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7/28/2019 articolo su ponti

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Tangenziale di Napoli : Opere di convogliamento delle acque meteoriche superficiali tratto km 1+000 al km 3+500:Relazione Tecnica Opere Stru tturali

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RELAZIONE TECNICA OPERE STRUTTURALI

1.0 PREMESSA ....................................................................................................... 2

2.0 NORME DI RIFERIMENTO ............................................................................... 3

3.0 MATERIALI ...................................................................................................... 4

4.0 CARATTERISTICHE GEOTECNICHE DEL SOTTOSUOLO .................................. 5

5.0 METODO DI CALCOLO ................................................................................... 10

6.0 DESCRIZIONE DELLE OPERE STRUTTURALI ................................................ 22

6.1 VASCA 10A ..................................................................................................... 23

6.2 VASCA 12 ....................................................................................................... 28

6.3 VASCA 13 ....................................................................................................... 33

6.4 VASCA 15 ....................................................................................................... 38

6.5 VASCA 16 ....................................................................................................... 43

7.0 CONCLUSIONI ............................................................................................... 47


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1.0 PREMESSA

Il presente documento illustra le scelte di carattere statico relativamente alle opere di

smaltimento delle acque meteroriche superficiali che vengono intercettate dalla rete di

smaltimento attualmente funzionante sul tratto della Tangenziale di Napoli dal km 1+000 al km3+500 ricadente nel comune di Pozzuoli.

Nel tratto in esame sono state individuate complessivamente 17 vasche di smaltimento delle

acque di piattaforma di cui solo 5 di esse necessitano di opere civili aventi una funzione

strutturale; esse sono:

1. Vasca N. 10A;

2. Vasca N.12;

3. Vasca N.13;

4. Vasca N.15;

5. Vasca N.16;

la cui ubicazione riportata nellallegata tavola di inquadramento; per una maggiore

comprensione nella figura 1 si riporta la parte di tracciato della tangenziale oggetto di studio

con le sole 5 vasche oggetto di interventi strutturali messe in evidenza.

Figura 1: Schema planimetrico dellarea oggetto di studio con ubicazione delle 5 vasche

La forma, le caratteristiche geometriche, le dimensioni in termini di volumi e superfici in pianta

sono state oggetto di uno specifico studio idraulico, che servito di input per la presente

progettazione strutturale.

Dallanalisi dello studio di carattere idraulico si evinto che, limitatamente alle 5 vasche oggetto

del presente progetto strutturale, le vasche N.12, 13 e 16 sono impermeabilizzate sia

perimetralmente che sul fondo e scaricano direttamente in fogna; le rimanenti, vasche N.10A e

15, non necessario che siano impermeabilizzate in quanto scaricano direttamente nella falda


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attraverso dei dreni opportunamente dimensionati e predisposti a partire dal fondo vasca,

previa la necessaria depurazione delle acque che avviene allinterno della medesima vasca.

2.0 NORME DI RIFERIMENTO

La progettazione strutturale delle opere in oggetto stata eseguito con riferimento alle seguenti

normative tecniche:

L. 5 novembre 1971, n. 1086 Norme per la disciplina delle opere in conglomerato

cementizio armato, normale e precompresso ed a struttura metallica;

Legge 2/2/1974 n. 64: Provvedimenti per le costruzioni con particolari prescrizioni per le

zone sismiche;

D.M. 14/01/2008 Norme Tecniche per le Costruzioni;

Circolare 2 febbraio 2009, n. 617 - Istruzioni per l applicazione delle Nuove norme

tecniche per le costruzioni di cui al D.M. 14 gennaio 2008.


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3.0 MATERIALI

Per la tenuta impermeabile delle vasche, il progetto idraulico delle stesse prevede la posa in

opera di un doppio strato di malta bicomponente passata a pennello, sia sulle pareti che sul

fondo; le pareti delle vasche, essendo realizzate attraverso delle paratie di pali, saranno

preliminarmente completate con uno strato di c.a. di finitura realizzato attraverso calcestruzzo

proiettato.

Le vasche, quindi, vengono impermeabilizzate lungo le pareti verticali attraverso la realizzazione

di paretine in c.a. di spessore minimo s=10cm e spessore medio sm=22 cm (cfr. tavole

strutturali allegate) e doppio strato di malta bicomponente che resteranno quindi a contatto con

le acque reflue e che pertanto, seppure non strutturali, dovranno avere una classe di

esposizione adeguata.

Grazie a tali scelte, il getto delle paretine, previa applicazione di rete elettrosaldate F8/20 cm

e di altre armature come da progetto, dovr essere eseguito con una classe di esposizione

XA1 - Contenitori di fanghi e vasche di decantazione. Contenitori e vasche per acque reflue, cui

corrisponde un calcestruzzo proiettato CP35.

La classe di esposizione del calcestruzzo strutturale, invece, deve essere XC2 - Bagnato,raramente asciutto. Parti di strutture di contenimento liquidi, fondazioni. Calcestruzzo armato

ordinario o precompresso prevalentemente immerso in acqua o terreno non aggressivo.

Superfici in cls a contatto con acqua per lungo tempo secondo il prospetto 2 della UNI EN 206-,

essendo protette dagli strati di finitura; pertanto per tutti i calcestruzzi delle paratie,

fondazioni e opere di sostegno in generale viene prescritta una classe C25/30

(Rck=300).

Si evidenzia che, per qualsiasi struttura non protetta da strati di finitura necessario utilizzare

una classe di esposizione XA1, cui corrisponde, come detto una classe C28/35.

