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CITTA’ DI VARESE

C.C.I.A.A. DI VARESE – CENTRO CONGRESSI VILLA PONTISOSTITUZIONE CENTRALE TERMICA COMPLESSO VILLA ANDREA PONTI E NUOVO IMPIANTO DI

PRESSURIZZAZIONE ANTINCENDIO

RELAZIONE STRUTTURALE

Torino settembre 2009

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INDICE

1. PREMESSA

2. QUADRO NORMATIVO

3. ANALISI DEI CARICHI

4. MATERIALI IMPIEGATI

5. CALCOLI E VERIFICHE

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1. PREMESSA

Il presente documento tratta gli interventi di tipo strutturale necessari per l’esecuzione delle opere localizzate in prossimit� della centrale termica esistente e del locale medesimo presso la Villa Andrea Ponti a Varese consistenti nella sostituzione dei generatori di calore a servizio dell’edificio e nella realizzazione di nuova riserva idrica antincendio a servizio del fabbricato. Le opere previste in progetto che implicano direttamente aspetti di tipo statico sono sintetizzabili in:

Demolizione della canna fumaria esistente, realizzata in elementi prefabbricati in cls vibrato di dimensioni 70x70 cm, montati in sovrapposizione mediante fissaggio con malta cementizia fino al raggiungimento della lunghezza libera di 9 metri fuori terra (piano campagna);

Demolizione di elementi cavi in calcestruzzo armato, che ospitano i canali da fumo a servizio della centrale termica attuale, posizionati in adiacenza alla canna fumaria esistente;

Demolizione di canali da fumo incamiciati con getto di cls alleggerito, all’interno della centrale termica attuale;

Realizzazione di basamento in calcestruzzo armato finalizzato alla posa delle due caldaie previste in progetto ed all’infissione del palo in acciaio per il sostegno dei nuovi camini metallici;

Realizzazione di basamento in calcestruzzo armato finalizzato alla posa delle vasche costituenti la riserva idrica antincendio del fabbricato e la relativa stazione di pressurizzazione;

Creazione predisposizioni messa a terra parti metalliche (lamiere, ferri d’armatura, ecc.)

Prove e collaudiLa presente relazione illustrativa e di calcolo � redatta facendo riferimento allo schema strutturale esemplificativo indicato ai punti successivi; una differente distribuzione plano-altimetrica di intervento, nonch� situazioni di carico alternative potranno essere analizzate sulla base delle medesime considerazioni riportate nella seguente relazione. Lo studio riportato nel seguito analizza il comportamento statico strutturale delle membrature che costituiscono l'ossatura portante dell'intervento in oggetto.

2. QUADRO NORMATIVO

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Normativa generale- Legge 05 novembre 1971, N. 1086Norme per la disciplina delle opere in conglomerato cementizio armato normale e precompresso ed a struttura metallica. (G.U. 21 dicembre 1971 n. 321)- Circolare del Ministero dei Lavori Pubblici N. 11951 (Pres. Cons. Superiore -Servizio Tecnico Centrale 14 febbraio 1974).Applicazione delle norme sul cemento armato- D.M. INFRASTRUTTURE 14 gennaio 2008 “Approvazione delle nuove norme tecniche per le costruzioni”

Normativa sui carichi- Decreto del Ministero dei Lavori Pubblici 12 febbraio 1982

Aggiornamento delle norme tecniche relative ai "Criteri generali per la verifica di sicurezza delle costruzioni e dei carichi e sovraccarichi". (G.U. 26 febbraio 1982 n. 56)- Circolare del Ministero dei Lavori Pubblici n. 22631 (Pres. Cons. Superiore -Servizio Tecnico Centrale 24 maggio 1982).Istruzioni relative ai carichi, ai sovraccarichi ed ai criteri generali per la verifica di

sicurezza delle costruzioni.Normativa strutture in cemento armato

- Decreto del Ministero dei Lavori Pubblici 14 febbraio 1992. Norme tecniche per l'esecuzione delle opere in cemento armato normale e precompresso e per le strutture metalliche.

- Circolare del Ministero dei Lavori Pubblici n. 27996 (Pres. Cons. Superiore -Servizio Tecnico Centrale 31 ottobre 1986).Legge 05 novembre 1971 N. 1086 - Istruzioni relative alle norme tecniche per l' esecuzione delle opere in cemento armato normale e precompresso e per le strutture metalliche, di cui al D.M. 27 luglio 1985.

