kg/cm2

The values of G were calculated at a bent beam, with section modulus of the net vertical section.

The value of corresponds to the average shear value, presuming that the shear force T is uni formely distributed over the net vertical section of the web correspondingly to the hole,

By applying the EN GE SSER theory and thus adopting the following formulas (see B. T. R.I.NA. no. 1)

M/H

o-2

(H_h)Sa+2BSf

3 T T 2

s (H-h +sí)

H = altezza del madiere

h _{= altezza dei foro}

B _{larghezza della striscia di fondo e D.F.}

Sa spessore dei madiere

s _{= spessore dei fondo e dei D.F.}

i valori trovati per o _{sono praticamente identici a quelli soprariportati mentre il valore di Txy} aumenta ovviamente di circa ii 50% assumendo il valore

T

= 1185 kg/cm2

In realtà per effetto delle concentrazioni di tensione attorno al foro i valori di o raggiunti nei due casi sono molto più elevati. Ad esempio i corrispondenti valori sperimentati di o e di sui bordi dei foro raggiungono nella prima rispettivamente nella seconda _{condizione ± carico i} se-guenti valori assoluti massimi

= 2011 kg/cm2 o 1976 kg/cm2

= 1006 kg/cm2 _{= 1188 kg/cm2}

Ditali sensibili incrementi delle sollecitazioni effettive rispetto a quelli teorici calcolabili in prima approssimazione si può tener conto nel calcolo diretto di madieri aventi caratteristiche geome-triche e condizioni di carico simili a quelle dei modello esaminato.

(H - h) Sa + 2 B Sf

3 T

2

Sa(H_h +Sf)

wherein

H is the floor height

h is the hole height

B is the width of the bottom and double bottom strip

5a is the

web floor thickness

s f is the bottom and double bottom thickness

the above cited values of are substantially equal to the abovecited ones, while the value of obviously increases of about 50% assuming the value

1185 kg/cm2

Actually, owing to the stress concentrations around the hole, the values of Y reached in both ca-ses are much higher. For instance the corresponding experimental values of G and reach in the first and second load conditions respectively the following highest absolute values:

2011 kg/cm2 = 1976 kg/cm2

1006 kg/cm2 TXY 1188 kg/cm2

Such considerable increases in the actual stresses with respect to the theoric ones calculated in first approximation, may be taken into consz deration in the direct calculation of floor having geo-metric characteristics and load conditions similar to the ones of the tested specimen.

ELENCO DELLE FIGURE

Fig. i - Prospetto e pianta dei modello utilizzato

Disposizione dei fori nel primo modello provato Disposizione dei fora nel secondo modello provato

Prima condizione di carico - carichi applicati e diagrammi delle sollecitazioni Seconda cadizione di carico - carichi applicati e diagrammi delle sollecitazioni Piano degli estensimetri semplici

Piano delle rosette estensnmetriche, per il primo modello esaminato Piano delle rosette estensimetriche, per il secondo modello esaminato Isostatiche, prima condizione di carico

Isostatiche, seconda cosdizione di carico

- Prima condizione di carico curve da livello di 0pmax -. Seconda condizione di carico - curve di livello di

Prima condizione di carico - curve di livello di - Seconda condizione di carico - curve di livello di

Prima condizione di carico -- tensioni tangenziali lungo il bordo del foro Secoeda condizione di carico -. tensioni tangenziali lungo il bordo del foro Puma caa dizione di carico distribuzione di o,

Seconda condizione di carico - distribuzione di G Prima condizione di carico distribuzione di Seconda condizione di carico - distribuzione di G.

Prima condizione di carico distribuzione dì T_xy

Secosda condazione di canco distribuzione di T

xy » 2 » ₃ » 4 » ₅ » 6 » 7 » 8 » 9 » 10 i'

li

» 12 » 13 » 14 » i5 -» 16 » 17

i

18 » 19 » ₂₀ » 21 » 22

2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22

LIST OF THE FIGURES

i - Elevation and plan o/the specimen used

- Arrangement of theholes in the first tested specimen

- Arrangement of the holes in the second tested specimen - First load condition - loads applied and stress diagrams - Second load condition - loads applied and stress diagrams - Scheme of the simple strain gauges

- Scheme of the strain gauge rosettes for the fn-st tested specimen - Scheme of the strain gauge rosettes for the second tested specimen - Isostatics - first load condition

- Isostatics - secondload condition

- First loadcondition - level curves of Gpmax - Second load condition - level curves of 0prnax - First load condition - level curves of 0pmin - Second load condition - level curves of 0pmin