Per quanto concerne lacciaio da c.a., previsto limpiego di barre ad aderenza migliorata tipo

B450C. Le barre devono essere costituite da acciaio esente da scorie, soffiature, tagli e da

qualsiasi difetto apparente o di fusione, laminazione, trafilatura e simili.

Per l

acciaio da carpenteria, invece, previsto l

impiego dell

acciaio S275 (ex Fe430).


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4.0 CARATTERISTICHE GEOTECNICHE DEL SOTTOSUOLO

I risultati delle indagini geologiche-tecniche riportate nella relazione geologica redatta dal dott.

Antonio Senatore che ha eseguito lanalisi della idoneit geologica e geotecnica dell area di

sedime, vengono riassunti nella presente, facendo proprie le conclusioni, i risultati deicoefficienti, i parametri geomeccanici, i dati litologici e morfologici, le verifiche di stabilit, etc.,

il tutto in funzione degli scarichi sul terreno di posa delle fondazioni, compatibilmente con il

quadro normativo vigente.

Il programma di indagini eseguito ha previsto lesecuzione di N.10 sondaggi a carotaggio

continuo, eseguiti allinterno della tratta oggetto di studio e quanto pi possibile prossimi alle

vasche da realizzare.

E stato eseguito il seguente programma di indagini:

N. 8 prove penetrometriche dinamiche continue del tipo DPSH;

N. 4 serie di prove geotecniche di laboratorio eseguite su campioni indisturbati;

N. 4 prospezioni geofisiche mediante sismica a rifrazione (ReMI Refraction Microtremor).

Il seguente schema grafico mette in evidenza la posizione dei sondaggi geognostici eseguiti.

Figura 2: Schema planimetrico con ubicazione dei sondaggi

Di seguito si riportano sinteticamente i risultati delle indagini geognostiche eseguite, attraverso

le quali si desunto che i terreni in esame sono sostanzialmente terreni sabbiosi di medie

caratteristiche meccaniche.

Infatti gli strati pi superficiali si presentano pi leggeri e con minore resistenza attritiva,

mentre quelli pi profondi presentano un peso unitario maggiore ed una conseguente maggiore

resistenza meccanica. Dalle indagine eseguite, come si evince dalla relazione geologica, non

stata rilevata la presenza della falda.


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Con riferimento alla definizione degli effetti sismici locali, ai fini della definizione dell azione

sismica di progetto lindividuazione della categoria di sottosuolo di riferimento si effettua in base

ai valori della velocit equivalente Vs30 di propagazione delle onde di taglio entro i primi 30,00

m di profondit dal piano di fondazione. Come si evince dalla relazione geologica, attraverso le

N. 4 prove ReMi (Refraction Microtremor) i valori ottenuti consentono di classificare il

sottosuolo di tipo C.

Strato Spes-

sore

Angolo

di

attrito

j

Coesione

drenata

c

Coesione

non

drenata

cu

Peso

di

volumg

Peso

volum

secco

g

Modulo

Young

Mod

Di

Taglio

Coeffic

di

Poisson

Eed

Modulo

di

compr.Edometr

Terreni

- cm Kg/cm2 Kg/cm2 g/cm3 g/cm3 Kg/cm2 Kg/cm2 - Kg/cm2 -

1 100 23 - - 1.4 20 0.41 6 Suolo/Riporto

2 200 27 0.3 1.45 100 0.36 35 Sabbia

3 500 26 0.2 1.45 88 0.37 30 Sabbia

4 250 28 0.4 1.5 135 0.35 45Sabbia

limosa

5 500 31 0.4 1.65 310 0.34 110 Sabbia

6 450 32 0.5 1.70 390 0.33 140 Sabbia

Dalla relazione geologica, unitamente agli allegati cartografici, si evince che larea oggetto di

intervento viene classificata stabile, e che la stessa area caratterizzata da una serie

stratigrafica di seguito sintetizzata.

Per le profondit delle opere di sostengo in esame, sono stati individuati sostanzialmente due

strati principali di caratteristiche omogenee; di seguito si riportano i due strati di terreno con

caratteristiche meccaniche uniformi che, cautelativamente, ai fini del presente progetto

geotecnico sono stati considerati:

1 strato da 0m a 8m

c=0

f=26

g=1,45 t/m3


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2 strato da 8m a 22m

c=0

f=31

g=1,65 t/m3.

Seguendo le indicazioni delle NTC del 2008, si sono determinati i valori medi, minimi e massimi

delle propriet meccaniche dei vari strati di terreno attraversati, scegliendo di seguire

lapproccio 2.

NellApproccio 2 si impiega ununica combinazione dei gruppi di coefficienti parziali definiti per le

Azioni (A), per la resistenza dei materiali (M) e, eventualmente, per la resistenza globale (R). In

tale approccio, per le azioni si impiegano i coefficienti gF riportati nella colonna A1 della

successiva tabella. La combinazione dei gruppi di coefficienti parziali da utilizzare A1M1R3.

La resistenza di progetto dei pali costituenti la paratia si determina con il metodo di calcolo

analitico previsto dalle NTC, dove Rk calcolata a partire dai valori caratteristici dei parametri

geotecnici; il valore caratteristico della resistenza Rc,k (o Rt,k) dato dal minore dei valori

ottenuti applicando alle resistenze calcolate Rc,cal (Rt,cal) i fattori di correlazione x riportati nella

Tab. 6.4.IV delle NTC, in funzione del numero n di verticali di indagine. La resistenza di

progetto si ottiene dividendo la resistenza caratteristica cos ottenuta per il fattore parziale di

sicurezza gR.

