C:LavoriCOMUNE DI RIMINITeatro A.GalliBando di...

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Relazione di Calcolo Strutturale -1 – Progetto di ricostruzione Teatro A. Galli - pag. 1/29 ________________________________________________________________________________________

RELAZIONE DI CALCOLO

STRUTTURALE - 1-

PER IL PROGETTO DI RICOSTRUZIONE

DEL TEATRO A. GALLI

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RELAZIONE DI CALCOLO STRUTTURALE – 1 -

– PROGETTO DI RICOSTRUZIONE DEL TEATRO A.GALLI -

INDICE

PREMESSA ................................................................................................................. 4 1. DESCRIZIONE GENERALE DELL’OPERA E CRITERI GENERALI DI PROGETTAZIONE, ANALISI E VERIFICA ............................................................ 4 2. QUADRO NORMATIVO DI RIFERIMENTO ADOTTATO ........................... 5

2.1 NORME DI RIFERIMENTO COGENTI .................................................................. 5 2.2 ALTRE NORME E DOCUMENTI TECNICI INTEGRATIVI ........................................ 5

3. AZIONI DI PROGETTO SULLA COSTRUZIONE .......................................... 6 3.1 AZIONE DELLA NEVE ....................................................................................... 6

Valore Caratteristico Neve al Suolo, qsk .......................................................................... 6 Coefficiente di Esposizione, CE ....................................................................................... 6 Coefficiente Termico, Ct ................................................................................................. 6 Coefficiente di Forma della Copertura, µi ....................................................................... 6 Carico di Neve ................................................................................................................. 6

CARICHI DI SOLAIO .................................................................................................... 6 Piano secondo interrato (quota -2,17mt) ......................................................................... 7 Piano sottopalco (quota +1,00mt) ................................................................................... 7 Piano platea (quota +2,33mt) .......................................................................................... 7 Piano platea (quota +2,60mt) .......................................................................................... 7 Piano palco botolabile (quota 3,73mt – 4,56mt) ............................................................. 8 Piano palco (quota +3.73mt) ........................................................................................... 8 Piano platea (quota +4,37mt) vano scala + camerino ...................................................... 8 Piano primo ordine (quota +5,43mt) – secondo ordine (10,06mt) – terzo ordine (13,73mt) – quarto ordine (17,56mt) zona ai lati della platea – solaio in latero cemento 8 Secondo ordine (10,06mt) – terzo ordine (13,73mt) – quarto ordine (17,56mt) zona retro palco – solaio in soletta piena (sp. 12cm) ............................................................... 9 Secondo ordine (10,06mt) – terzo ordine (13,73mt) – quarto ordine (17,56mt) zona retro palco – solaio in soletta piena (sp. 15cm) ............................................................... 9 Piano primo ordine (quota +5,43mt) ............................................................................... 9 Secondo ordine (10,06mt) – terzo ordine (13,73mt) – quarto ordine (17,56mt) zona sul retro della platea solaio in legno e cls ........................................................................... 10 Vano scala sul retro del palco (quota +7,60mt +10,61mt) ............................................ 10 Camerini sul retro del palco (quota +7,60mt +10,61mt) ............................................... 10 Zona disimpegno ai lati del palco- solaio grigliato ( +10,61mt, +16,76mt) .................. 10 Zona retro palco (quota +13,73mt, +16,76mt) solaio in lamiera grecata + cls.............. 11 Zona retro palco (quota +19,76mt) solaio in lamiera grecata + cls (Vano tecnico) ...... 11 Zona ai lati della platea (pompe di calore) (quota +20,64mt) solaio in latero cemento 20+4 ............................................................................................................................... 11

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Zona retro platea (quota +20,64mt) solaio in lamiera grecata + cls con reticolare in acciaio ............................................................................................................................ 11 Zona sospesa sul boccascena (quota +21,00mt) solaio lamiera grecata ........................ 12 Sala musica (quota +23,54mt) ....................................................................................... 12 Vano Tecnico Sala musica (quota +26,18mt) ............................................................... 12 Zona graticcia (quota +23,54mt) ................................................................................... 12 Zona solaio accesso alla graticcia (quota +23,54mt) ..................................................... 13 Scale in getto pieno s=16cm .......................................................................................... 13 Coperture in legno falda principale con capriata in legno ............................................. 13 Coperture in legno falde laterali .................................................................................... 13 Copertura Vano Scala contro il Foyer ........................................................................... 14

TAMPONAMENTI ESTERNI CORPO A2 ........................................................................ 14 TAMPONAMENTI ESTERNI CORPO B .......................................................................... 14 TAMPONAMENTI INTERNI CORPO B .......................................................................... 14 MURATURA ESISTENTE ............................................................................................ 14

4. MODELLI NUMERICI ..................................................................................... 15 4.1 METODOLOGIE DI MODELLAZIONE ED ANALISI ............................................. 15 4.2 INFORMAZIONI SUL CODICE DI CALCOLO ...................................................... 15 4.3 MODELLAZIONE DELLA GEOMETRIA E DELLE PROPRIETÀ MECCANICHE ........ 15 4.4 MODELLAZIONE DEI VINCOLI INTERNI ED ESTERNI ........................................ 17 4.5 MODELLAZIONE DELLE AZIONI ..................................................................... 19 COMBINAZIONI E PERCORSI DI CARICO .................................................................... 19

5. PRINCIPALI RISULTATI ................................................................................ 22 5.1 RISULTATI DELL’ANALISI MODALE ............................................................... 22 5.2 DEFORMATE E SOLLECITAZIONI PER CONDIZIONI DI CARICO ......................... 24 5.3 INVILUPPO DELLE SOLLECITAZIONI MAGGIORMENTE SIGNIFICATIVE ............ 25 5.4 REAZIONI VINCOLARI .................................................................................... 26

6. GIUDIZIO MOTIVATO DI ACCETTABILITA’ DEI RISULTATI ............... 26 7. VERIFICHE AGLI STATI LIMITE ULTIMI .................................................. 27

7.1 VERIFICHE DEGLI ELEMENTI STRUTTURALI ................................................... 27 8. VERIFICHE AGLI STATI LIMITE DI ESERCIZIO....................................... 28

8.1 VERIFICA DEGLI SPOSTAMENTI DI INTERPIANO ............................................. 28 8.2 VERIFICHE DI DEFORMABILITÀ ..................................................................... 29

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PREMESSA

La presente relazione è tesa ad illustrare le ipotesi di calcolo e le verifiche degli elementi strutturali relative al progetto di ricostruzione del Teatro Amintore Galli.

1. DESCRIZIONE GENERALE DELL’OPERA E CRITERI GENERALI DI PROGETTAZIONE, ANALISI E VERIFICA

L’intervento prevede la ricostruzione del Teatro Amintore Galli. Il progetto si configura come un progetto di nuova costruzione, in quanto le porzioni di muratura anche ancora sono presenti saranno conservate, ma non verranno adibite a sopportare i carichi di piano e pertanto saranno assimilabile a semplici tamponamenti. Per quanto riguarda l’interfaccia con le murature esistenti e le relative fondazioni e le problematiche connesse alla realizzazione del giunto sismico verso la porzione di edificio, già parzialmente completato e adibito a foyer si rimanda al documento di sintesi. La struttura sismo-resistente sarà realizzata in conglomerato cementizio armato e sarà costituita principalmente da nuclei e setti, ma una parte del tagliante sismico verrà assorbita da telai in conglomerato cementizio armato costituiti da travi e pilastri. Il progetto prevede anche l’utilizzo di colonne in legno e strutture reticolari in carpenteria metallica, le quali però sono state progettate per non assorbire alcuna azione sismica. L’edificio sarà suddiviso in 3 distinti corpi di fabbrica tra loro mantenuti simicamente indipendenti, che vengono descritti di seguito: - Corpo di Fabbrica A1: zona centrale della porzione di edificio adibita all’uso pubblico; - Corpo di Fabbrica A2: zona perimetrale della porzione di edificio adibita all’uso pubblico; - Corpo di Fabbrica B: torre scenica, palco e vani tecnici. I corpi A2 e B presentano fondazioni di tipo profonde realizzate con pali trivellati gettati in opera. Il corpo A1 presenta fondazioni di tipo superficiale realizzate con travi rovesce. I solai sono di tipo in latero-cemento di altezza pari a 20+4cm o realizzati con solette piene gettate in opera di spessore variabile tra 12cm e 16cm per quanto riguarda le zone retrostanti i palchi, i quali invece presentano dei solai realizzati con tavolato ligneo e caldana collaborante. I solai sostenuti da elementi in carpenteria metallica sono realizzati con lamiera grecata e getto di completamento. Il solaio della sala musica è realizzato con tavolato ligneo e soletta collaborante di spessore pari a 10 cm. Le scale saranno realizzate con solette in getto pieno di spessore pari a 16cm.

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2. QUADRO NORMATIVO DI RIFERIMENTO ADOTTATO

2.1 NORME DI RIFERIMENTO COGENTI

Legge n. 1086 del 5 Novembre 1971. “Norme per la disciplina delle opere di conglomerato cementizio armato, normale e precompresso, ed a struttura metallica”. D.M. 14 Gennaio 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 decreto ministeriale 14 gennaio 2008”

2.2 ALTRE NORME E DOCUMENTI TECNICI INTEGRATIVI

Regio Decreto 16 novembre 1939, N. 2229. “Norme per la esecuzione delle opere in conglomerato cementizio semplice od armato”. D.M. 3 ottobre 1978. “Criteri generali per la verifica della sicurezza delle costruzioni e dei carichi e sovraccarichi”. D.M. 3 ottobre 1978. “Criteri generali per la verifica della sicurezza delle costruzioni e dei carichi e sovraccarichi”. C.N.R. 10012/8. Istruzioni per la valutazione delle Azioni sulle Costruzioni. D.M. 16 gennaio 1996. “Norme tecniche relative ai «Criteri generali per la verifica di sicurezza delle costruzioni e dei carichi e sovraccarichi»”. Circolare del 4 luglio 1996. “Istruzioni per l’applicazione delle «Norme tecniche relative ai criteri generali per la verifica di sicurezza delle costruzioni e dei carichi e sovraccarichi»”. D.M. 9 gennaio 1996. “Norme Tecniche per il calcolo, l'esecuzione ed il collaudo delle strutture in cemento armato, normale e precompresso e per le strutture metalliche”. Circ. Min. LL.PP. 15 ottobre 1996 n. 252AA.GG/S.T.C. "Istruzioni per l'applicazione delle norme tecniche per il calcolo, l'esecuzione ed il collaudo delle strutture in cemento armato, normale e precompresso e per le strutture metalliche". Circolare Min.LL.PP. 31 Ottobre 1986: “ Istruzioni relative alle norme tecniche per l’esecuzione delle opere in cemento armato normale e precompresso e per strutture metalliche”. CNR 10011/88: “Costruzioni in acciaio. Istruzioni per il calcolo, l’esecuzione, il collaudo e la manutenzione.” CNR 10011/97: “Costruzioni in acciaio. Istruzioni per il calcolo, l'esecuzione, il collaudo e la manutenzione.” CNR 10016/98: “Strutture composte di acciaio e calcestruzzo. Istruzioni per l'impiego nelle costruzioni.” CNR 10022/84: “Costruzioni di profilati di acciaio formati a freddo.” UNI-ENV 1993-1-1:1994 :“ Eurocodice 3. Progettazione delle strutture di acciaio. Parte 1-1: Regole generali e regole per gli edifici UNI-ENV 1995-1-1:“ Eurocodice 5. Progettazione delle strutture in legno. Parte 1-1: Regole generali e regole per gli edifici”. D.M. 16 febbraio 2007. “Classificazione di resistenza al fuoco di prodotti ed elementi costruttivi di opere da costruzione”.

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3. AZIONI DI PROGETTO SULLA COSTRUZIONE

Riportiamo di seguito le azioni di riferimento utilizzate nel calcolo della struttura.