Tutti i calcoli sono stati eseguiti in conformit� all'attuale normativa italiana vigente in materia di strutture in conglomerato cementizio armato normale. Ove tale normativa risulta carente, sono state prese in considerazione le direttive comuni europee FIP-CEB.In rifermento al D.M. INFRASTRUTTURE 14 gennaio 2008 “Approvazione delle nuove norme tecniche per le costruzioni” , l’opera in esame risulta cos� classificata:

­ Tipo di costruzione 2­ Classe d’uso I­ Zona sismica di appartenenza IV

Pertanto ai sensi dell’art. 2.7 dell suddetto Decreto i dimensionamenti e le verifiche strutturali verranno condotte secondo il “metodo delle Tensioni ammissibili”

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3. ANALISI DEI CARICHI

Nel seguito sono riportate le analisi dei carichi agenti sulle strutture portanti.

Carico d’esercizio nuove caldaie 1.800 daN/cad

Carico d’esercizio nuove vasche antincendio 1.000 daN/cad

La disposizione dei carichi suddetti � desumibile dagli elaborati di progetto.

Carico derivante dal vento

I valori della velocit� di riferimento del vento (vref ) e del coefficiente di esposizione (ce), sono stati determinati in base alle nuove prescrizioni normative che indicano:

Pressione del vento p = qb * ce * cp * cd

Pressione di riferimento qb = � * ρ * v2b (N/m2)

Nel caso in esame risulta

Localit� di intervento : Varese (VA)

Regione: Lombardia

zona 1:

velocit� di riferimento di Normativa vb0 = 25 m/s

densit� dell’aria di riferimento ρ = 1.25 Kg/m3

pressione cinetica di riferimento di normativa qb = 391 N/m2

altitudine sul livello del mare: as = 400 m s.l.m.

classe di rugosit� del terreno: B

categoria di esposizione del sito IV

coefficiente di topografia: Ct = 1,2

altezza massima della struttura considerata: z = 10 m

z0 = 0,30 m

Zmin = 8 m

Kr = 0,22

Il valore del coefficiente di esposizione ce deriva dal calcolo della funzione logaritmica riportata dalla Normativa vigente e risulta essere pari a:

ce = Kr 2 x Ct x ln(z/ z0) [7 + Ct x ln(z/ z0)] ce = 2,283

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Il valore del coefficiente di forma cp si assume pari a:

cp = 1,00

Il valore del coefficiente dinamico cd che tiene conto degli effetti amplificativi dovuti alle vibrazioni strutturali, viene assunto pari a:

cd = 1,20

Per cui la pressione del vento p che ne deriva � pari a:

p = 391 x 2,283 x 1,0 x 1,2 = 1071,00 N/m2

viene adottata quindi una pressione risultante pari a 110 Kg/m2

4. MATERIALI IMPIEGATIAcciaioPer tutti i tipi di acciaio utilizzati si assume un valore del modulo di deformazione longitudinale pari a:

E_a = 2.100.000 daN/mqPer la realizzazione della struttura metallica verr� utilizzato acciaio in profilati del tipo S275 (ex Fe430 - _f = 1900 daN/mq).

CalcestruzziPer tutti i tipi di calcestruzzo adottati si assume un valore del modulo elastico pari a: E_c = 18.000 � Rck daN/mq

Il calcestruzzo per le strutture di elevazione e dei solai sar� realizzato con inerti aventi granulometria massima pari a 20 mm e classe di resistenza:

Rck = 300 daN/mq

5 CALCOLI E VERIFICHE

Data la contenuta geometria dell' intervento e la particolare posizione delle strutture, l'effetto delle azioni orizzontali � affidato esclusivamente alla rigidezza delle murature trasversali e longitudinali esistenti. Per la definizione della geometria generale dell' intervento si rimanda al progetto architettonico municipale ed alle relative tavole strutturali. Nelle pagine allegate vengono riportati i calcoli e le verifiche strutturali relative alle strutture dell'intervento in progetto

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BASAMENTO PER CALDAIEVERIFICA PALO SOSTEGNO CAMINI

Il palo di sostegno dei due nuovi camini in progetto � costituito da un profilato tubolare incastrato mediante infissione a e successivo inghisaggio nel sottostante plinto di fondazione.