In sostanza, le azioni alla base derivanti dalla struttura in elevazione, sono gi amplificati per i

fattori parziali previsti nella colonna A1 della precedente tabella; i coefficienti parziali di

sicurezza da applicare ai materiali dipendono dalle verticali indagate, che nel caso in esame

sono n 10, per cui ci si riferisce allultima colonna della successiva tabella:


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Infine, il fattore di sicurezza parziale che opera sulla resistenza globale, gR, differenziato a

seconda della tecnologia esecutiva del palo e della resistenza globale cui ci si riferisce, come si

evince dalla seguente tabella:

Pertanto i coefficienti di sicurezza da applicare per il calcolo della resistenza dei pali nel caso

specifico, sono riportati nella seguente tabella:

gR per R3

fatt. correlazioneres. caratteristiche

PUNTA LAT. COMP. LAT. TRAZ. Foriz.

1,35 1,15 1,25 1,3

media x31,40 1,9 1,6 1,8 1,8

minimo x4

1,21 1,7 1,4 1,5 1,6

La resistenza di progetto del complesso fondazione terreno per le fondazioni superficiali

viene determinata col metodo di calcolo analitico previsto dalle NTC 08, applicando i coefficienti

parziali di sicurezza dei materiali desunti dalla seguente tabella:

Le azioni alla base derivanti dalla struttura in elevazione, sono gi amplificati per i fattori parziali

previsti nella colonna A1 della precedente tabella; infine, il fattore di sicurezza parziale che

opera sulla resistenza globale, gR, si evince dalla seguente tabella:


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5.0 METODO DI CALCOLO

CALCOLO DELLA PROFONDIT DI INFISSIONE

Nel caso generale l'equilibrio della paratia assicurato dal bilanciamento fra la spinta attiva

agente da monte sulla parte fuori terra, la resistenza passiva che si sviluppa da valle verso

monte nella zona interrata e la controspinta che agisce da monte verso valle nella zona

interrata al di sotto del centro di rotazione.

Nel caso di paratia tirantata nell'equilibrio della struttura intervengono gli sforzi dei tiranti

(diretti verso monte); in questo caso, se la paratia non sufficientemente infissa, la

controspinta sar assente.

Pertanto il primo passo da compiere nella progettazione il calcolo della profondit di infissionenecessaria ad assicurare l'equilibrio fra i carichi agenti (spinta attiva, resistenza passiva,

controspinta, tiro dei tiranti ed eventuali carichi esterni).

Nel calcolo classico delle paratie si suppone che essa sia infinitamente rigida e che possa subire

una rotazione intorno ad un punto (Centro di rotazione) posto al di sotto della linea di fondo

scavo (per paratie non tirantate).

Occorre pertanto costruire i diagrammi di spinta attiva e di spinta (resistenza) passiva agenti

sulla paratia. A partire da questi si costruiscono i diagrammi risultanti.Nella costruzione dei diagrammi risultanti si adotter la seguente notazione:

Kam diagramma della spinta attiva agente da monte

Kav diagramma della spinta attiva agente da valle sulla parte interrata

Kpm diagramma della spinta passiva agente da monte

Kpv diagramma della spinta passiva agente da valle sulla parte interrata.

Calcolati i diagrammi suddetti si costruiscono i diagrammi risultanti

Dm=Kpm-Kav e Dv=Kpv-Kam

Questi diagrammi rappresentano i valori limiti delle pressioni agenti sulla paratia. La soluzione

ricercata per tentativi facendo variare la profondit di infissione e la posizione del centro di

rotazione fino a quando non si raggiunge l'equilibrio sia alla traslazione che alla rotazione.

Per mettere in conto un fattore di sicurezza nel calcolo delle profondit di infissionesi pu agire con tre modalit :


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1. applicazione di un coefficiente moltiplicativo alla profondit di infissione strettamente

necessaria per l'equilibrio;

2. riduzione della spinta passiva tramite un coefficiente di sicurezza;

3. riduzione delle caratteristiche del terreno tramite coefficienti di sicurezza su tan(f) e sulla

coesione.

CALCOLO DELLA SPINTE

Metodo di Culmann (metodo del cuneo di tentativo)

Il metodo di Culmann adotta le stesse ipotesi di base del metodo di Coulomb: cuneo di spinta a

monte della parete che si muove rigidamente lungo una superficie di rottura rettilinea o

spezzata (nel caso di terreno stratificato).

La differenza sostanziale che mentre Coulomb considera un terrapieno con superficie apendenza costante e carico uniformemente distribuito (il che permette di ottenere una

espressione in forma chiusa per il valore della spinta) il metodo di Culmann consente di

analizzare situazioni con profilo di forma generica e carichi sia concentrati che distribuiti

comunque disposti. Inoltre, rispetto al metodo di Coulomb, risulta pi immediato e lineare tener

conto della coesione del masso spingente. Il metodo di Culmann, nato come metodo

essenzialmente grafico, si evoluto per essere trattato mediante analisi numerica (noto in

questa forma come metodo del cuneo di tentativo).

I passi del procedimento risolutivo sono i seguenti:

- si impone una superficie di rottura (angolo di inclinazione rispetto all'orizzontale) e si

considera il cuneo di spinta delimitato dalla superficie di rottura stessa, dalla parete su cui si

calcola la spinta e dal profilo del terreno;

- si valutano tutte le forze agenti sul cuneo di spinta e cio peso proprio (W), carichi sul

terrapieno, resistenza per attrito e per coesione lungo la superficie di rottura (R e C) e

resistenza per coesione lungo la parete (A);

- dalle equazioni di equilibrio si ricava il valore della spinta S sulla parete.