3.1 AZIONE DELLA NEVE

Il carico da neve sarà valutato in ottemperanza a quanto prescritto al p.to 3.4 del D.M. 14/01/08, secondo la seguente formulazione:

qs = µi*qsk*CE*Ct

Valore Caratteristico Neve al Suolo, qsk

Il sito di costruzione è localizzato nella Provincia di Rimini (Zona I – Mediterranea), ad una quota sul livello del mare, as, inferiore a 200m. Pertanto il valore caratteristica della neve al suolo sarà pari a:

qsk = 1.50kN/m2

Coefficiente di Esposizione, CE

In base alla tabella 3.4.I, il sito di costruzione può essere definito Normale. Infatti il sito di costruzione è costituito da “Aree su cui non è presente una significativa rimozione di neve sulla costruzione prodotta dal vento, a causa del terreno, altre costruzioni o alberi”. Il coefficiente di esposizione può essere assunto pari a:

CE = 1.00

Coefficiente Termico, Ct

In coefficiente termico viene assunto a favore di sicurezza pari a:

Ct = 1.00

Coefficiente di Forma della Copertura, µi

Il coperto sarà realizzato con due falde aventi inclinazione pari ad α=21°, per cui il coefficiente di forma per le coperture vale:

µ1 = 0.80

Carico di Neve

In base ai risultati ottenuti il carico di neve può essere valutato, nelle zone dove non si ha accumulo di neve, pari a:

qs1 = 1.50*1.00*1.00*0.80 = 1.20 kN/m2

CARICHI DI SOLAIO

Riportiamo di seguito le analisi dei carichi utilizzate per i solaio dell’edificio in oggetto.

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Piano secondo interrato (quota -2,17mt)

PIANO SECONDO INTERRATO -2,17MT

Solaio Bausta 4+28+4 4,35 KN/m2

Totale G1,K 4,35 KN/m2

Pavimento gres 0,40 KN/m2

sottofondo 1,00 KN/m2

alleggerito 1,20 KN/m2

Intonaco 0.30 KN/m2

Divisori Interni (par. 3.1.3.1 D.M. 14/01/08)

2,00 KN/m2


Carichi Variabili (QA,K)Cat. E1 (tab. 3.1.II D.M. 14/01/08)

6,00 KN/m2

Piano sottopalco (quota +1,00mt)

PIANO SOTTOPALCO +0,40MT






Intonaco 0.30 KN/m2


2,00 KN/m2


Carichi Variabili (QA,K) Cat. E1 (tab. 3.1.II D.M. 14/01/08)

6,00 KN/m2

Piano platea (quota +2,33mt)

PIANO PLATEA +2,33MT

Solaio latero cemento 20+4 2,80 KN/m2





Intonaco 0.30 KN/m2


2,00 KN/m2


Carichi Variabili (QA,K) Cat. C2 (tab. 3.1.II D.M. 14/01/08)

4,00 KN/m2

Piano platea (quota +2,60mt)




Pavimento marmo 0,80 KN/m2


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Intonaco 0.30 KN/m2


2,00 KN/m2


Carichi Variabili (QA,K)Cat. C2 (tab. 3.1.II D.M. 14/01/08)

4,00 KN/m2

Piano palco botolabile (quota 3,73mt – 4,56mt)


Tavolato in legno 0,40 KN/m2

Orditura secondaria 0,60 KN/m2


Carichi Variabili (QA,K) Cat. C (tab. 3.1.II D.M. 14/01/08)

6,00 KN/m2

Piano palco (quota +3.73mt)

PIANO PALCO +3.73MT



Pavimento legno 0,30 KN/m2



Intonaco 0.30 KN/m2

Totale G2,K 4.60 KN/m2

Carichi Variabili (QA,K)Cat. C (tab. 3.1.II D.M. 14/01/08)

6,00 KN/m2

Piano platea (quota +4,37mt) vano scala + camerino







Intonaco 0.30 KN/m2


2,00 KN/m2


Carichi Variabili (QA,K) Cat. C2 (tab. 3.1.II D.M. 14/01/08)

4,00 KN/m2

Piano primo ordine (quota +5,43mt) – secondo ordine (10,06mt) – terzo ordine (13,73mt) – quarto ordine (17,56mt) zona ai lati della platea – solaio in latero cemento



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Intonaco 0.30 KN/m2


2,00 KN/m2



4,00 KN/m2

Secondo ordine (10,06mt) – terzo ordine (13,73mt) – quarto ordine (17,56mt) zona retro palco – solaio in soletta piena (sp. 12cm)

PIANO SECONDO ORDINE

+10,06MT

Soletta (H=12cm) 3,00 KN/m2


Pavimento alla veneziana 1,50 KN/m2

Controsoffito (volta appesa) 0.50 KN/m2



4,00 KN/m2

Secondo ordine (10,06mt) – terzo ordine (13,73mt) – quarto ordine (17,56mt) zona retro palco – solaio in soletta piena (sp. 15cm)

PIANO SECONDO ORDINE

+10,06MT






2,20 KN/m2



4,00 KN/m2

Piano primo ordine (quota +5,43mt)


Tavolato in legno (h=10cm) 0,50 KN/m2

Caldana 5cm 1,25 KN/m2




Contro soffitto 0.40 KN/m2


2,00 KN/m2


Carichi Variabili (QA,K)Cat.C2 (tab. 3.1.II D.M. 14/01/08)

4,00 KN/m2

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Secondo ordine (10,06mt) – terzo ordine (13,73mt) – quarto ordine (17,56mt) zona sul retro della platea solaio in legno e cls

SECONDO ORDINE +10,06MT

Tavolato in legno 0,35 KN/m2

Caldana 5cm 1,25 KN/m2

Orditura travi in legno LL 0,50 KN/m2




Contro soffitto 0.40 KN/m2


2,00 KN/m2


Carichi Variabili (QA,K)Cat.C2 (tab. 3.1.II D.M. 14/01/08)

4,00 KN/m2

Vano scala sul retro del palco (quota +7,60mt +10,61mt)

VANI SCALA SUL RETRO DEL

PALCO +7,60/+10,61

Solaio getto pieno s=16cm 4,00 KN/m2





Intonaco 0.30 KN/m2

Totale G2,K 2,90KN/m2


4,00 KN/m2

Camerini sul retro del palco (quota +7,60mt +10,61mt)

VANI SCALA RETRO PALCO +7,60/+10,61

Solaio getto pieno s=16cm 4,00 KN/m2





Intonaco 0.30 KN/m2

Divisori Interni cartongesso (par. 3.1.3.1 D.M. 14/01/08)

1,00 KN/m2


Carichi Variabili (QA,K)Cat. A (tab. 3.1.II D.M. 14/01/08)

2,00 KN/m2

Zona disimpegno ai lati del palco- solaio grigliato ( +10,61mt, +16,76mt)

ZONA DISIMPEGNO AI LATI DEL

PALCO +10,61, +16,76MT

Solaio in acciaio+grigliato 1,00 KN/m2


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Carichi Variabili (QA,K)Cat. E (tab. 3.1.II D.M. 14/01/08)

4,00 KN/m2

Zona retro palco (quota +13,73mt, +16,76mt) solaio in lamiera grecata + cls

VANI SCALA SUL RETRO DEL

PALCO +16,76

Solaio in lamiera grecata +cls 2,70 KN/m2





Intonaco 0.30 KN/m2

Divisori Interni cartongesso (par. 3.1.3.1 D.M. 14/01/08)

1,00 KN/m2


Carichi Variabili (QA,K)Cat. A (tab. 3.1.II D.M. 14/01/08)

2,00 KN/m2

Zona retro palco (quota +19,76mt) solaio in lamiera grecata + cls (Vano tecnico)

VANI SCALA RETRO DEL PALCO +19,76 – VANO TECNICO

Solaio in lamiera grecata +cls 2,70 KN/m2





Intonaco 0.30 KN/m2


Carichi Variabili (QA,K)Cat.A (tab. 3.1.II D.M. 14/01/08)

2,00 KN/m2

Zona ai lati della platea (pompe di calore) (quota +20,64mt) solaio in latero cemento 20+4

ZONA AI LATI DELLA PLATEA +20,64

Solaio in latero cemento 20+4 2,80 KN/m2





Intonaco 0.30 KN/m2


Carichi Variabili (QA,K)Cat. H (tab. 3.1.II D.M. 14/01/08)

2,00 KN/m2

Zona retro platea (quota +20,64mt) solaio in lamiera grecata + cls con reticolare in acciaio

ZONA RETRO PLATEA +20,64

Solaio in lamiera grecata+cls 2,70 KN/m2

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Intonaco 0.30 KN/m2



2,00 KN/m2

Zona sospesa sul boccascena (quota +21,00mt) solaio lamiera grecata

ZONA SOSPESA SUL BOCCASCENA +21,00

Solaio Lamiera Grecata 2,70 KN/m2





Intonaco 0.30 KN/m2



2,00 KN/m2

Sala musica (quota +23,54mt)

SALA MUSICA 23,54

Getto calcestruzzo 10cm 2,50 KN/m2

Tavolato legno 0,30 KN/m2





Contro soffitto 0,60 KN/m2



5,00 KN/m2

Vano Tecnico Sala musica (quota +26,18mt)

VANO TECNICO SALA MUSICA

26,18






Controsoffitto 0,60 KN/m2



2,00 KN/m2

Zona graticcia (quota +23,54mt)

ZONA GRATICCIA 23,54

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Orditura in legno 1,00 KN/m2


Carichi Variabili (QA,K)Cat. H1 (tab. 3.1.II D.M. 14/01/08)

5,00 KN/m2

Zona solaio accesso alla graticcia (quota +23,54mt)

ZONA GRATICCIA 23,54 Getto calcestruzzo 10cm 2,50 KN/m2

Tavolato legno + ord. secondaria 0,50 KN/m2





Carichi Variabili (QA,K)Cat. H1 (tab. 3.1.II D.M. 14/01/08)

2,00 KN/m2

Scale in getto pieno s=16cm

SCALE IN GETTO PIENO S=16CM

Soletta in getto pieno s=16cm 4,00 KN/m2



Inc. parapettp 0,20 KN/m2

Gradini riportati 2,10 KN/m2

Intonaco 0.30 KN/m2



4,00 KN/m2

Coperture in legno falda principale con capriata in legno

COPERTURA IN LEGNO LL +TAVOLATO




coppi 0,90 KN/m2

isolanti 0,10 KN/m2


Carichi Variabili (QA,K)Neve (tab. 3.1.II D.M. 14/01/08)

1,20 KN/m2

Coperture in legno falde laterali

COPERTURA IN LEGNO CON

CALDANA COLLABORANTE

Tavolato 0,15 KN/m2

Getto (sp. 5cm) 1,25 KN/m2 Orditura secondaria 0,50 KN/m2


coppi 0,90 KN/m2

isolanti 0,10 KN/m2

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1,20 KN/m2

Copertura Vano Scala contro il Foyer

COPERTURA VANO SCALA

Solaio latero-cemento 20+4 2,80 KN/m2


coppi 0,90 KN/m2

Massetto 1,00 KN/m2

isolanti 0,10 KN/m2



0,50 KN/m2


1,20 KN/m2

TAMPONAMENTI ESTERNI CORPO A2

Piani superiori s=70cm; h=3,5m; qt= 2650kg/m s=70cm; h=2,5m; qt= 2900kg/m s=70cm; h=1,5m; qt= 1200kg/m

TAMPONAMENTI ESTERNI CORPO B

Piani interrati s=70cm; h=3,0m; qt = 1350kg/m Piani superiori s=70cm; h=4,7m; qt= 3525kg/m s=70cm; h=3,6m; qt= 2700kg/m s=70cm; h=1,6m; qt= 1200kg/m Parete retro graticcia: qt= 5600kg/m

TAMPONAMENTI INTERNI CORPO B

POROTON 800 kg/mc Intonaco 30+30 =60 kg/mq s=30cm; h=3,30m; qt=(800x0.3+30+30)x3,30= 1000kg/m

MURATURA ESISTENTE

Peso Proprio 1800kg/mc s=70cm; h=10,00; qt=1800x0,7x10= 12600kg/m

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4. MODELLI NUMERICI

4.1 METODOLOGIE DI MODELLAZIONE ED ANALISI

Ai fini del calcolo delle sollecitazioni negli elementi strutturali in elevazione dei corpi A2 e B, che presentano fondazioni su pali, è stato assunta l’ipotesi di modellare i pali come vincoli che impediscono le traslazioni nelle 3 direzioni spaziali. Tale assunzione risulta giustificata sia per la tipologia fondazionale adottata sia perché così operando ci si pone a favore di sicurezza, come meglio descritto nella relazione geotecnica. Il calcolo delle azioni sismiche è stato effettuato mediante l’analisi dinamica lineare così come previsto al par. 7.3.3.1 del D.M. 14/01/08. Per quanto concerne invece il corpo A1, che presenta fondazioni di tipo superficiale, è stata adottata la modellazione delle travi rovesce su suolo alla winkler, sia per il calcolo delle sollecitazioni negli elementi della sovrastruttura sia per il calcolo delle sollecitazioni negli elementi strutturali di fondazione, sia per la valutazione della portanza del terreno.