- First load condition tan gential stresses along the hole edge - Second load condition tangential stresses along the hole edge

First load condition - distribution of - Second load condition - distribution of Gx - First load condition - distribution of G) -Secondload condition - distribution of 0)7

- First load condition - distribution of - Second load condition - distribution

TAB. i 17 Rosetta no L E1 1 E L E3 T_max kg/cm2 0min kg/cm2 Gmax kg/cm2 1 173 315 46 443 - 252 633 33° 15' 2 165 305 - 64 451

-

299 602 32°55' 3 189 305

-

49 425 - 215 635 29°35' 4 217 291

-

81 433

-

229 637 28° lOE 5 226 288 - 64 408 165 651 27°30' 6 69 278 32 427

-

371 482 39°30' 7 95 290

-

22 420

-

311 530 38°0' 8 81 281 - 32 424

-

351 498 38°45' 9 111 259

- 62

404

-

330 477 340551 10 121 256

-

37 368

-

242 494 34050 11 - 38 237

- 63

465

- 616

313 43°45' 12 37 227 5 394 - 442 346 47°30 13 22 240 18 392

- 398

386 47°25 14 0 239 20 370

- 340

400 46° 15' 15 0 197

-

39 351

- 410

293 42°25' 16 -241 140 - 48 485

-

919 52 54°25' 17 -210 180 56 467 - 698 236 58°40' 18 -187 212 74 482 652 313 58°0 19 -138 217

-

15 484 - 714 255 50°55' 20

- 96

27 62 146 - 197 95 75°25' 21 -443 0 - 79 514 -1297 - 269 62°25' 22 -345 246 69 705 - 1119 291 59° 10' 23 -291 231 94 616 - 912 321 60°i0 24 -252 248 47 615 - 923 308 56°35' 25 -140

-

23 -251 293 - 879 - 293 36°5'

TAB. 2 Rosetta no L E _E2 i E3 kg/ cm2 °min kg/ cm2 OEmax kg/ cm2 1 -46 _{187 36 317} -332 _{303 51°10} 2

-39

_{253 5 439 -491 387 47°20} 3 - 15 273 5 450 - 464 435 _{46° 0} 4 20 266 - 10 422 _-408 437 43°20' 5 64 256 - 27 391 - 335 _{446 39° 40'} 6 - 19 241 96 341 - 227 455 52° 50' 7 35 305 54 422 -289 555 46°20' 8 37 335 17 498 _-416 579 4405' 9 74 305 - 29 465 _{-399 531 39° 50'} 10 74 276 - 32 420 _-357 483 39° 10' 11 7 358 151 465 _-228 702 52°15' 12 64 345 64 453 261 646 45°00' 13 108 341 - 16 487 -348 625 39°5' 14 116 293

-83

476 --428 524 35°5' 15 76 234 -. 61 382 -361 405 36° 30' 16

-54

_{409 197 581 -367 796 45°15'} 17 120 380 42 486 -244 730 _41°15' 18 98 305 8 414 -255 573 39°55 19 81 268 - 83 455 _{-459 452} 36030 20 103 12 41 109 108 327 31°30' 21 201 364 366 185 667 1039 68° 22 145 300 34 421 - 255 588 34° 55' 23 83 231 - 14 328 - 224 431 38° 0 24 46 225 -- 48 373 --376 369 39°5' 25 147

-

8 -298 376 -601 151 8°25'

TAB. 3 19 Rosetta E1 ₂ E T max kg! cm2 Gmin kg/ cm2 Gmax kg1' cm 2 1 205 177 54 266 - 39 492 1900 2 248 488 172 802 -688 916 32° 30' 3 167 552 32 492 385 1368 15°40' 4 203 235 82 364 -182 545 25°25' S

- 74

87 -- 96 278 - 532 23 43° 10' 6 - 71 208 -332 695 -4299 90 36° 10' 7 274 634 226 621 129 1371 43° 10' 8 281 338

-

8 400 10 810 27010 9 -- 40 318 7 541 -591 491 47°0 10 -166 240

- 64

579 -923 234 49°5 11 188 413 32 510 -193 827 38015 12 182 362 -103 570 -452 688 33° 05 13 11 377 -- 12 610 --611 608 44°05' 14 7 265 - 12 433 -441 425 43° 55' 15 82 327 -110 573 -616 530 37°05' 16 160 457 30 595 -310 880 39055! 17 -231 204 57 580 -1013 147 52°0' 18 --187 205