Questo processo viene iterato fino a trovare l'angolo di rottura per cui la spinta risulta massima

nel caso di spinta attiva e minima nel caso di spinta passiva.

Le pressioni sulla parete di spinta si ricavano derivando l'espressione della spinta S rispetto

all'ordinata z. Noto il diagramma delle pressioni si ricava il punto di applicazione della spinta.


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SPINTA IN PRESENZA DI SISMA

Per tenere conto dell'incremento di spinta dovuta al sisma si fa riferimento al metodo di

Mononobe-Okabe (cui fa riferimento la Normativa Italiana).

Il metodo di Mononobe-Okabe considera nell'equilibrio del cuneo spingente la forza di inerzia

dovuta al sisma. Indicando con Wil peso del cuneo e con Cil coefficiente di intensit sismica la

forza di inerzia valutata come

Fi = W*C

Indicando con Sla spinta calcolata in condizioni statiche e con Ss la spinta totale in condizioni

sismiche l'incremento di spinta ottenuto come

DS= S- Ss

L'incremento di spinta viene applicato a 1/3 dell'altezza della parete stessa (diagramma

triangolare con vertice in alto).

ANALISI AD ELEMENTI FINITI

La paratia considerata come una struttura a prevalente sviluppo lineare (si fa riferimento ad

un metro di larghezza) con comportamento a trave. Come caratteristiche geometriche della

sezione si assume il momento d'inerzia I e l'area A per metro lineare di larghezza della paratia.

Il modulo elastico quello del materiale utilizzato per la paratia.

La parte fuori terra della paratia suddivisa in elementi di lunghezza pari a circa 5 centimetri e

pi o meno costante per tutti gli elementi. La suddivisione suggerita anche dalla eventuale

presenza di tiranti, carichi e vincoli. Infatti questi elementi devono capitare in corrispondenza di

un nodo. Nel caso di tirante inserito un ulteriore elemento atto a schematizzarlo. Detta L lalunghezza libera del tirante, Af l'area di armatura nel tirante ed Es il modulo elastico dell'acciaio

inserito un elemento di lunghezza pari ad L, area Af, inclinazione pari a quella del tirante e

modulo elastico Es. La parte interrata della paratia suddivisa in elementi di lunghezza, come

visto sopra, pari a circa 5 centimetri.

I carichi agenti possono essere di tipo distribuito (spinta della terra, diagramma aggiuntivo di

carico, spinta della falda, diagramma di spinta sismica) oppure concentrati. I carichi distribuiti

sono riportati sempre come carichi concentrati nei nodi (sotto forma di reazioni di incastro

perfetto cambiate di segno).


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SCHEMATIZZAZIONE DEL TERRENO

La modellazione del terreno si rif al classico schema di Winkler. Esso visto come un letto di

molle indipendenti fra di loro reagenti solo a sforzo assiale di compressione. La rigidezza della

singola molla legata alla costante di sottofondo orizzontale del terreno (costante di Winkler).

La costante di sottofondo, k, definita come la pressione unitaria che occorre applicare per

ottenere uno spostamento unitario. Dimensionalmente espressa quindi come rapporto fra una

pressione ed uno spostamento al cubo [F/L3]. evidente che i risultati sono tanto migliori

quanto pi elevato il numero delle molle che schematizzano il terreno. Se (m l'interasse fra

le molle (in cm) e b la larghezza della paratia in direzione longitudinale (b=100 cm) occorre

ricavare l'area equivalente, Am, della molla (a cui si assegna una lunghezza pari a 100 cm).

Indicato con Em il modulo elastico del materiale costituente la paratia (in Kg/cm2), l'equivalenza,in termini di rigidezza, si esprime come

kDm

Am=10000 x

Em

Per le molle di estremit, in corrispondenza della linea di fondo scavo ed in corrispondenza

dell'estremit inferiore della paratia, si assume una area equivalente dimezzata. Inoltre, tutte le

molle hanno, ovviamente, rigidezza flessionale e tagliante nulla e sono vincolate all'estremit

alla traslazione. Quindi la matrice di rigidezza di tutto il sistema paratia-terreno sar data

dall'assemblaggio delle matrici di rigidezza degli elementi della paratia (elementi a rigidezza

flessionale, tagliante ed assiale), delle matrici di rigidezza dei tiranti (solo rigidezza assiale) e

delle molle (rigidezza assiale).

MODALIT DI ANALISI E COMPORTAMENTO ELASTO-PLASTICO DEL TERRENOA questo punto vediamo come effettuata l'analisi. Un tipo di analisi molto semplice e veloce

sarebbe l'analisi elastica (peraltro disponibile nel programma PAC). Ma si intuisce che

considerare il terreno con un comportamento infinitamente elastico una approssimazione

alquanto grossolana. Occorre quindi introdurre qualche correttivo che meglio ci aiuti a

modellare il terreno. Fra le varie soluzioni possibili una delle pi praticabili e che fornisce

risultati soddisfacenti quella di considerare il terreno con comportamento elasto-plastico

perfetto. Si assume cio che la curva sforzi-deformazioni del terreno abbia andamento bilatero.