4.2 INFORMAZIONI SUL CODICE DI CALCOLO

Il codice di calcolo utilizzando per le verifiche degli elementi strutturali, per l’input dei dati e per la lettura dei risultati è il software Modest, prodotto dalla Tencnisoft di Prato, mentre la risoluzione del problema numerico è stata effettuata con il processore X-Finest, prodotto da Harpaceas di Milano. Per quanto attiene l’affidabilità dei codici di calcolo utilizzati e la validazione dei medesimi codici di calcolo, si rimanda alla pratica sismica N. 1936. del 9 novembre 2010, nella quale è stata prodotta idonea documentazione, secondo quanto richiesto al par. 10.2 del D.M. 14/01/08.

4.3 MODELLAZIONE DELLA GEOMETRIA E DELLE PROPRIETÀ MECCANICHE

Sono stati pertanto realizzati 3 modelli ad elementi finiti, che riportiamo sommariamente nelle figure che seguono.

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Figura 1. Modello ad elementi finiti Corpo A1.

Figura 2. Modello ad elementi finiti Corpo A2

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Figura 3. Modello ad elementi finiti Corpo B

4.4 MODELLAZIONE DEI VINCOLI INTERNI ED ESTERNI

Per quanto concerne la modellazione dei vincoli esterni si rimanda alla relazione geotecnica. Le aste sono state modellate con vincoli interni, capaci di simulare il reale comportamento del nodo in opera. Ci si riferisce in particolar modo alle aste in legno e alle aste in carpenteria metallica. Si riportano di seguito alcune figure dalle quali è possibile evincere in modo diretto il vincolamento delle aste.

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Figura 4. Vincoli interni aste Corpo A2

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Figura 5. Vincoli interni aste Corpo B

4.5 MODELLAZIONE DELLE AZIONI

Le azioni sugli elementi strutturali sono state determinate attraverso l’introduzione di aree di solaio che ripartiscono i carichi tra le aste che delimitano i campi di solaio. Sono stati applicati anche carichi lineari sulle aste deputate a sopportare il peso dei tamponamenti e dei parapetti.

COMBINAZIONI E PERCORSI DI CARICO

Sia il corpo A2, sia il Corpo B prevedono la realizzazione di solai appesi (si pensi al caso del solaio della sala musica che è appeso alle capriate di copertura o alla graticcia della torre scenica), pertanto per i carichi relativi a queste situazioni sarà considerato anche l’azione sismica verticale in accordo con il par. 7.2.1 del D.M. 14/01/08.

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In questa sede riportiamo le condizioni di carico elementari e le combinazioni di carico adottate per il modello ad elementi finiti del corpo A2. CCE Comm. Mx My Mz Jpx Jpy Jpz Tipo CCE

1 permanenti strutturali 1.00 1.00 0.00 0.00 0.00 1.00 1 D.M. 08 Permanenti strutturali

2 permanenti non

strutturali

1.00 1.00 0.00 0.00 0.00 1.00 2 D.M. 08 Permanenti non strutturali

3 variabili cat.C 1.00 1.00 0.00 0.00 0.00 1.00 5 D.M. 08 Variabili Categoria C Ambienti suscettibili di

affollamento

4 variabili neve 1.00 1.00 0.00 0.00 0.00 1.00 11 D.M. 08 Variabili Neve (a quota <= 1000 m s.l.m.)

5 tamponamenti 1.00 1.00 0.00 0.00 0.00 1.00 2 D.M. 08 Permanenti non strutturali

6 Cat. H - Locali Macchine - 1.00 1.00 0.00 0.00 0.00 1.00 19 D.M. 08 Variabili Categoria H Coperture e Sottetti

7 permstrutt - SISMAZ - 1.00 1.00 1.00 0.00 0.00 1.00 1 D.M. 08 Permanenti strutturali

8 permnonstrutt - SISMA Z

-

1.00 1.00 1.00 0.00 0.00 1.00 2 D.M. 08 Permanenti non strutturali

9 Cat. C -SISMA Z - 1.00 1.00 1.00 0.00 0.00 1.00 5 D.M. 08 Variabili Categoria C Ambienti suscettibili di

affollamento

Figura 6. Condizioni di carico elementari Corpo A2

Nella tabella che segue riportiamo le combinazioni di carico considerate nel modello del corpo A2.