Le caratteristiche geometriche e statiche sella struttura sono le seguenti:

diametro esterno profilato tubolare 298,50 mm

spessore 10,00 mm

altezza fuori terra 9,50 m

sezione retta 90,63 cmq

momento d’inerzia 9441,02 cm4

modulo di resistenza 632,56 cm3

peso unitario 71,15 daN/m

schema statico mensola incastrata alla base

I due camini affiancati e sorretti dal palo presentano una superficie investita dal vento con larghezza massima pari a 120 cm.I carichi all’estradosso della fondazione considerati nelle verifiche strutturali sono pertanto:

carico dovuto al peso proprio 71,15 x 9,50 = 676 daNazione distribuita del vento 110 x 1,20 = 132 daN/m

Applicando le formule della scienza delle costruzioni risulta:

Momento flettente max d’incastro dovuto al vento

Mmax = � x 132 x 9,502 = 5956,50 daNm

Taglio max d’incastro dovuto al ventoTmax = 132 x 9,50 = 1254,00 daN

Sforzo normale max d’incastro dovuto al peso del paloNmax = 71,15 x 9,50 = 676,00 daN

Le tensioni risultanti che ne derivano sono le seguenti:

tensione normale massima _max = 949,10 daN/cmq

tensione tangenziale massima τ_max = 149,39 daN/cmq

tensione normale massima _id = 983,74 daN/cmq

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VERIFICA FONDAZIONE

La struttura di fondazione si presenta secondo lo schema seguente:

50

300

N

T

M

30

Con le caratteristiche indicate nel grafico precedente e trascurando l’effetto stabilizzante dovuto all’installazione delle due caldaie risultano le seguenti verifiche di stabilit� globale:

Sforzo normale sul plinto N 676 daNTaglio sul plinto T 1254 daNMomento flettente sul plinto M 5957 daNmPeso proprio plinto + platea Pp 11475 daNRispetto alla sezione di contatto plinto-sottoplinto, le rette di applicazione delle azioni sono posizionate con le seguenti distanze cautelative

Braccio sforzo normale 0,45 mBraccio taglio 0,90 mBraccio peso proprio 1,95 mDa cui derivano i seguenti componenti di Momento ribaltante e stabilizzante:

Momento ribaltante dovuto al taglio 1129 daNmMomento ribaltante dovuto al momento 5957 daNm

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Momento ribaltante totale Mr = 7086 daNm

Momento stabilizzante dovuto allo sforzo normale 305 daNm

Momento stabilizzante dovuto al peso proprio 21803 daNm

Momento stabilizzante totale Ms = 22108 daNm

Coefficiente di sicurezza ribaltamento mr = 3,120

Ipotizzando un coefficiente di scorrimento cautelativo tra magrone e plinto pari a 0,20 il coefficiente di sicurezza allo scorrimento vale:

Azione di scorrimento Tt = 1254 daNAzione resistente dovuta al solo peso proprio plinto 2295 daN

Coefficiente di sicurezza scorrimento ms= 1,830

Dati i bassi carichi verticali indotti sul plinto dal palo di ostegno dei camini, la verifica al punzonamento del plinto � destituita di significato.

Per quanto riguarda la massima sollecitazione sul terreno, data la particolare geometria del problema, risultano i seguenti valori sollecitanti complessivi:

­azione verticale dovuto al palo Q1 = 676 daN­azione verticale dovuto al peso proprio Q2 = 11475 daN­azione verticale dovuto al magrone Q3 = 3243 daN­azione verticale dovuta alle due caldaie Q4 = 3600 daN

­ azione verticale complessiva Qtot = 18994 daN

Considerando la struttura come infinitamente rigida ed una conseguente distribuzione uniforme del carico sul sedime di fondazione, la tensione risultante di contatto risulta essere pari a :

_t = 18994/470 x 320 _t = 0,126 daN/cmq

valore compatibile con la natura degli strati litoidi presenti in sito.