Rimane da scegliere il criterio di plasticizzazione del terreno (molle). Si pu fare riferimento ad


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un criterio di tipo cinematico: la resistenza della molla cresce con la deformazione fino a quando

lo spostamento non raggiunge il valore Xmax; una volta superato tale spostamento limite non si

ha pi incremento di resistenza all'aumentare degli spostamenti. Un altro criterio pu essere di

tipo statico: si assume che la molla abbia una resistenza crescente fino al raggiungimento di

una pressione pmax. Tale pressione pmax pu essere imposta pari al valore della pressione

passiva in corrispondenza della quota della molla. D'altronde un ulteriore criterio si pu ottenere

dalla combinazione dei due descritti precedentemente: plasticizzazione o per raggiungimento

dello spostamento limite o per raggiungimento della pressione passiva. Dal punto di vista

strettamente numerico chiaro che l'introduzione di criteri di plasticizzazione porta ad analisi di

tipo non lineare (non linearit meccaniche). Questo comporta un aggravio computazionale non

indifferente. L'entit di tale aggravio dipende poi dalla particolare tecnica adottata per la

soluzione. Nel caso di analisi elastica lineare il problema si risolve immediatamente con lasoluzione del sistema fondamentale (K matrice di rigidezza, u vettore degli spostamenti nodali,

p vettore dei carichi nodali)

Ku=p

Un sistema non lineare, invece, deve essere risolto mediante un'analisi al passo per tener conto

della plasticizzazione delle molle. Quindi si procede per passi di carico, a partire da un carico

iniziale p0, fino a raggiungere il carico totale p. Ogni volta che si incrementa il carico si

controllano eventuali plasticizzazioni delle molle. Se si hanno nuove plasticizzazioni la matrice

globale andr riassemblata escludendo il contributo delle molle plasticizzate. Il procedimento

descritto se fosse applicato in questo modo sarebbe particolarmente gravoso (la fase di

decomposizione della matrice di rigidezza particolarmente onerosa). Si ricorre pertanto a

soluzioni pi sofisticate che escludono il riassemblaggio e la decomposizione della matrice, ma

usano la matrice elastica iniziale (metodo di Riks).

Senza addentrarci troppo nei dettagli diremo che si tratta di un metodo di Newton-Raphsonmodificato e ottimizzato. L'analisi condotta secondo questa tecnica offre dei vantaggi immediati.

Essa restituisce l'effettiva deformazione della paratia e le relative sollecitazioni; d informazioni

dettagliate circa la deformazione e la pressione sul terreno. Infatti la deformazione

direttamente leggibile, mentre la pressione sar data dallo sforzo nella molla diviso per l'area di

influenza della molla stessa. Sappiamo quindi quale la zona di terreno effettivamente

plasticizzato. Inoltre dalle deformazioni ci si pu rendere conto di un possibile meccanismo di

rottura del terreno.


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ANALISI PER FASI DI SCAVO

L'analisi della paratia per fasi di scavo consente di ottenere informazioni dettagliate sullo stato

di sollecitazione e deformazione dell'opera durante la fase di realizzazione. In ogni fase lo stato

di sollecitazione e di deformazione dipende dalla 'storia' dello scavo (soprattutto nel caso di

paratie tirantate o vincolate).

Definite le varie altezze di scavo (in funzione della posizione di tiranti, vincoli, o altro) si procede

per ogni fase al calcolo delle spinte inserendo gli elementi (tiranti, vincoli o carichi) attivi per

quella fase, tendendo conto delle deformazioni dello stato precedente. Ad esempio, se sono

presenti dei tiranti passivi si inserir nell'analisi della fase la 'molla' che lo rappresenta.

Indicando con ued u0 gli spostamenti nella fase attuale e nella fase precedente, con sed s0 gli

sforzi nella fase attuale e nella fase precedente e con Kla matrice di rigidezza della 'struttura'

la relazione sforzi-deformazione esprimibile nella forma

s=s0+K(u-u0)

In sostanza analizzare la paratia per fasi di scavo oppure 'direttamente' porta a risultati

abbastanza diversi sia per quanto riguarda lo stato di deformazione e sollecitazione dell'opera

sia per quanto riguarda il tiro dei tiranti.

VERIFICA ALLA STABILIT GLOBALE

La verifica alla stabilit globale del complesso paratia+terreno deve fornire un coefficiente di

sicurezza non inferiore a 1.3.

usata la tecnica della suddivisione a strisce della superficie di scorrimento da analizzare. La

superficie di scorrimento supposta circolare.

In particolare il programma esamina, per un dato centro 3 cerchi differenti: un cerchio passante

per la linea di fondo scavo, un cerchio passante per il piede della paratia ed un cerchio passante

per il punto medio della parte interrata. Si determina il minimo coefficiente di sicurezza su unamaglia di centri di dimensioni 6x6 posta in prossimit della sommit della paratia. Il numero di

strisce pari a 50.

Si adotta per la verifica di stabilit globale il metodo di Bishop.

Il coefficiente di sicurezza nel metodo di Bishop si esprime secondo la seguente formula:


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cibi+(Wi-uibi)tgfi

Si ()

m

h =

SiWisinai

dove il termine m espresso da

tgfitgai

m = (1 + ) cosai

h

In questa espressione n il numero delle strisce considerate, bi e ai sono la larghezza e

l'inclinazione della base della striscia iesima rispetto all'orizzontale, Wi il peso della striscia iesima ,

ci e fi sono le caratteristiche del terreno (coesione ed angolo di attrito) lungo la base dellastriscia ed ui la pressione neutra lungo la base della striscia.

L'espressione del coefficiente di sicurezza di Bishop contiene al secondo membro il termine m

che funzione di h. Quindi essa risolta per successive approsimazioni assumendo un valore

iniziale per h da inserire nell'espressione di med iterare finquando il valore calcolato coincide

con il valore assunto.

COMBINAZIONI DI CARICO

Nella tabella sono riportate le condizioni di carico di ogni combinazione con il relativo

coefficiente di partecipazione.