CC Comm. TCC 1 2 3 4 5 6 7 8 9 Mt ±S X ±S Y ±S Z

1 CC 1 - Amb. 1 (SLU S) S Mt+X+0.3Y+0.3Z SLV 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 1.00 0.30 0.30

2 CC 2 - Amb. 1 (SLE) S Mt+X+0.3Y+0.3Z SLD 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 1.00 0.30 0.30

3 CC 3 - Amb. 1 (SLE) S Mt+X+0.3Y+0.3Z SLO 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 1.00 0.30 0.30

4 CC 4 - Amb. 1 (SLU S) S Mt+X+0.3Y-0.3Z SLV 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 1.00 0.30 -0.30

5 CC 5 - Amb. 1 (SLE) S Mt+X+0.3Y-0.3Z SLD 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 1.00 0.30 -0.30

6 CC 6 - Amb. 1 (SLE) S Mt+X+0.3Y-0.3Z SLO 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 1.00 0.30 -0.30

7 CC 7 - Amb. 1 (SLU S) S Mt+X-0.3Y+0.3Z SLV 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 1.00 -0.30 0.30

8 CC 8 - Amb. 1 (SLE) S Mt+X-0.3Y+0.3Z SLD 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 1.00 -0.30 0.30

9 CC 9 - Amb. 1 (SLE) S Mt+X-0.3Y+0.3Z SLO 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 1.00 -0.30 0.30

10 CC 10 - Amb. 1 (SLU S) S Mt+X-0.3Y-0.3Z SLV 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 1.00 -0.30 -0.30

11 CC 11 - Amb. 1 (SLE) S Mt+X-0.3Y-0.3Z SLD 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 1.00 -0.30 -0.30

12 CC 12 - Amb. 1 (SLE) S Mt+X-0.3Y-0.3Z SLO 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 1.00 -0.30 -0.30

13 CC 13 - Amb. 1 (SLU S) S Mt+0.3X+Y+0.3Z SLV 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 0.30 1.00 0.30

14 CC 14 - Amb. 1 (SLE) S Mt+0.3X+Y+0.3Z SLD 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 0.30 1.00 0.30

15 CC 15 - Amb. 1 (SLE) S Mt+0.3X+Y+0.3Z SLO 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 0.30 1.00 0.30

16 CC 16 - Amb. 1 (SLU S) S Mt+0.3X+Y-0.3Z SLV 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 0.30 1.00 -0.30

17 CC 17 - Amb. 1 (SLE) S Mt+0.3X+Y-0.3Z SLD 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 0.30 1.00 -0.30

18 CC 18 - Amb. 1 (SLE) S Mt+0.3X+Y-0.3Z SLO 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 0.30 1.00 -0.30

19 CC 19 - Amb. 1 (SLU S) S Mt-0.3X+Y+0.3Z SLV 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 -0.30 1.00 0.30

20 CC 20 - Amb. 1 (SLE) S Mt-0.3X+Y+0.3Z SLD 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 -0.30 1.00 0.30

21 CC 21 - Amb. 1 (SLE) S Mt-0.3X+Y+0.3Z SLO 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 -0.30 1.00 0.30

22 CC 22 - Amb. 1 (SLU S) S Mt-0.3X+Y-0.3Z SLV 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 -0.30 1.00 -0.30

23 CC 23 - Amb. 1 (SLE) S Mt-0.3X+Y-0.3Z SLD 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 -0.30 1.00 -0.30

24 CC 24 - Amb. 1 (SLE) S Mt-0.3X+Y-0.3Z SLO 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 -0.30 1.00 -0.30

25 CC 25 - Amb. 1 (SLU S) S Mt+0.3X+0.3Y+Z SLV 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 0.30 0.30 1.00

26 CC 26 - Amb. 1 (SLE) S Mt+0.3X+0.3Y+Z SLD 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 0.30 0.30 1.00

27 CC 27 - Amb. 1 (SLE) S Mt+0.3X+0.3Y+Z SLO 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 0.30 0.30 1.00

28 CC 28 - Amb. 1 (SLU S) S Mt+0.3X-0.3Y+Z SLV 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 0.30 -0.30 1.00

29 CC 29 - Amb. 1 (SLE) S Mt+0.3X-0.3Y+Z SLD 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 0.30 -0.30 1.00

30 CC 30 - Amb. 1 (SLE) S Mt+0.3X-0.3Y+Z SLO 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 0.30 -0.30 1.00

31 CC 31 - Amb. 1 (SLU S) S Mt-0.3X+0.3Y+Z SLV 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 -0.30 0.30 1.00

32 CC 32 - Amb. 1 (SLE) S Mt-0.3X+0.3Y+Z SLD 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 -0.30 0.30 1.00

33 CC 33 - Amb. 1 (SLE) S Mt-0.3X+0.3Y+Z SLO 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 -0.30 0.30 1.00

___________________________________________________________


34 CC 34 - Amb. 1 (SLU S) S Mt-0.3X-0.3Y+Z SLV 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 -0.30 -0.30 1.00

35 CC 35 - Amb. 1 (SLE) S Mt-0.3X-0.3Y+Z SLD 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 -0.30 -0.30 1.00

36 CC 36 - Amb. 1 (SLE) S Mt-0.3X-0.3Y+Z SLO 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 1.00 -0.30 -0.30 1.00

37 CC 37 - Amb. 1 (SLU S) S -Mt+X+0.3Y+0.3Z SLV 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 1.00 0.30 0.30

38 CC 38 - Amb. 1 (SLE) S -Mt+X+0.3Y+0.3Z SLD 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 1.00 0.30 0.30

39 CC 39 - Amb. 1 (SLE) S -Mt+X+0.3Y+0.3Z SLO 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 1.00 0.30 0.30

40 CC 40 - Amb. 1 (SLU S) S -Mt+X+0.3Y-0.3Z SLV 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 1.00 0.30 -0.30

41 CC 41 - Amb. 1 (SLE) S -Mt+X+0.3Y-0.3Z SLD 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 1.00 0.30 -0.30

42 CC 42 - Amb. 1 (SLE) S -Mt+X+0.3Y-0.3Z SLO 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 1.00 0.30 -0.30

43 CC 43 - Amb. 1 (SLU S) S -Mt+X-0.3Y+0.3Z SLV 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 1.00 -0.30 0.30

44 CC 44 - Amb. 1 (SLE) S -Mt+X-0.3Y+0.3Z SLD 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 1.00 -0.30 0.30

45 CC 45 - Amb. 1 (SLE) S -Mt+X-0.3Y+0.3Z SLO 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 1.00 -0.30 0.30

46 CC 46 - Amb. 1 (SLU S) S -Mt+X-0.3Y-0.3Z SLV 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 1.00 -0.30 -0.30

47 CC 47 - Amb. 1 (SLE) S -Mt+X-0.3Y-0.3Z SLD 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 1.00 -0.30 -0.30

48 CC 48 - Amb. 1 (SLE) S -Mt+X-0.3Y-0.3Z SLO 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 1.00 -0.30 -0.30

49 CC 49 - Amb. 1 (SLU S) S -Mt+0.3X+Y+0.3Z SLV 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 0.30 1.00 0.30

50 CC 50 - Amb. 1 (SLE) S -Mt+0.3X+Y+0.3Z SLD 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 0.30 1.00 0.30

51 CC 51 - Amb. 1 (SLE) S -Mt+0.3X+Y+0.3Z SLO 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 0.30 1.00 0.30

52 CC 52 - Amb. 1 (SLU S) S -Mt+0.3X+Y-0.3Z SLV 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 0.30 1.00 -0.30

53 CC 53 - Amb. 1 (SLE) S -Mt+0.3X+Y-0.3Z SLD 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 0.30 1.00 -0.30

54 CC 54 - Amb. 1 (SLE) S -Mt+0.3X+Y-0.3Z SLO 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 0.30 1.00 -0.30

55 CC 55 - Amb. 1 (SLU S) S -Mt-0.3X+Y+0.3Z SLV 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 -0.30 1.00 0.30

56 CC 56 - Amb. 1 (SLE) S -Mt-0.3X+Y+0.3Z SLD 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 -0.30 1.00 0.30

57 CC 57 - Amb. 1 (SLE) S -Mt-0.3X+Y+0.3Z SLO 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 -0.30 1.00 0.30

58 CC 58 - Amb. 1 (SLU S) S -Mt-0.3X+Y-0.3Z SLV 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 -0.30 1.00 -0.30

59 CC 59 - Amb. 1 (SLE) S -Mt-0.3X+Y-0.3Z SLD 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 -0.30 1.00 -0.30

60 CC 60 - Amb. 1 (SLE) S -Mt-0.3X+Y-0.3Z SLO 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 -0.30 1.00 -0.30

61 CC 61 - Amb. 1 (SLU S) S -Mt+0.3X+0.3Y+Z SLV 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 0.30 0.30 1.00

62 CC 62 - Amb. 1 (SLE) S -Mt+0.3X+0.3Y+Z SLD 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 0.30 0.30 1.00

63 CC 63 - Amb. 1 (SLE) S -Mt+0.3X+0.3Y+Z SLO 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 0.30 0.30 1.00

64 CC 64 - Amb. 1 (SLU S) S -Mt+0.3X-0.3Y+Z SLV 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 0.30 -0.30 1.00

65 CC 65 - Amb. 1 (SLE) S -Mt+0.3X-0.3Y+Z SLD 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 0.30 -0.30 1.00

66 CC 66 - Amb. 1 (SLE) S -Mt+0.3X-0.3Y+Z SLO 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 0.30 -0.30 1.00

67 CC 67 - Amb. 1 (SLU S) S -Mt-0.3X+0.3Y+Z SLV 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 -0.30 0.30 1.00

68 CC 68 - Amb. 1 (SLE) S -Mt-0.3X+0.3Y+Z SLD 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 -0.30 0.30 1.00

69 CC 69 - Amb. 1 (SLE) S -Mt-0.3X+0.3Y+Z SLO 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 -0.30 0.30 1.00

70 CC 70 - Amb. 1 (SLU S) S -Mt-0.3X-0.3Y+Z SLV 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 -0.30 -0.30 1.00

71 CC 71 - Amb. 1 (SLE) S -Mt-0.3X-0.3Y+Z SLD 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 -0.30 -0.30 1.00

72 CC 72 - Amb. 1 (SLE) S -Mt-0.3X-0.3Y+Z SLO 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 -1.00 -0.30 -0.30 1.00

73 CC 73 - Amb. 2 (SLU) SLU 1.30 1.50 1.05 0.75 1.50 1.50 1.30 1.50 1.05 0.00 0.00 0.00 0.00

74 CC 74 - Amb. 2 (SLU) SLU 1.30 1.50 1.05 1.50 1.50 0.00 1.30 1.50 1.05 0.00 0.00 0.00 0.00

75 CC 75 - Amb. 2 (SLE R) SLE R 1.00 1.00 0.70 0.50 1.00 1.00 1.00 1.00 0.70 0.00 0.00 0.00 0.00

76 CC 76 - Amb. 2 (SLE R) SLE R 1.00 1.00 0.70 1.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.70 0.00 0.00 0.00 0.00

77 CC 77 - Amb. 2 (SLE F) SLE F 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 0.00 0.00 0.00 0.00

78 CC 78 - Amb. 2 (SLE F) SLE F 1.00 1.00 0.60 0.20 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 0.00 0.00 0.00 0.00

79 CC 79 - Amb. 2 (SLE Q) SLE Q 1.00 1.00 0.60 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.60 0.00 0.00 0.00 0.00

80 CC 80 - Amb. 2 (SLU) SLU 1.30 1.50 1.50 0.75 1.50 0.00 1.30 1.50 1.50 0.00 0.00 0.00 0.00

81 CC 81 - Amb. 2 (SLE R) SLE R 1.00 1.00 1.00 0.50 1.00 0.00 1.00 1.00 1.00 0.00 0.00 0.00 0.00

82 CC 82 - Amb. 2 (SLE F) SLE F 1.00 1.00 0.70 0.00 1.00 0.00 1.00 1.00 0.70 0.00 0.00 0.00 0.00

Figura 7. Combinazioni di carico modello Corpo A2

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5. PRINCIPALI RISULTATI

5.1 RISULTATI DELL’ANALISI MODALE

Per l’attivazione dell’85% delle masse sono stati considerati dei numeri di modi di vibrare differenti per ogni modello studiato, date le differenti caratteristiche di ognuno. In particolare sono stati considerati 80 modi di vibrare per il modello A2, 40 modi di vibrare per il modello B e 3 modi per il modello A1. A titolo di esempio viene riportata di seguito la deformata modale del 1° modo del Corpo A2, che attiva circa il 22% delle masse in dir. X ed il 28% delle masse in dir. Y.

Figura 8. Deformata modale 1° modo Corpo A2

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Nella tabella che segue riportiamo i risultati dell’analisi modale per il corpo A2 (con Φ si indica il coefficiente di partecipazione).

Modo C Per. Diff. x y z %Mx %My %Mz 1 * 0.33 5.63 419.50 -474.61 0.78 22.45 28.46 0.00 2 * 0.32 5.63 467.25 430.25 0.64 27.61 23.56 0.00 3 * 0.28 12.45 -375.12 -116.29 -0.56 18.15 2.65 0.00 4 * 0.19 17.81 -142.50 277.18 0.36 3.48 10.36 0.00 5 * 0.16 1.85 2.43 -1.05 -35.92 0.00 0.00 2.34 6 * 0.16 0.47 0.42 -1.12 -9.81 0.00 0.00 0.17 7 * 0.16 0.47 -43.24 160.12 0.33 0.23 4.12 0.00 8 * 0.14 6.35 3.91 -8.49 -0.16 0.00 0.01 0.00 9 * 0.14 6.35 5.07 -0.28 -58.30 0.00 0.00 6.17

10 * 0.13 0.50 1.45 1.56 -32.37 0.00 0.00 1.90 11 * 0.12 0.50 -1.39 2.10 32.69 0.00 0.00 1.94 12 * 0.12 2.81 -1.38 -1.28 107.35 0.00 0.00 20.91 13 * 0.12 2.88 -2.17 17.16 4.36 0.00 0.04 0.03 14 * 0.11 6.00 -10.63 0.35 -0.16 0.01 0.00 0.00 15 * 0.09 1.69 -0.44 0.68 32.74 0.00 0.00 1.94 16 * 0.09 1.69 29.41 -2.25 -126.25 0.11 0.00 28.92 17 * 0.09 1.35 -2.68 -29.38 4.51 0.00 0.11 0.04 18 * 0.09 1.35 -16.40 11.39 -9.97 0.03 0.02 0.18 19 * 0.09 3.04 0.67 -21.34 0.98 0.00 0.06 0.00 20 * 0.08 3.02 -8.63 -8.84 -16.87 0.01 0.01 0.52 21 * 0.08 0.84 -233.63 36.20 3.61 6.65 0.16 0.02 22 * 0.08 0.84 -208.52 3.83 -14.51 5.30 0.00 0.38 23 * 0.07 0.84 1.13 12.43 -0.68 0.00 0.02 0.00 24 * 0.07 0.84 35.34 -21.96 20.19 0.15 0.06 0.74 25 * 0.07 0.94 1.61 2.38 0.16 0.00 0.00 0.00 26 * 0.07 1.63 18.97 -14.34 11.95 0.04 0.03 0.26 27 * 0.07 2.57 45.42 284.80 1.65 0.25 10.89 0.00 28 * 0.07 1.69 -0.87 -15.06 -0.05 0.00 0.03 0.00 29 * 0.07 0.36 2.47 -0.30 1.14 0.00 0.00 0.00 30 * 0.07 0.36 8.64 54.11 0.26 0.01 0.36 0.00 31 * 0.07 0.06 8.69 -1.32 50.08 0.01 0.00 4.55 32 * 0.07 0.06 1.42 8.19 0.13 0.00 0.01 0.00 33 * 0.06 0.48 -4.31 -20.12 -0.82 0.00 0.05 0.00 34 * 0.06 0.40 -5.20 -43.36 11.27 0.00 0.23 0.23 35 * 0.06 0.40 8.92 43.64 15.78 0.01 0.23 0.45 36 * 0.06 0.36 -3.61 -4.99 -1.13 0.00 0.00 0.00 37 * 0.06 0.36 0.06 1.08 -16.77 0.00 0.00 0.51 38 * 0.06 0.63 1.12 -6.06 -0.18 0.00 0.00 0.00 39 * 0.06 0.63 -1.94 -10.55 -0.27 0.00 0.01 0.00 40 * 0.06 0.02 -0.51 -0.15 -0.11 0.00 0.00 0.00 41 * 0.06 0.02 9.52 2.91 -0.19 0.01 0.00 0.00 42 * 0.06 0.99 -2.20 -1.98 -0.68 0.00 0.00 0.00 43 * 0.06 0.90 -4.22 -1.90 11.21 0.00 0.00 0.23 44 * 0.06 0.90 -0.84 3.61 1.10 0.00 0.00 0.00 45 * 0.06 0.15 -4.33 -3.85 56.00 0.00 0.00 5.69 46 * 0.06 0.13 2.94 3.96 -7.17 0.00 0.00 0.09 47 * 0.06 0.13 -2.60 4.22 1.08 0.00 0.00 0.00 48 * 0.06 0.49 -3.43 -1.07 3.43 0.00 0.00 0.02 49 * 0.05 0.49 2.83 -23.62 -0.06 0.00 0.07 0.00 50 * 0.05 2.38 -3.00 1.93 -5.32 0.00 0.00 0.05 51 * 0.05 0.24 -12.89 -8.87 0.48 0.02 0.01 0.00 52 * 0.05 0.08 -8.49 -6.39 0.65 0.01 0.00 0.00 53 * 0.05 0.08 -0.21 -0.22 -0.15 0.00 0.00 0.00 54 * 0.05 0.67 -0.79 2.62 -17.35 0.00 0.00 0.55 55 * 0.05 0.07 1.75 -15.20 -7.10 0.00 0.03 0.09 56 * 0.05 0.07 -1.89 1.38 -36.13 0.00 0.00 2.37 57 * 0.05 2.24 9.41 -164.89 -0.36 0.01 3.31 0.00 58 * 0.05 2.02 -6.46 9.11 -6.62 0.01 0.01 0.08 59 * 0.05 0.78 7.60 -1.90 -31.03 0.01 0.00 1.75 60 * 0.05 0.78 9.81 -4.20 0.64 0.01 0.00 0.00 61 * 0.05 1.71 -44.10 40.70 -1.07 0.24 0.20 0.00 62 * 0.04 1.21 2.91 -13.11 3.08 0.00 0.02 0.02 63 * 0.04 0.73 4.03 -3.74 20.66 0.00 0.00 0.77 64 * 0.04 0.73 -0.03 2.24 1.60 0.00 0.00 0.00 65 * 0.04 0.15 8.18 3.10 2.43 0.01 0.00 0.01 66 * 0.04 0.15 -7.40 3.89 -1.13 0.01 0.00 0.00

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67 * 0.04 0.91 -7.50 0.98 -19.36 0.01 0.00 0.68 68 * 0.04 0.38 17.75 -15.98 0.53 0.04 0.03 0.00 69 * 0.04 0.38 110.29 -39.87 4.77 1.48 0.19 0.04 70 * 0.04 0.56 22.13 11.63 3.66 0.06 0.02 0.02 71 * 0.04 0.56 -58.92 25.86 9.01 0.42 0.08 0.15 72 * 0.04 0.24 -7.84 51.60 15.07 0.01 0.32 0.41 73 * 0.04 0.24 -68.42 -93.03 7.86 0.57 1.05 0.11 74 * 0.04 3.18 -21.86 -5.39 1.22 0.06 0.00 0.00 75 * 0.04 0.60 2.76 2.50 -3.37 0.00 0.00 0.02 76 * 0.04 0.20 -0.35 -1.27 1.69 0.00 0.00 0.01 77 * 0.04 0.20 -0.94 -4.45 0.09 0.00 0.00 0.00 78 * 0.04 0.45 4.97 -11.70 14.48 0.00 0.02 0.38 79 * 0.04 0.37 14.38 -4.06 -6.45 0.03 0.00 0.08 80 * 0.04 0.37 -2.52 -10.93 -1.04 0.00 0.01 0.00

Tot.cons. 87.54 86.88 85.86

Figura 9. Risultati analisi modale Corpo A2

5.2 DEFORMATE E SOLLECITAZIONI PER CONDIZIONI DI CARICO

Nel presente paragrafo riportiamo le deformate di alcuni elementi strutturali nelle condizioni di carico N.3 e N.9, relative ai carichi variabili di Categoria C “Ambienti suscettibili di affollamento”, del modello di calcolo del corpo A2, come tipologiche.