- 34

525 -857 193 51°50' 19 25 248 84 316 - 152 480 490 20' 20 - 97 562 360 788 394 1182 59°0' 21 -508 96 ---164 751 1759 -257 55°50' 22 -463 37 50 572 --1192

- 48

68°10' 23 -221 2

-

2 255 -591 - 81 62°50' 24 -365 497 191 1045 1306 783 57°40' 25 -.304 + 350 - 2 848 -1306 389 53° 20' 26 -542 -143 - 18 478 -1318 362 76° 10'

TAB. 4 Rosette 0 E3 _Tmax kg/cm2 0min kg/cm2 0max kg/cm2 1 17 122

-

10 193 - 181 204 _{41° 45'} 2 62 489 -107 837 -.904 769 40020' 3 -. 38 543 114 824

-710

938 49°15' 4 - 15 102 16 167 - 167 167 49° 15' 5 -158 80

- 76

326

-677

- 25

50°55' 6 -.137 222 -318 741 -1427 56 39° 25 7 258 737 300 741 96 1578 46° 20' 8 203 322 72 316 96 728 .35° 15' 9

- 75

303

-

2 554 - 670 439 48°05' 10 _-185 221

- 84

580

- 983

177 49° 05 11 175 524 117 613 - 175 1051 42°50' 12 96 372 51 484

- 264

704 42° 40' 13 13 350 - 33 582

- 611

552 43°20' 14

- 20

407 97 602

- 487

718 49°30' 15 154 372 -108 603

- 534

672 34040: 16 212 494 10 640

- 308

972 37°35' 17 -192 307 28 653

- 899

406 52°50' 18 -170 363 271 619 -. 468 769 62°30 19 270 335

- 15

406

-

24 788 27°45' 20 332 749 253 741 136 1618 42° 30' 21

- 34

254 -299 712 - 1211 214 36° 15' 22

- 67

169

- 20

345 - 475 215 48° 10' 23 49 22 . 85 126

- 180

72 15° 15' 24 32 509 90 724

_{- 541}

_{907 46°50'} 25 183 483 -151 801 - 754 848 35°10' 26 190 559 219 572 42 1187 46°10'

TAB. 5 Rosette no kg/ cm2 kg, cm2 kg/ cm2 i 435 17 163 2 452 - 225 728 3 407 189 66 4 411 48 282 5 - 237 272 281 6

-393

-814

662 7 788 710 620 6 642 176 325 9 87 12 544 10 427 - 262 575

ii

437 198 496 12 348 - 111 521 13 17 - 20 610 14 8 - 23 425 15

u3

197 550 16 389 180 585 17 -572 291 562 18 -454 -207 509 19 116 211 314 20 26 762 695 21 1284 - 729 698 22 -1032 - 205 394 23 - 511 --160 184 24 - 709 188 944 25 - 702 - 215 813 26 -1261 - 417 222

TAB. 6 kg/ cm 2 1 32 2 69 3

-9

4 23 5 -417 6 -536 7 802 8 518 9 -174 10 -484 11 484 12 256 13 14 21 15 280 16 495 17 -423 18 204 6i2 20 940 21 -285 22 - 168 23 24 25 26 o-y k/ cm2

-

li

-204 236 26 284 -828 870 306

- 56

-322 391 184 - 67 210 -142 170 - 68 506 152 813

- 72

-

92 kg/ ç 191 822 815 165 316 733 729 298 546 572 618 478 584 599 563 619 629 506 335 735 679 340 - 162 64 136 230 723 317 221 755 589 636 572

TAB. 7 23 Estensimetro n° c kg/ cm2 G2 kg/ cm2 kg/ cm2 kg/ cm2 kg/ cm2 0 - 1781 170 -- 1611 523 2 32 0 0 32 0 3 1828 0 175 1653 537 4 1887 0 1386 501 833 5 0

-990

-990

0 0 6 0 -3073 -2011 - 1062 720 7 0 - 1268 -- 121 - 1146 372 8 112 0 0 112 0 9 1309 0 125 1184 385 10 2278 0 1673 605 1006 11 1363 0 1363 0 0 12 0 -2339 -1531

- 808

548 TAB. 8

i

O - 1787

-

171 1616 525 2 0 76 0 - 76 0 3 1582 0 150 1431 465 4 2549 0 1872 677 i125 5 495 0 495 0 0 6 0 2283 - 1494 789 535 7 0 - 1757

-

168 - 1589 516 8 64 0 0 64 0 9 1717 0 164 1553 505 10 2691 0 1976 714 1188 11 230 0 230 0 0 12 0 --2462 _{- 1611}

-

851 577

i 060 4 5, 2510 18go 1470 5 * 630

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