Combinazione n 1 [DA1 - A1M1]

Spinta terreno


Spinta terreno

Combinazione n 3 [DA1- A2M2]

Spinta terreno


Spinta terreno



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Spinta terreno

Condizione 1 (Condizione 1) x 1.00


Spinta terreno

Condizione 1 (Condizione 1) x 1.00


Spinta terreno


Spinta terreno


Spinta terreno


Spinta terreno


Spinta terreno

Condizione 1 (Condizione 1 / sisma V+) x 0.20


Spinta terreno

Condizione 1 (Condizione 1 / sisma V-) x 0.20


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IMPOSTAZIONI DI PROGETTO

Spinte e verifiche secondo :

Norme Tecniche sulle Costruzioni 14/01/2008

Coefficienti di partecipazione combinazioni statiche

Coefficienti parziali per le azioni o per l'effetto delle azioni:

Carichi Effetto A1 A2

Permanenti Favorevole gGfav 1,00 1,00

Permanenti Sfavorevole gGsfav 1,30 1,00

Variabili Favorevole gQfav 0,00 0,00

Variabili Sfavorevole gQsfav 1,50 1,30

Coefficienti parziali per i parametri geotecnici del terreno:

Parametri M1 M2

Tangente dell'angolo di attrito gtanf ' 1,00 1,25

Coesione efficace gc' 1,00 1,25

Resistenza non drenata gcu 1,00 1,40

Resistenza a compressione uniassiale gqu 1,00 1,60

Peso dell'unit di volume gg 1,00 1,00

Coefficienti di partecipazione combinazioni sismiche

Coefficienti parziali per le azioni o per l'effetto delle azioni:

Carichi Effetto A1 A2Permanenti Favorevole gGfav 1,00 1,00

Permanenti Sfavorevole gGsfav 1,00 1,00

Variabili Favorevole gQfav 0,00 0,00

Variabili Sfavorevole gQsfav 1,00 1,00


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Coefficienti parziali per i parametri geotecnici del terreno:

Parametri M1 M2

Tangente dell'angolo di attrito gtanf ' 1,00 1,25

Coesione efficace gc' 1,00 1,25

Resistenza non drenata gcu 1,00 1,40

Resistenza a compressione uniassiale gqu 1,00 1,60

Peso dell'unit di volume gg 1,00 1,00

Verifica materiali : Stato Limite Ultimo

Impostazioni di analisi

Analisi per Combinazioni di Carico.

Rottura del terreno Pressione passiva

Influenza (angolo di attrito terreno -paratia)

Nel calcolo del coefficiente di spinta attiva Ka e nell'inclinazione della spinta attiva (non viene

considerato per la spinta passiva)

Stabilit globale

Metodo di Bishop

IMPOSTAZIONI ANALISI SISMICA

Combinazioni SLU

Accelerazione al suolo [m/s^2] 1.800

Massimo fattore amplificazione spettro orizzontale F0 2.430Periodo inizio tratto spettro a velocit costante Tc* 0.370

Coefficiente di amplificazione topografica (St) 1.200

Coefficiente di amplificazione per tipo di sottosuolo (Ss) 1.200

Coefficiente di riduzione per tipo di sottosuolo ( ) 0.995

Spostamento massimo senza riduzione di resistenza Us [m] 0.083

Coefficiente di riduzione per spostamento massimo ( ) 0.412

Coefficiente di intensit sismica (percento) 10.827


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Rapporto intensit sismica verticale/orizzontale (kv) 0.00

Influenza sisma nella spinta attiva da monte

Forma diagramma incremento sismico : Triangolare con vertice in alto.

Il calcolo sismico della paratia viene eseguito con il metodo pseudo statico. Nei metodi

pseudostatici lazione sismica definita mediante unaccelerazione equivalente costante nello

spazio e nel tempo.

Le componenti orizzontale e verticale ah e av dellaccelerazione equivalente devono essere

ricavate in funzione delle propriet del moto sismico atteso nel volume di terreno significativo

per lopera e della capacit dellopera di subire spostamenti senza significative riduzioni di

resistenza.

Le NTC 2008 stabiliscono che ah pu essere legata allaccelerazione di picco amax attesa nel

volume di terreno significativo per lopera mediante la relazione:

ah = khg = ab amax

dove g laccelerazione di gravit, kh il coefficiente sismico in direzione orizzontale, a 1

un coefficiente che tiene conto della deformabilit dei terreni interagenti con lopera e b 1 un

coefficiente funzione della capacit dellopera di subire spostamenti senza cadute di resistenza.

Per le paratie la norma consente di porre av = 0.

Laccelerazione di picco amax valutata mediante unanalisi di risposta sismica locale, ovvero

come

amax = Sag = SS STag

dove SS il coefficiente che comprende leffetto dellamplificazione stratigrafica (SS) e

dellamplificazione topografica (ST), ed ag laccelerazione orizzontale massima attesa su sito di

riferimento rigido.

Il valore del coefficiente a pu essere ricavato a partire dallaltezza complessiva H della paratia

e dalla categoria di sottosuolo mediante il diagramma di Figura 7.11.2 delle NTC08.

Per la valutazione della spinta nelle condizioni di equilibrio limite passivo deve porsi a = 1.

Il valore del coefficiente b pu essere ricavato dal diagramma di Figura 7.11.3 delle NTC08, in

funzione del massimo spostamento us che lopera pu tollerare senza riduzioni di resistenza.

Per us = 0 b = 1. Deve comunque risultare:

us 0,005 H .

Se ab 0,2 deve assumersi kh = 0,2 amax/g.