Figura 10. Deformata condizione di carico N. 3 del Corpo A2

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Figura 11. Deformata condizione di carico N. 9 del Corpo A2

Per quanto concerne la deformata nella Condizione N.9 si è riportato solo il

solaio della sala musica, che risulta appeso alle capriate di copertura.

Figura 12. Momento flettente combinazione di carico N. 73 (SLU) al Secondo Ordine del Corpo A2

5.3 INVILUPPO DELLE SOLLECITAZIONI MAGGIORMENTE SIGNIFICATIVE

Di seguito riportiamo il diagramma della sforzo normale nell’asta N. 1 del Corpo A2, in combinazione N. 73, perché nei paragrafi successivi i valori riportati saranno validati da un calcolo semplificato “a mano”.

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Figura 13. Sforzo normale combinazione di carico N. 73 (asta N. 1)

5.4 REAZIONI VINCOLARI

Nei corpi A2 e B, le reazioni vincolari sono relative ai vincoli che simulano la presenza dei pali di fondazione. Questo argomento viene ampiamente trattato nella relazione geotecnica, per cui si rimanda a questo elaborato.

Per quanto riguarda il Corpo A1, queste presenta una fondazione su travi rovesce e quindi le reazioni vincolari sono da intendersi strettamente correlate con la pressioni sul terreno.

6. GIUDIZIO MOTIVATO DI ACCETTABILITA’ DEI RISULTATI

In questo paragrafo procediamo al calcolo dello sforzo normale nell’asta N. 1 in combinazione N. 73 (S.L.U. con carichi Cat. C carico principale e altri variabili carichi accessori).

Per la colonna in esame si stima un’area di influenza pari a 10.00m2. Il carico distribuito allo S.L.U., per la combinazione di carico descritta, può

essere valutato ai vari livelli come segue: - Impalcato 1 (tip. 1): 2.80×1.30 + 5.30×1.50 + 4.00×1.50 = 17.59N/m2 - Impalcati 2-5 (tip. 2): 2.80×1.30 + 5.30×1.50 + 4.00×1.50 = 17.59N/m2 - Impalcato 6 (tip. 4): 2.80×1.30 + 2.90×1.50 + 2.00×1.50 = 10.99N/m2 - Impalcato 7 (tip. 7): 2.80×1.30 + 2.00×1.50 + 1.20×0.75 = 7.54N/m2 Pertanto lo sforzo normale sarà pari a 10.00×(17.59×5+10.99+7.54) = 1065

kN. Il peso del pilastro fattorizzato vale 1.30×25×1.00×0.40×20.00 = 260kN, per cui lo sforzo normale vale 1065+260 = 1325kN. Tale valore risulta molto prossimo a quello riportato in Figura 13, che risulta essere pari a 1257 kN.

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7. VERIFICHE AGLI STATI LIMITE ULTIMI

7.1 VERIFICHE DEGLI ELEMENTI STRUTTURALI

Si rileva che per le travi in legno di solaio le verifiche sono state redatte con appositi fogli elettronici compilati dal progettista, in quanto nel modello ad elementi la lunghezza di calcolo delle aste è pari alla distanza fra l’asse del pilastro e l’asse della trave e tale situazione risulta eccessivamente cautelativa; inoltre in alcuni casi relativi alle travi della sala musica e alla travi di piano del 3° ordine, la travi in legno sono state rese collaboranti con la caldana di calcestruzzo di estradosso con connettori appositamente dimensionati; anche per queste travi sono stati redatti dei fogli elettronici.

Si desidera rilevare che gli elementi strutturali che devono soddisfare i requisiti di resistenza al fuoco di 120 minuti sono stati progettati come segue:

- Elementi in cemento armato: i requisiti di resistenza al fuoco sono stati ottenuti utilizzando idonei copriferri in accordo con il metodo tabellare contenuto nel D.M. 16/02/2007.

- Elementi in carpenteria metallica: i requisiti di resistenza al fuoco sono stati ottenuti applicando dei sistemi protettivi quali controsoffitti in cartongesso;

- Elementi in legno: alcune travi in legno sono state dotate di controsoffitti protettivi, come ad esempio quelle in corrispondenza dei palchi e della sala musica; i pilastri circolari in legno che si affacciano sulla sala saranno rivestiti da materiale intumescente; le travi direttamente esposte al fuoco, quali quelle della copertura, sono state calcolate con sezione ridotta nella combinazione di carico eccezionale di cui al p.to 2.5.3 del D.M. 14/01/08, in accordo con il metodo della sezione efficace contenuto nell’Eurocodice 5. A tal proposito sia per il corpo A2 sia per il corpo B sono state realizzati dei modelli di calcolo dedicati solo allo studio delle reticolari di copertura, sia per le verifiche allo S.L.U., sia per le verifiche nelle combinazioni eccezionali per la valutazione della resistenza al fuoco. Si riportano di seguito le immagini dei modelli ad elementi finiti realizzati.

Figura 14. Modello reticolari di copertura corpo A2, con aste con sezioni ridotte per verifiche R120

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Figura 15. Modello reticolari di copertura corpo B, con aste con sezioni ridotte per verifiche R120

Per quanto concerne la reticolare di copertura del Corpo B si desidera rilevare

che questa è stata dimensionata per sopportare anche il peso della graticcia. Si desidera rilevare che nel modello di calcolo di riferimento si è scelto di

ipotizzare una soluzione in cui i carichi verticali della graticcia vengono portati dalla capriate di copertura; la struttura però è stata progettata anche per l’ipotesi in cui i carichi della graticcia vengono portati in fondazione da colonne in carpenteria metallica, mentre i carichi sismici di piano si riversano sui sistemi sismo-resistenti. Dal momento che la soluzione della graticcia sarà oggetto di valutazione da parte dei concorrenti, si è deciso di studiare una struttura capace di rendere possibili entrambi i sistemi.

8. VERIFICHE AGLI STATI LIMITE DI ESERCIZIO

8.1 VERIFICA DEGLI SPOSTAMENTI DI INTERPIANO

In accordo con quanto prescritto al par. 7.3.7.2 abbiamo verificato che gli spostamenti relativi di interpiano, allo Stato Limite di Danno, fossero contenuti entro il limite del 5‰ dell’altezza di interpiano in quanto siamo in presenza di “tamponamenti collegati rigidamente alla struttura che interferiscono con la deformabilità della stessa”. Riportiamo nella figura che segue i risultati forniti dal programma di calcolo, che evidenziano il soddisfacimento delle verifiche.

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Figura 16. Spostamenti relativi di interpiano.

8.2 VERIFICHE DI DEFORMABILITÀ

Le verifiche di deformabilità più significative sono quelle relative alle travi di solaio in legno. Dal momento che tali elementi strutturali sono stati verificati con fogli elettronici redatti dal progettista, in questi sono riportate anche le verifiche a deformabilità.

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Relazione di Calcolo Strutturale - 2 – Progetto di ricostruzione Teatro A. Galli pag. 1/4 ________________________________________________________________________________________


-2-

PER IL PROGETTO DI RICOSTRUZIONE DEL TEATRO A. GALLI

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RELAZIONE DI CALCOLO – 2 -

– PROGETTO DI RICOSTRUZIONE DEL TEATRO A. GALLI -

INDICE

PREMESSA ................................................................................................................. 3 1 ELENCO DEI MATERIALI IMPIEGATI E LORO MODALITà DI POSA IN OPERA ........................................................................................................................ 3

1.1 CALCESTRUZZI ............................................................................................... 3 1.1.1 Fondazioni: paratia, pali e travi di fondazioni .................................................. 3 1.1.2 Fondazioni platea ............................................................................................. 3 1.1.3 Solette controterra ............................................................................................ 3 1.1.4 Pilatri , travi e solai .......................................................................................... 4

1.2 ACCIAIO PER BARRE DI ARMATURA ................................................................. 4 1.3 ACCIAIO PER CARPENTERIA PESANTE .............................................................. 4

2 VALORI DI CALCOLO ..................................................................................... 4

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PREMESSA

La presente relazione è tesa ad illustrare le caratteristiche dei materiali ad uso strutturale del progetto per la ricostruzione del Teatro A. Galli, nel Comune di Rimini.

1 ELENCO DEI MATERIALI IMPIEGATI E LORO MODALITÀ DI POSA IN OPERA

Di seguito riportiamo una descrizione delle caratteristiche principali dei materiali da impiegarsi nel presente progetto.

1.1 CALCESTRUZZI

Per ogni tipologia strutturale in progetto saranno definite le caratteristiche dei calcestruzzi da adoperarsi in accordo con D.M. 14/01/08 per quanto riguarda le resistenze richieste ai fini del soddisfacimento delle verifiche statiche, in accordo con la norma UNI 11104 per quanto riguarda le prestazioni di durabilità, in accordo con Eurocodice 2 per quanto riguarda la dimensione del copriferro nominale. Il copriferro nominale è inteso come la distanza tra la superficie del getto e la superficie esterna dell’armatura.

1.1.1 Fondazioni: paratia, pali e travi di fondazioni

Classe di Esposizione XC2 Resistenza caratteristica minima C25/30 Dosaggio cemento 300kg/m3 Rapporto a/c 0.60 Copriferro nominale Vedi elaborato Dimensione aggregato ≤ 32mm Classe di consistenza S4-S5

1.1.2 Fondazioni platea

Classe di Esposizione XC2 Resistenza caratteristica minima C25/30 Dosaggio cemento 300kg/m3 Rapporto a/c 0.60 Copriferro nominale Vedi elaborato Dimensione aggregato ≤ 32mm Classe di consistenza S4-S5

Nb. Cemento LH a basso sviluppo di calore con UNI-EN 197/1-2006 1.1.3 Solette controterra

Classe di Esposizione XC2 Resistenza caratteristica minima C25/30 Dosaggio cemento 300kg/m3 Rapporto a/c 0.60 Copriferro nominale 30mm

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Dimensione aggregato ≤ 16mm Classe di consistenza S4/S5

1.1.4 Pilatri , travi e solai

Classe di Esposizione XC1 Resistenza caratteristica minima C28/35 Dosaggio cemento 300kg/m3 Rapporto a/c 0.60 Copriferro nominale Vedi elaborati Dimensione aggregato ≤ 20mm Classe di consistenza S4/S5

1.2 ACCIAIO PER BARRE DI ARMATURA

L’acciaio delle barre di armatura del cemento armato dovrà essere del tipo B450C, in accordo con quanto prescritto al par. 11.3.2.1 del D.M. 14/01/08. Si riportano di seguito le principali caratteristiche. Tipologia B450C fyk (tensione caratteristica di snervamento) ≥ 450 N/mm2

(frattile 5%)

ftk (tensione caratteristica di rottura) ≥ 540 N/mm2 (frattile 5%)

(ft/ fy)k ≥ 1.15; ≤ 1.35 (frattile 10%) (ft/ fy nom)k ≤ 1.25 (frattile 10%) (Agt)k (allungamento) ≥ 7.50 (frattile 10%) I (coeff. protezione sismica) 1.00