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VERIFICA PLATEASulla platea � prevista la collocazione di n. 2 caldaie ciascuna di peso in esercizio pari a 1800 daN poggianti sul loro perimetro tramite una struttura di interfaccia in dotazione alla macchina con dimensione pari a 120 x 305 cm.La platea risulta pertanto soggetta alla reazione del terreno che induce su di essa la sollecitazione di flessione e taglio. La situazione statica, considerando una striscia strutturale di larghezza unitaria � pertanto la seguente:

­ altezza sezione resistente h = 30 cm­ larghezza sezione resistente b = 100 cm­ luce massima di inflessione l = 305 cm­ sollecitazione unitaria q = 1260 daN/m­ schema statico trave in semplice appoggio

Con questi dati si ottengono le seguenti caratteristiche di sollecitazione di progetto:

­ Momento flettente massimo Mmax = 1465,14 daNm­ Taglio massimo Tmax = 1921 daN

Considerando che la sezione resistente � dotata di armatura superiore ed inferiore costituita da:

­ superiore 5Φ 12 Af = 5,65 cmq­ inferiore 5Φ 12 A’f = 5,65 cmq­ copriferro c = 3 cm

Le tensioni che risultano nei materiali sono le seguenti:

­ tensione normale massima cls _cls = 18,30 daN/cmq­ tensione tangenziale massima cls τ_max = 0,79 daN/cmq­ tensione normale massima acciaio _f = 1037,00 daN/cmq

Anche in questo caso i bassi carichi verticali indotti sul plinto dal telaio delle caldaie fanno si che la verifica al punzonamento del plinto sia destituita di significato.

Pertanto la struttura risulta sempre verificata con le condizioni di esercizio e di progetto ipotizzate.

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BASAMENTO PER VASCHE ANTINCENDIOVERIFICA PLATEASulla platea � prevista la collocazione di n. 9 serbatoi verticali ciascuno di peso in esercizio pari a 1700 daN poggianti sul loro perimetro tramite una struttura di interfaccia in dotazione alla macchina e di un gruppo motopompa di peso in esercizio pari a 1100 daNSe ne deduce che la massima sollecitazione sul terreno � ottenuta attraverso i seguenti valori sollecitanti complessivi:

­azione verticale dovuto al peso proprio Q1 = 10575 daN­azione verticale dovuto al magrone Q2 = 5336 daN­azione verticale dovuta ai serbatoi Q3 = 15300 daN­azione verticale dovuta alla motopompa Q4 = 1100 daN

­ azione verticale complessiva Qtot = 32311 daN

Considerando la struttura come infinitamente rigida ed una conseguente distribuzione uniforme del carico sul sedime di fondazione, la tensione risultante di contatto risulta essere pari a :

_t = 32311/725 x 320 _t = 0,139 daN/cmq

Valore compatibile con la natura degli strati litoidi presenti in sito.

Anche in questo caso la platea risulta pertanto soggetta alla reazione del terreno che induce su di essa la sollecitazione di flessione e taglio. La situazione statica, considerando una striscia strutturale di larghezza unitaria � pertanto la seguente:

­ altezza sezione resistente h = 20 cm­ larghezza sezione resistente b = 100 cm­ luce massima di inflessione l = 220 cm­ sollecitazione unitaria q = 1390 daN/m­ schema statico trave in semplice appoggio

Con questi dati si ottengono le seguenti caratteristiche di sollecitazione di progetto:

­ Momento flettente massimo Mmax = 840,95 daNm­ Taglio massimo Tmax = 1529 daN

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Considerando che la sezione resistente � dotata di armatura superiore ed inferiore costituita da:

­ superiore 5Φ 12 Af = 5,65 cmq­ inferiore 5Φ 12 A’f = 5,65 cmq­ copriferro c = 3 cm

Le tensioni che risultano nei materiali sono le seguenti:

­ tensione normale massima cls _cls = 22,40 daN/cmq­ tensione tangenziale massima cls τ_max = 0,99 daN/cmq­ tensione normale massima acciaio _f = 967,00 daN/cmq

Anche in questo caso i bassi carichi verticali indotti sul plinto dagli apparati sovrastanti fanno si che la verifica al punzonamento del plinto sia destituita di significato.

Pertanto la struttura risulta sempre verificata con le condizioni di esercizio e di progetto ipotizzate

Le strutture in progetto risultano pertanto idonee a sopportare con gli adeguati margini di sicurezza, le sollecitazioni indotte dai nuovi interventi in progetto cos� come previsto dalle Normative vigenti.

IL TECNICO

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