Possono inoltre essere trascurati gli effetti inerziali sulle masse che costituiscono la paratia.


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Figura 3: Figura 7-11-2 delle NTC2008

Figura 4 : Figura 7-11-3 delle NTC2008


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6.0 DESCRIZIONE DELLE OPERE STRUTTURALI

Come detto in premessa, nel tratto in esame sono state individuate complessivamente 17

vasche di smaltimento delle acque di piattaforma di cui solo 5 di esse necessitano di opere civili

aventi una funzione strutturale; esse sono:

6. Vasca N. 10A;

7. Vasca N.12;

8. Vasca N.13;

9. Vasca N.15;

10.Vasca N.16.

Successivamente si riporta una descrizione dettagliata, ed una sintesi dei calcoli statici, di

ciascuna singola vasca.


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6.1 VASCA 10A

La vasca N.10A adiacente al rilevato della Tangenziale (direzione Capodichino) e scarica

direttamente nella falda attraverso dei dreni opportunamente dimensionati e predisposti a

partire dal fondo vasca, previa la necessaria depurazione delle acque che avviene all interno

della medesima vasca.

Le sue dimensioni in pianta sono 40mx28m circa e la quota assoluta di fondo vasca Qfv=51.00

m, mentre le quote esterne principali sono: 58.00 m circa per il rilevato stradale, 54.00 m circa

le quote restanti.

Per laccesso alla vasca dalla strada pubblica prevista una strada di collegamento per la

realizzazione della quale necessario realizzare ai lati due paratie di micropali; previsto

laccesso al fondo della vasca attraverso una rampa delimitata da un lato dalla paratia

medesima, dallaltro da un muro di sostegno realizzato ad hoc.

previsto, infine, laccesso carrabile, con mezzi di piccolo cabotaggio, alla zona impianti

attraverso una passerella appositamente realizzata per le operazioni di manutenzione ordinaria.

Anche tale passerella realizzata attraverso una struttura in c.a..

Figura 5: Vasca 10A, pianta


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Figura 8:Vasca 10A, paratia A-A-B-B


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Figura 9: Vasca 10A, inviluppo sollecitazioni paratia A-A-B-B

Verifica a pressoflessione

Sezione Circolare d = 70 cm (Af=24F26, staffe F10/20)

Caratteristiche di sollecitazione:

M = 90,00 tm

N = 10,00 t

Valori limiti:Mlim = 111,84 tm

Nlim = 12,43 t

N/Nlim = 0,8047

Deformazioni:

eps c sup = 0,0035

eps s inf = -0,0056

asse neutro x =25,0 cm

Sezione verificata


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Verifica a Taglio

DATI

b 620 mm

h 620 mm

d 580 mmRck 30 MPa

fcd 16,60 MPa

f'cd 8,3 MPa

f 10 mm

n. bracci 2

Ast 157,08 mm2

s 200 mm

fyd 374 MPa

VEd 288 kN

NEd 0 kN

scp 0 MPa

ac 1

VERIFICHE DI SICUREZZA

cot(q) VRcd (kN) VRsd (kN) VRd (kN)

2,5 926 383 383

VERIFICA SODDISFATTA


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6.2 VASCA 12

La vasca N.12 adiacente al rilevato della Tangenziale (direzione Capodichino) e scarica

direttamente in fogna essendo completamente impermeabilizzata sia perimetralmente che sul

fondo, previa la necessaria depurazione delle acque che non avviene allinterno della vasca

stessa.

La sua forma in pianta a T, risultato dellampliamento di una vasca esistente (completamente

demolita e sostituita); le sue massime dimensioni in pianta sono 15mx24m circa e la quota

assoluta di fondo vasca Qfv=62.00 m, mentre le quote esterne principali sono: 71.00 m circa

per il rilevato stradale, 65.00-68.00 m circa le restanti quote circostanti.

Figura 10: Vasca 12, pianta


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Figura 11: Vasca 12, sezione

Anche in questo caso, laltezza fuori terra delle paratie abbastanza variabile, ma soprattutto

varia notevolmente laltezza del rilevato da sostenere; pertanto per la realizzazione della vasca

in esame sono previste le seguenti tipologie di pali:

pali F800, i= 85cm p.i.= 12m;

pali F600, i= 80cm p.i.= 7m;

dove si indicato con i linterasse dei pali ed p.i. la relativa profondit di infissione.

Di seguito si riporta il calcolo della paratia pi sollecitata, costituita dai pali F800.


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Figura 12:Vasca 12, paratia H-A-B

Figura 13:Vasca 12, paratia H-A-B


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Figura 14: Vasca 12, inviluppo sollecitazioni paratia H-A-B


Sezione Circolare d= 80 cm (Af=32F26, staffe F12/20)


M =145,00 tm

N = 10,00 t

Valori limiti:Mlim = 172,28 tm

Nlim = 11,88 t

N/Nlim = 0,8417

Deformazioni:

eps c sup = 0,0035

eps s inf = -0,0058


Sezione verificata


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Verifica a Taglio

DATI

b 700 mm

h 700 mm

d 650 mmRck 30 MPa

fcd 16,60 MPa

f'cd 8,3 MPa

f 12 mm

n. bracci 2

Ast 226,19 mm2

s 200 mm

fyd 374 MPa

VEd 513 kN

NEd 0 kN

scp 0 MPa

ac 1



2,5 1172 619 619



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6.3 VASCA 13

La vasca N.13 ubicata in prossimit di via Fascione e scarica direttamente in fogna essendo

completamente impermeabilizzata sia perimetralmente che sul fondo, previa la necessaria

depurazione delle acque che non avviene allinterno della vasca stessa.