1.3 ACCIAIO PER CARPENTERIA PESANTE

L’acciaio per la carpenteria pesante se non indicato specificatamente negli elaborati dovrà essere del tipo S275, in base alla norma UNI EN 10025-2. Si riportano di seguito le principali caratteristiche riportate al par. 11.3.4.1 del D.M. 14/01/08 Tipologia S275 fyk (t ≤ 40mm) 275 N/mm2

ftk (t ≤ 40mm) 430 N/mm2

fyk (40mm < t ≤ 80mm) 255 N/mm2

ftk (40mm < t ≤ 80mm) 410 N/mm2

E (Modulo Elastico) 210000 N/mm2 (coeff. Poisson) 0.30

2 VALORI DI CALCOLO

I valori di calcolo utilizzati per le analisi strutturali per i singoli materiali impiegati sono stati individuati seguendo le indicazioni riportate nel D.M. 14/08/2008, in base alle tipologie di materiale e di verifica

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Relazione di Calcolo Strutturale - 3 – Progetto di Ricostruzione del Teatro A. Galli- pag. 1/36 ________________________________________________________________________________________


- 3 -

PER IL PROGETTO DI RICOSTRUZIONE DEL TEATRO A.GALLI

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RELAZIONE DI CALCOLO – 3 - – PROGETTO DI RICOSTRUZIONE DEL TEATRO A.GALLI -

INDICE

PREMESSA ................................................................................................................. 4 1. INTRODUZIONE ............................................................................................... 4 2. RELAZIONE GEOTECNICA ............................................................................. 4 3. DIAFRAMMI ...................................................................................................... 5

3.1 APPROCCI DI CALCOLO DEI DIAFRAMMI ALLO S.L.U. ....................................... 5 3.2 APPROCCI DI CALCOLO DEI DIAFRAMMI ALLO S.L.V. ....................................... 6

3.2.1 Individuazione dell'input sismico ................................................................... 6 3.3 MODELLI DI CALCOLO DEI DIAFRAMMI ........................................................... 7 3.4 VERIFICHE DI RESISTENZA DEI DIAFRAMMI ................................................... 15 3.4 VERIFICHE ALLO S.L.E. DEI DIAFRAMMI ........................................................ 16

4 PALI DI FONDAZIONE ................................................................................... 17 4.1 APPROCCI DI CALCOLO DEI PALI ALLO S.L.U. ................................................. 17 4.2 APPROCCI DI CALCOLO DEI PALI ALLO S.L.V. ................................................. 17 4.2 MODELLAZIONE NUMERICA DEI PALI ............................................................ 18 4.3 VERIFICHE DEI PALI DI FONDAZIONE DEL CORPO A2 ..................................... 24 4.4 VERIFICHE DEI PALI DI FONDAZIONE DEL CORPO B ....................................... 30

5 PLATEE DI FONDAZIONE ............................................................................. 34 5.1 PLATEA DI FONDAZIONE CORPO A2 .............................................................. 34 5.2 PLATEA DI FONDAZIONE CORPO B ................................................................. 35

INDICE delle FIGURE Figura 1. Fase 1 esecuzione diaframmi ....................................................................... 7 Figura 2. Fase 2 esecuzione diaframmi ....................................................................... 8 Figura 3. Fase 3 esecuzione diaframmi ....................................................................... 8 Figura 4. Fase 4 esecuzione diaframmi ....................................................................... 9 Figura 5. Fase 5 esecuzione diaframmi ....................................................................... 9 Figura 6. Fase 6 esecuzione diaframmi ..................................................................... 10 Figura 7. Fase 7 esecuzione diaframmi ..................................................................... 10 Figura 8. Fase 8 esecuzione diaframmi (sisma) ........................................................ 11 Figura 9. Fase 9 esecuzione diaframmi (cond. esercizio) ......................................... 11 Figura 10. Spostamenti S.L.U. (Comb. 1) .................................................................. 12 Figura 11. Momenti S.L.U. (Comb. 1) ....................................................................... 12 Figura 12. Momenti S.L.U. (Comb. 1) ....................................................................... 13 Figura 13. Spostamenti S.L.U. (Comb. 2) .................................................................. 13 Figura 14. Momenti S.L.U. (Comb. 2) ....................................................................... 14 Figura 15. Momenti S.L.U. (Comb. 2) ....................................................................... 14 Figura 16. Verifica sezione diaframma M(-) ............................................................. 15

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Figura 17. Verifica sezione diaframma M(+) ............................................................ 16 Figura 18. Verifica sezione diaframma a taglio ........................................................ 16 Figura 19. Calcolo rigidezza trasversale palo Φ80, l = 24m .................................... 19 Figura 20. Calcolo rigidezza trasversale palo Φ60, l = 12m .................................... 20 Figura 21. Calcolo rigidezza trasversale palo Φ100, l = 16.50m ............................. 21 Figura 22. Calcolo rigidezza verticale a compressine palo Φ80, l = 24.00m ........... 21 Figura 23. Calcolo rigidezza verticale a compressione palo Φ60, l = 12.00m ......... 22 Figura 24. Calcolo rigidezza verticale a compressione palo Φ100, l = 16.50m ....... 22 Figura 25. Calcolo rigidezza verticale a trazione palo Φ60, l = 12.00m .................. 23 Figura 26. Calcolo rigidezza verticale a trazione palo Φ100, l = 16.50m ................ 23 Figura 27. Diagramma momento flettente palo Φ80. ................................................ 26 Figura 28. Diagramma taglio palo Φ80. ................................................................... 27 Figura 29. Verifica a momento flettente palo Φ80. ................................................... 27 Figura 30. Verifica a taglio palo Φ80. ....................................................................... 28 Figura 31. Diagramma momento flettente palo Φ60. ................................................ 28 Figura 32. Diagramma taglio palo Φ60. ................................................................... 29 Figura 33. Verifica a momento flettente palo Φ60. ................................................... 29 Figura 34. Verifica a taglio palo Φ60. ....................................................................... 30 Figura 27. Diagramma momento flettente palo Φ100. .............................................. 32 Figura 27. Diagramma taglio palo Φ100. ................................................................. 33 Figura 33. Verifica a momento flettente palo Φ100. ................................................. 33 Figura 33. Verifica a taglio palo Φ100. ..................................................................... 34 Figura 39. Pressioni sul terreno, Corpo A2, Analisi 2. ............................................. 35 Figura 40. Pressioni sul terreno, Corpo B, Analisi 2. ............................................... 36

INDICE delle TABELLE Tabella 1. Reazioni vincolari massime nei pali, Corpo A2, Analisi 1 ....................... 25 Tabella 2. Reazioni verticali palo Φ80, Analisi 2 ..................................................... 25 Tabella 3. Reazioni vincolari massime nei pali, Corpo A2, Analisi 1 ....................... 30 Tabella 4. Reazioni verticali palo Φ100, Analisi 2 ................................................... 31

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PREMESSA

La presente relazione è tesa ad illustrare le ipotesi di calcolo, la valutazione delle sollecitazioni e le verifiche delle opere geotecniche e di fondazione relative al progetto di ricostruzione del Teatro A. Galli, nel Comune di Rimini.

1. INTRODUZIONE

Il progetto di ricostruzione del Teatro A.Galli di Rimini prevede la realizzazione 3 distinti corpi di fabbrica, come già descritto nel Documento di Sintesi, che di seguito riportiamo:

- Corpo di Fabbrica A1: zona centrale della porzione di edificio adibita all’uso pubblico;

- Corpo di Fabbrica A2: zona perimetrale della porzione di edificio adibita all’uso pubblico;

- Corpo di Fabbrica B: torre scenica, palco e vani tecnici. Si desidera evidenziare che i corpi di fabbrica di cui è costituito l’edificio

presentano differenti tipologie fondazionali come descritto di seguito: - Corpo di Fabbrica A1: fondazioni superficiali costituita da plinti,

collegati con cordoli orditi nelle due direzioni principali; - Corpo di Fabbrica A2: fondazioni di tipo profondo costituite da pali

trivellati gettati in opera che si attestano ad una quota molto prossima al piano campagna;

- Corpo di Fabbrica B: presenta due vani interrati, per cui le fondazioni saranno di tipo profondo costituite da pali trivellati gettati in opera che si attestano ad una profondità di circa 9.00m dal piano campagna; a sostegno del fronte di scavo saranno realizzati dei diaframmi in conglomerato cementizio armato, contrastati dai solai che saranno realizzati con tecnologia top-down.

Pertanto le opere geotecniche che saranno analizzate nella presente relazione sono:

a) Diaframmi a sostegno del fronte di scavo; b) Opere di contrasto ai diaframmi, da collocare a quota dei solai dei vani

interrati in prossimità della zone in cui sono previste delle aperture; c) Pali di fondazione attestati in profondità, i quali devono anche sopportare

gli sforzi di trazione indotti dalla sottospinta idraulica; d) Pali di fondazione attestati in prossimità del piano campagna; e) Platea di fondazione del Corpo A2; f) Platea di fondazione del Corpo B; g) Travi fondazione del Corpo A1.

2. RELAZIONE GEOTECNICA

I parametri geotecnici caratteristici considerati nelle analisi sono riportati nella relazione geologica, elaborato B – GEO.01.

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3. DIAFRAMMI

Il piano campagna dell’intorno dell’edificio presenta quote variabili con variazioni massime dell’ordine dei 70cm, mentre la quota dei solai interrati è ovunque la medesima, pertanto si registrano diversi valori dell’altezza dello sbancamento, che può variare tra i 9.15m e 8.50m.

Le analisi riportate di seguito saranno riferite alla situazione più gravosa con fronte di scavo pari a 9.15m. Tale situazione si verifica nell’angolo tra Via Poletti e P.zza Malatesta.

Il calcolo dei diaframmi è stato effettuato con l’ausilio del software “Paratie” prodotto dalla ditta Harpaceas di Milano.

I modelli sono stati realizzati considerando le fasi realizzative dei diaframmi, dei sistemi di contrasto e degli scavi, nonché dell’abbattimento della falda conseguente. Il software acquisisce quali dati di input (soprattutto in relazione allo stato tensionale del terreno e agli spostamenti orizzontali) i dati di output della fase precedente. Alla luce di queste considerazioni, dato che i terreni sono in prevalenza di natura argillosa, per la fase di realizzazione dei vani interrati sarà considerato un comportamento non drenato (o di breve termine), così pure per le azioni sismiche, mentre sarà considerato un comportamento drenato (o di lungo termine) per la situazione di esercizio.

I diaframmi presentano uno spessore di 80cm e si attestano nelle ghiaie profonde, per cui l’altezza dei diaframmi è pari circa a 26m.

Occorre rilevare che nelle immediate vicinanze dell’area di scavo non sono presenti manufatti che potrebbero essere affetti da criticità nel caso di spostamenti eccessivi della testa dei diaframmi, fatta eccezione per alcune murature dell’impianto originario del Teatro A. Galli, che però verranno sotto fondate con pali che si appoggiano sul banco di ghiaia posto in profondità. Tra l’altro questa condizione fa sì che il peso di queste murature non aggravi la spinta del terreno sui diaframmi che verranno realizzati in quella zona.

Per quanto attiene le verifiche di sifonamento e di sollevamento del fondo scavo si rimanda alla relazione geologica allegata.

3.1 APPROCCI DI CALCOLO DEI DIAFRAMMI ALLO S.L.U.

La verifica dei diaframmi sarà effettuata in accordo con il par. 6.5.3.1.2 del D.M. 14/01/08 che prevede di considerare due differenti combinazioni:

- Combinazione 1: (A1+M1+R1) - Combinazione 2: (A2+M2+R1) In accordo con la tabella 6.5.I del D.M. 14/01/08, il coefficiente R1 può essere

posto pari ad uno. Per quanto riguarda la Combinazione 1 si può rilevare che risulta complesso

applicare dei coefficienti moltiplicativi alle azioni dovute alla spinta del terreno e alla spinta dell’acqua, in quanto agiscono sia a favore di sicurezza sia a sfavore di sicurezza. In accordo con quanto riportato al par. C6.5.3.1.2 della Circ. 617/09 “i coefficienti parziali amplificativi delle azioni possono essere applicati direttamente alle sollecitazioni”.

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I coefficienti A2 sono posti pari ad uno in accordo con quanto prescritto alla tabella 6.2.I del D.M. 14/01/08.

In accordo con la tabella 6.2.II, i coefficienti M1 sono posti pari ad uno, mentre il coefficiente M2 varia al variare del parametro di resistenza meccanica considerato.

Nelle analisi allo S.L.U. si assume un approfondimento della falda dal piano campagna di 2.00m.

3.2 APPROCCI DI CALCOLO DEI DIAFRAMMI ALLO S.L.V.

Le verifiche nei confronti delle azioni sismiche dei diaframmi viene effettuata in accordo con quanto richiesto al par. C7.11.6.3 della Circ. 617/09 ed in particolar modo seguendo l' Approccio 1, che prevede per l'analisi allo Stato Limite Ultimo dovuto al raggiungimento della resistenza del terreno la Combinazione 2 (A2+M2+R1), mentre prevede per l'analisi allo Stato Limite Ultimo dovuto al raggiungimento della resistenza degli elementi strutturali la Combinazione 1 (A1+M1+R1), con i coefficienti A1 posti pari ad uno.

Per quanto concerne le combinazioni di carico sismico, occorre anche precisare quanto segue in merito al livello della falda: appare assai improbabile che l'evento sismico di riferimento per lo S.L.V. si verifichi in corrispondenza del massimo livello di falda; pertanto il livello di riferimento della falda sarà considerato ad una profondità di 2.50m dal piano campagna (tale livello è molto prossimo a quello rilevato in fase di campagna di indagine).

3.2.1 Individuazione dell'input sismico In accordo con quanto prescritto al par. 7.11.6.1, la azioni indotte dal sisma

saranno calcolate con metodi pseudo-statici, in particolare, nel caso in esame, sarà utilizzato il Metodo di Wood. Tale metodo risulta indicato quando si è in presenza di diaframmi che sviluppano spostamenti contenuti a seguito della spinta aggiuntiva dovuta al sisma e pertanto, dato che il diaframma in oggetto risulta vincolato in prossimità dei solai e della platea anche in fase di esercizio, tale ipotesi risulta plausibile.

In accordo con quanto prescritto al par. 7.11.6.3.1 del D.M. 14/01/08 ci si pone nelle seguenti ipotesi:

la componente verticale dell'accelerazione equivalente (av) è posta uguale a zero;

gli effetti inerziali sulle masse che costituiscono la paratia vengono trascurati. Procediamo preliminarmente a definire l'accelerazione equivalente orizzontale

in accordo con il par. 7.11.6.3.1 del D.M. 14/01/08.

ah = α×β×S×ag

Dove S=1,381, ag=0,212g. Per quanto concerne la valutazione dei parametri α e β, questi vengono

individuati secondo le indicazioni riportate nelle figure 7.11.2 e 7.11.3 del D.M. 14/01/08, considerando un terreno di categoria C, un diaframma di altezza pari a 24m e uno spostamento us pari a 0.02m. Per cui si ottiene:

α = 0,60

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β = 0,60 ah = 0,60×0,60×1,381×0,212g = 0,105g

La spinta orizzontale dovuta all'azione sismica può essere valutata, a favore di sicurezza, ipotizzando il terreno completamente saturo con peso γSAT. = 2,00kN/m2, pari a:

Δσh = 2,0×9,15×0,105 = 1,92kN/m2

3.3 MODELLI DI CALCOLO DEI DIAFRAMMI

Sono stati realizzati 2 differenti modelli del diaframma in corrispondenza del sondaggio S3 e della prova penetro metrica statica CptU3, dove massimo è il fronte di scavo, per le due differenti combinazioni richieste dalla normativa. Le fasi sono le medesime, mentre nei due modelli sono variate le caratteristiche meccaniche dei terreni, secondo i valori riportati al capitolo 2.

In questa sede riportiamo gli schemi grafici più significativi.

Figura 1. Fase 1 esecuzione diaframmi

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Figura 8. Fase 8 esecuzione diaframmi (sisma)

Figura 9. Fase 9 esecuzione diaframmi (cond. esercizio)

Riportiamo di seguito le sollecitazioni e gli spostamenti registrati nelle due

combinazioni di carico considerate.

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Figura 10. Spostamenti S.L.U. (Comb. 1)

Figura 11. Momenti S.L.U. (Comb. 1)

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Figura 12. Tagli S.L.U. (Comb. 1)

Figura 13. Spostamenti S.L.U. (Comb. 2)

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I valori di calcolo delle sollecitazioni nelle 2 combinazioni risultano quindi

essere i seguenti, sotto l’ipotesi che le azioni dovute alla spinta del terreno siano di tipo permanente e quindi il rispettivo coefficiente moltiplicativo sia pari ad 1.30.

Dapprima analizziamo i momenti flettenti massimi che inducono tensioni di trazioni nel lato di valle del diaframma, momenti di segno positivo.

M1,d,down = 1624KN*m/m × 1.30 = 2111,20KN*m/m M2,d,down = 2234,50KN*m/m

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Successivamente analizziamo i momenti flettenti massimi che inducono tensioni di trazioni nel lato di monte del diaframma, momenti di segno negativo.

M1,d,up = 990,76KN*m/m × 1.30 = 1288KN*m/m M2,d, up = 1708,5KN*m/m

Per quanto riguarda le azioni taglianti si registrano i seguenti valori massimi:

V1,d = 721,55KN/m × 1.30 = 938,02KN/m V2,d = 948,55KN/m

Le condizioni più gravose si registrano quindi in Combinazione 2.

3.4 VERIFICHE DI RESISTENZA DEI DIAFRAMMI

Riportiamo di seguito le verifiche delle sezioni in cemento armato. Per quanto riguarda la verifica a flessione, questa verrà condotta, a favore di sicurezza, in assenza di sforzo normale, con l’ausilio del software realizzato dal Prof. Gelfi, VcaSlu, disponibile freeware su internet; per le verifiche a taglio è stato utilizzato un foglio elettronico appositamente redatto dal sottoscritto che recepisce le indicazioni riportate nel D.M. 14/01/08, anche in questo caso verrà trascurato lo sforzo normale.

Figura 16. Verifica sezione diaframma M(-)

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Figura 17. Verifica sezione diaframma M(+)

Figura 18. Verifica sezione diaframma a taglio

3.4 VERIFICHE ALLO S.L.E. DEI DIAFRAMMI

Per quanto concerne le verifiche allo S.L.E. si può affermare quanto segue, in relazione alle prestazioni richieste al par. 6.5.3.2. del D.M. 14/01/08:

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- i massimi spostamenti orizzontali dei diaframmi si registrano in strati profondi di terreno, dove non sono presenti strutture di elevazione;

- l’aliquota maggiore degli spostamenti orizzontali si registra nelle fasi provvisionali, pertanto quando successivamente alla realizzazione della platea e delle strutture in elevazione, gli spostamenti differenziali indotti sono molto ridotti;

- gli spostamenti verticali sono da ritenersi trascurabili in quanto il diaframma si appoggia sul banco di ghiaie, che presenta valori di rigidezza molto elevati;

- gli spostamenti orizzontali della testa del diaframma sono molto contenuti e quindi sono da escludersi, comunque, incompatibilità con la sicurezza e la funzionalità dei manufatti adiacenti.

4 PALI DI FONDAZIONE

Le risultanze delle indagini geologiche hanno mostrato che ampi strati superficiali del terreno presentano scarse caratteristiche meccaniche, quindi è risultato impossibile, date le azioni indotte dalla sovrastruttura, realizzare una fondazione di tipo superficiale, anche laddove, come nel caso del Corpo A2, non sono previsti vani interrati.

I pali saranno del tipo trivellati, gettati in opera. I pali sono stati inseriti nel modello ad elementi finiti della struttura in

elevazioni come vincoli, dotati di una rigidezza sia in direzione verticale, sia nelle due direzioni orizzontali. In questo modo è stato possibile valutare le azioni indotte dalla sovrastruttura alle strutture di fondazione.

4.1 APPROCCI DI CALCOLO DEI PALI ALLO S.L.U.

La verifica dei pali sarà effettuata in accordo con il par. 6.4.3.1 del D.M. 14/01/08. Per quanto attiene le verifiche allo S.L.U. sia di tipo geotecnico, che di tipo strutturale, sarà adottato l’ Approccio 2, che prevede una unica combinazione (A1+M1+R3).

I coefficienti A1 sono stati dedotti dalla tabella 6.2.I del D.M. 14/01/08 e di fatto coincidono con le combinazioni allo S.L.U. già implementate nel modello di calcolo della struttura in elevazione.

I coefficienti parziali γR da applicare alla resistenza caratteristica per determinare la resistenza di calcolo sono stati dedotti dalla tabella 6.4.II del D.M. 14/01/08.

In accordo con la tabella 6.2.II, i coefficienti M1 sono posti pari ad uno. Si rileva infine che nelle analisi allo S.L.U. si è proceduto alle verifiche nei

riguardi dei carichi assiali di compressione e di trazione, mentre le verifiche nei riguardi dei carichi trasversali sono state condotte considerando le condizioni allo S.L.V. come descritto dei seguito.

4.2 APPROCCI DI CALCOLO DEI PALI ALLO S.L.V.

Le verifiche nei confronti delle azioni sismiche dei pali viene effettuata in accordo con quanto richiesto al par. 7.11.5.3.2 del D.M. 14/01/08.

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Analogamente a quanto già descritto nel caso di verifiche allo S.L.U., verrà seguito l’Approccio 2 (A1+M1+R3), anche se in queste caso le azioni saranno amplificate di un coefficiente pari ad 1.10, secondo quanto richiesto al par. 7.2.5 del D.M. 14/01/08.

La caratterizzazione geotecnica degli strati di terreno, condotta in accordo con quanto richiesto ai par. 7.11.2 e 7.11.5.2 del D.M. 14/01/08, ha evidenziato quanto segue:

- non sono presenti strati di terreno suscettibili di liquefazione; - data la stratigrafia di riferimento, che non presenta elevati contrasti di

rigidezza al contatto fra strati contigui di terreno, date le caratteristiche del sottosuolo che risulta di tipo C, quindi migliore del tipo D, sono stati assunti trascurabili le sollecitazioni dovuti all’interazione cinematica.

4.2 MODELLAZIONE NUMERICA DEI PALI

Al fine di determinare le rigidezze dei vincoli che simulano la presenza dei pali nel modello ad elementi finiti della struttura di elevazione si è proceduto come descritto di seguito.

Le stratigrafie di riferimento per il calcolo dei pali sono riportate nella relazione geologica al par. 7.2. e contestualmente sono riportati anche i valori dei parametri geotecnici degli strati di terreno.

La modellazione numerica dei pali compete essenzialmente alla valutazione delle rigidezze alla traslazione sia in direzione orizzontale che verticale della testa dei pali, in quanto i pali sono stati inputati nel modello ad elementi finti della sovrastruttura come vincoli elastici di assegnata rigidezza.

Tale scelta ha da un lato permesso di poter implementare l’analisi modale per la valutazione delle azioni sismiche, dall’altro però ha richiesto una procedura iterativa per l’assegnazione del valore della rigidezza in quanto, questa è funzione della sollecitazione indotta dalla sovrastruttura.

4.2.1 Valutazione della rigidezza alla traslazione orizzontale Per quanto concerne la rigidezza alla traslazione orizzontale si è proceduto

dapprima a determinare la curva taglio – spostamento della sezione sommitale dei pali. Per individuare questa curva abbiamo utilizzato il programma “Paratie” prodotto dalla ditta Harpaceas di Milano. Per ogni valore del taglio è stata individuata anche una rigidezza tangente. Riportiamo di seguito i risultati.

Al fine di individuare il valore della rigidezza da assegnare, dato che le curve sono fortemente non-lineari è stata implementata una procedura iterativa, di seguito descritta:

1. Le reazioni vincolari sono state dedotte considerando i vincoli perfetti e quindi a spostamenti orizzontali impediti;

2. Note le reazioni vincolari, attraverso le curve riportate in Figura 19, Figura 20 e Figura 21, sono stati ricavati i valori delle rigidezze tangenti;

3. I vincoli che simulano il comportamento del palo sono stati aggiornati con i valori di rigidezza individuati al precedente step;

4. La procedura è stata arrestata quando le rigidezze tangenti individuate in uno step differivano poco da quelle individuate nello step precedente.