La sua forma in pianta di tipo trapezoidale e costituisce lampliamento di una vasca esistente

da cui risulta completamente giuntata da un punto di vista strutturale; le sue massime

dimensioni in pianta sono 11mx13m circa e la quota assoluta di fondo vasca Q fv=61.04 m,

mentre le quote esterne principali sono variabili tra 65.00 m circa e 66.00 m in corrispondenza

del rilevato stradale.



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Laltezza fuori terra delle paratie abbastanza costante; pertanto per la realizzazione dellavasca in esame prevista una sola tipologia di pali:

pali F600, i= 70cm p.i.= 8m;



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Figura 17:Vasca 13, paratia di pali



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Figura 19: Vasca 13, inviluppo sollecitazioni paratia




M = 45,00 tm

N = 5,00 t

Valori limiti:

Mlim = 47,42 tm

Nlim = 5,27 t

N/Nlim = 0,9489

Deformazioni:

eps c sup = 0,0035eps s inf = -0,0067

asse neutro x =18,9 c

Sezione verificata


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Verifica a Taglio

DATI

b 550 mm

h 550 mmd 500 mm

Rck 30 MPa

fcd 16,60 MPa

f'cd 8,3 MPa

f 10 mm

n. bracci 2

Ast 157,08 mm2

s 200 mm

fyd 374 MPa

VEd 210 kN

NEd 0 kN

scp 0 MPa

ac 1



2,5 708 330 330



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6.4 VASCA 15


direttamente nella falda attraverso dei dreni opportunamente dimensionati e predisposti a

partire dal fondo vasca, previa la necessaria depurazione delle acque che avviene all interno

della medesima vasca.

La sua principale forma in pianta abbastanza irregolare; le sue massime dimensioni in pianta

sono 55mx40m circa e la quota assoluta di fondo vasca Q fv=73.50 m, mentre le quote esterne

principali sono variabili tra 79.00 m circa e 83.50 m circa in corrispondenza del rilevato stradale

della stessa Tangenziale.



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Anche in questo caso, laltezza fuori terra delle paratie abbastanza variabile, ma soprattutto

varia notevolmente laltezza del rilevato da sostenere; pertanto per la realizzazione della vasca

in esame sono previste le seguenti tipologie di pali:

pali F800, i= 85cm p.i.= 12m;

pali F600, i= 80cm p.i.= 10m;

pali F500, i= 60cm p.i.= 8m;

pali F500, i= 55cm p.i.= 10m;


Occorre subito evidenziare che la parte della vasca in cui saranno ubicati gli impianti sar

oggetto di un riempimento definitivo, pertanto le relative opere di sostegno dovranno lavorare

con tutta la parete a sbalzo solo nella fase transitoria di realizzazione; pertanto in prossimit di

tale area si sono utilizzati pali F500 anche per la parte che sostiene il rilevato.



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Figura 23: Vasca 15, paratia di pali


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M =171,00 tm

N = 10,00 t

Valori limiti:

Mlim = 172,03 tm

Nlim = 10,06 t

N/Nlim = 0,9940

Deformazioni:

eps c sup = 0,0035eps s inf = -0,0058


Sezione verificata


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Verifica a Taglio

DATI

b 650 mm

h 650 mmd 600 mm

Rck 30 MPa

fcd 16,60 MPa

f'cd 8,3 MPa

f 12 mm

n. bracci 2

Ast 226,19 mm2

s 200 mm

fyd 374 MPa

VEd 504 kN

NEd 0 kN

scp 0 MPa

ac 1



2,5 1005 571 571



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6.5 VASCA 16


direttamente nellimpianto fognario svolgendo tuttavia una funzione di laminazione.

La sua forma in pianta pressappoco rettangolare; le sue massime dimensioni in pianta sono

12mx37m circa e la quota assoluta di fondo vasca Q fv=82.60 m, mentre le quote esterne

principali sono variabili tra 89.00 m circa e 90.00 m circa.




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Anche in questo caso, laltezza fuori terra delle paratie abbastanza variabile a causa della

presenza dellopera di sfioro costituita da un muro a mensola in c.a. fondato su una paratia di

pali di base che consentono di raggiungere una quota altimetrica pi bassa del fondo vasca,

convogliando le acque alla scarico finale; per la realizzazione della vasca in esame sono previste

le seguenti tipologie di pali:

pali F700, i= 80cm p.i.= 10m;

pali F700, i= 80cm p.i.= 13m;

pali F500, i= 60cm p.i.= 7m;





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M = 90,00 tm


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N = 10,00 t

Valori limiti:

Mlim = 111,84 tm

Nlim = 12,43 t

N/Nlim = 0,8047

Deformazioni:

eps c sup = 0,0035

eps s inf = -0,0056


Sezione verificata

Verifica a Taglio

DATI

b 600 mm

h 600 mm

d 550 mm

Rck 30 MPa

fcd 16,60 MPa

f'cd 8,3 MPa

f 10 mmn. bracci 2

Ast 157,08 mm2

s 200 mm

fyd 374 MPa

VEd 250 kN

NEd 0 kN

scp 0 MPa

ac 1



2,5 850 364 364



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7.0 CONCLUSIONI

Tutti i dati riportati nella presente relazione sono stati desunti dalla relazione geologica allegata

redatta dal dott. Mario Coppola.

Tanto le verifiche geotecniche quanto quelle strutturali sono ampiamente soddisfatte e

rispettano tutti i codici normativi vigenti.

Napoli, aprile 2011 il progettista

Ing. Massimo ACANFORA

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