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La procedura così descritta presume che l’attrito tra platea di fondazione e terreno sia nullo, dato che tutto il tagliante sismico si riversa sulla testa dei pali. Questa condizione risulta a favore di sicurezza per la valutazione delle sollecitazioni lungo il fusto dei pali, ma pare troppo gravosa per la valutazione degli spostamenti di piano, pertanto per la valutazione di quest’ultimi si è operato considerando gli spostamenti orizzontali della testa dei pali impediti.

Inoltre porsi nella condizione che tutta la rigidezza alla traslazione orizzontale alla base dell’edificio sia da attribuirsi ai soli pali di fondazione, potrebbe creare una sorta di “filtro” per quanto concerne la azioni sismiche indotte sulla sovrastruttura, poiché questa assume un comportamento analogo a quello di un edificio isolato alla base, in cui la sovrastruttura trasla quasi rigidamente in caso di azioni orizzontali. Pertanto anche il calcolo e la verifica degli elementi della struttura in elevazione sarà condotto nell’ipotesi di spostamenti orizzontali impediti.

Figura 19. Calcolo rigidezza trasversale palo Φ80, l = 24m

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R d K(KN) (mm) (KN/m)

0 0 0.00

20 0.9178 18615.91

40 2.1487 14271.95

60 3.7205 11130.59

80 5.7424 8301.17

100 8.5391 6074.78

120 12.327 4749.52

140 16.961 3952.18

160 22.448 3351.21

180 28.897 2760.33

200 36.939 1957.99

250 64.648 1451.78

300 105.82 969.07

350 167.84 689.56

400 250.84 602.41

PALO Ø 60 – L = 17m -

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0 50 100 150 200 250 300

taglio - spostamento

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0 5000 10000 15000 20000

taglio - rigidezza

Figura 20. Calcolo rigidezza trasversale palo Φ60, l = 17m

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Figura 21. Calcolo rigidezza trasversale palo Φ100, l = 16.50m

4.2.2 Valutazione della rigidezza alla traslazione verticale La valutazione della rigidezza alla traslazione verticale ha comportato

problematiche differenti a quanto riscontrato per la valutazione della rigidezza alla traslazione orizzontale. Innanzitutto riportiamo le curve sforzo assiale di compressione – cedimento per i pali in esame, con la valutazione della rigidezza alla traslazione verticale tangente.

Figura 22. Calcolo rigidezza verticale a compressine palo Φ80, l = 24.00m

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R d K

(KN) (mm) (KN/m)

0 0 0.00

50 0.83 60606.06

100 1.65 60483.87

200 3.31 60422.96

300 4.96 60606.06

400 6.61 60422.96

500 8.27 60514.37

PALO Ø 60 – L = 17m -

0

100

200

300

400

500

600

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9

carico - spostamento

Figura 23. Calcolo rigidezza verticale a compressione palo Φ60, l = 12.00m

Figura 24. Calcolo rigidezza verticale a compressione palo Φ100, l = 16.50m

I grafici mostrano che la rigidezza alla traslazione verticale sia pressochè

costante e non dipenda dalla forzante. Si rileva però che, assegnando tali valori di rigidezza ai vincoli elastici che

simulano il comportamento dei pali nel modello di calcolo della sovrastruttura, alcuni pali risultino, per alcune combinazioni di carico di tipo sismico soggette a sforzi di trazione molto elevati e di fatto non realistici, perché presumono che l’edificio si sollevi.

Tale situazione si motiva sostanzialmente perché i vincoli presentano una uguale rigidezza sia nel caso in cui siano sottoposti a trazione sia nel caso in cui siano sottoposti a compressione. In realtà tale modellazione non è conforme al comportamento in opera del palo di fondazione in quanto è evidente che nel caso di sforzo di trazione il contributo della punta debba essere trascurato. Queste risultanze non appaiono decisive per i pali di diametro pari a 60cm, mentre assumono rilevanza

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per i pali di diametro 80cm e 100cm, dal momento che questi pali si appoggiano sulle ghiaie profonde. Per la valutazione della rigidezza allo sfilamento del palo abbiamo utilizzato i medesimi modelli dei pali visti in precedenza nei quali è stato trascurato il contributo della punta.

Riportiamo di seguito i risultati.

Figura 25. Calcolo rigidezza verticale a trazione palo Φ60, l = 12.00m

Figura 26. Calcolo rigidezza verticale a trazione palo Φ100, l = 16.50m

I grafici mostrano chiaramente che nel caso di azione assiale di trazione la

rigidezza risulta pari a circa 1/3 della rigidezza per azione assiale di compressione.

4.2.3 Analisi comparative di riferimento Per una valutazione corretta delle azioni indotte sui pali di fondazione dalla

sovrastruttura sono state effettuate delle analisi comparative, descritte di seguito: ANALISI 0: Pali modellati come vincoli perfetti con traslazioni verticali e

orizzontali impedite e soletta di fondazione “appesa” ai pali;

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ANALISI 1: Pali modellati come vincoli elastici con traslazioni verticali impedite e rigidezza alla traslazione orizzontale calcolata iterativamente e soletta di fondazione “appesa” ai pali;

ANALISI 2: Pali modellati come vincoli elastici con rigidezza alla traslazione verticale pari alla rigidezza per sforzi assiali di compressione e soletta di fondazione su suolo alla Winkler (per cui con spostamenti orizzontali impediti);

ANALISI 3: Pali modellati come vincoli elastici con rigidezza alla traslazione verticale pari alla rigidezza per sforzi assiali di trazione e soletta di fondazione su suolo alla Winkler (per cui con spostamenti orizzontali impediti);

Le analisi hanno mostrato che, come era lecito attendersi, riducendo la rigidezza dei pali, si riducono anche le azioni agenti in testa ai pali sia di trazione che di compressione e contestualmente aumentano le pressioni sul terreno indotte dalla platea di fondazione.

Per cui alla fine si è deciso di utilizzare le analisi descritte come segue: - ANALISI 0: sono stati considerati i risultati dell’Analisi 0 per la valutazione

delle sollecitazioni negli elementi della sovrastruttura e per le relative verifiche. - ANALISI 1: sono stati considerati i risultati dell’Analisi 1 per la valutazione

della portanza dei pali a compressione, perché ritenuta a favore di sicurezza, (si rileva ad esempio che allo S.L.U., nel quale massime sono le azioni di compressione, nessun palo è ovviamente in trazione); con l’Analisi 1 sono state valutate anche le azioni taglianti in testa ai pali nelle condizioni sismiche.

- ANALISI 2: i risultati dell’Analisi 1, sebbene a favore di sicurezza, portavano a sovrastimare le trazioni nei pali nelle combinazioni sismiche, per cui al fine si è deciso di verificare sia i pali a trazione che le pressioni sul terreno indotte dalla soletta di base considerando i risultati dell’Analisi 2.

- ANALISI 3: l’analisi 3 non è stata considerata perché assegnare a tutti i pali una rigidezza ridotta non sarebbe stato congruente con la situazione reale, in quanto i pali che risultano sottoposti ad una azione di trazione, nelle varie combinazioni sismiche, sono in numero molto ridotto rispetto al totale.

Le verifiche di resistenza delle solette di fondazione sono state effettuate sulla base dei risultati desunti dall’Analisi 1 e dall’Analisi 2.

4.3 VERIFICHE DEI PALI DI FONDAZIONE DEL CORPO A2

Il Corpo di fabbrica A2, presenta le seguenti tipologie di pali: - palo Φ80, di lunghezza pari a 24.00m; - palo Φ60, di lunghezza pari a 14.00m; - palo Φ60, di lunghezza pari a 17.00m; L’esigenza di differenziare i pali di diametro Φ60, si è riscontrata perché in

alcuni casi la verifica a carichi assiali di compressione non era soddisfatta per lunghezze dei pali di 14.00. Per la valutazione della rigidezza trasversale si è utilizzato un unico valore per i pali di diametro Φ60.

Il procedimento iterativo per la valutazione della rigidezza trasversale dei pali ha condotto ai seguenti risultati:

- pali Φ80: 5000 kN/m - pali Φ60: 4000 kN/m

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Di seguito riportiamo i valori massimi delle 3 componenti delle reazioni vincolari dei vincoli che simulano la presenza dei pali, individuati risolvendo il modello ad elementi finiti della sovrastruttura con l’Analisi 1.

PALO Ø80

Rx Ry Rz

<kN> nodo comb. <kN> nodo comb. <kN> nodo comb

.

212,17 123 1 175,07 -368 49 5482,50 -288 1

PALO Ø60

Rx Ry Rz

<kN> nodo comb. <kN> nodo comb. <kN> nodo comb.

150,24 100 1 131,73 51 13 696,07 18 74

Tabella 1. Reazioni vincolari massime nei pali, Corpo A2, Analisi 1

4.3.1 Verifiche ai carichi assiali di compressione Il calcolo della portanza dei pali sottoposti a carichi assiali di compressione

sono riportate in un tabulato allegato alla presente relazione. Si desidera solo rilevare che nel caso del palo Φ60, il massimo valore di

compressione si registra per una combinazione allo S.L.U., per cui non deve essere amplificato; mentre per il palo Φ80, il valore di progetto deve essere amplificato di un coefficiente pari ad 1.10, per cui deve essere aggiornato al valore 603020KN.

4.3.2 Verifiche ai carichi assiali di trazione Come già anticipato al par. 4.2 gli sforzi di trazione saranno valutati con

l’Analisi 2. Si rileva che i pali Φ80, come è possibile evincere dal tabulato di calcolo presentano una portanza laterale pari a 124168kg. Tale valore è stato dedotto per l’approccio 2, ipotizzando un azione assiale di compressione e quindi utilizzando un coefficiente γRD pari a 1.15. Nel caso di sforzo di sfilamento il coefficiente γRD è pari a 1.25, per cui la resistenza a sfilamento viene aggiornata al seguente valore 114235kg.

Dall’Analisi 2 si registrano i seguenti valori massimi di compressione e trazione.

Rz, max Rz, min

<kg> <kg>

310319 -83914,1 NODO -609 -212

COMB. 49 1

Tabella 2. Reazioni verticali palo Φ80, Analisi 2 I valori riportati in tabella sono stati dedotti dal modello ad elementi ad finiti

secondo le combinazioni delle azioni di tipo A1. Tali valori, siccome sono derivanti da combinazioni allo S.L.V., devono essere amplificati di un fattore 1.10. Per cui al fine lo sforzo di trazione di progetto vale: 84t×1.10 = 92.4t, che risulta inferiore alla resistenza, la quale tra l’altro andrebbe incrementata del peso del palo.

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4.3.3 Verifiche ai carichi trasversali Le massime sollecitazioni taglianti si registrano in combinazioni sismiche per

cui devono essere amplificate di un coefficiente pari ad 1.10. I valori aggiornati sono quindi pari a:

Vd,(Φ80) = 233.45kN Vd,(Φ60) = 165.30kN

Il calcolo delle sollecitazioni è stato condotto con il software “Paratie”, prodotto dalla Harpaceas. Riportiamo di seguito i diagrammi del momento flettente e del taglio e le relative verifiche.

Figura 27. Diagramma momento flettente palo Φ80.

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Figura 28. Diagramma taglio palo Φ80.

Figura 29. Verifica a momento flettente palo Φ80.

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Figura 30. Verifica a taglio palo Φ80.


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4.4 VERIFICHE DEI PALI DI FONDAZIONE DEL CORPO B

Il Corpo di fabbrica B, presenta le seguenti tipologie di pali: - palo Φ100, di lunghezza pari a 16.50m; Per la valutazione del tagliante in testa ai pali si è fatta la seguente assunzione,

a favore di sicurezza, in quanto risulta complesso valutare le azioni indotte dalla sovrastruttura: nell’ambito dell’Analisi 1, i dettagli della quale sono già stati descritti in precedenza, i nodi in corrispondenza della paratia sono stati modellati con vincoli che impediscono la traslazione verticale, mentre lasciano completamente libere le traslazioni orizzontali.

Il procedimento iterativo per la valutazione della rigidezza trasversale dei pali ha condotto ai seguenti risultati:

- pali Φ100: 2500 kN/m

Di seguito riportiamo i valori massimi delle 3 componenti delle reazioni vincolari dei vincoli che simulano la presenza dei pali, individuati risolvendo il modello ad elementi finiti della sovrastruttura con l’Analisi 1.

PALO Ø100

Rx Ry Rz

<kN> nodo comb. <kN> nodo comb

. <kN> nodo

comb.

304,40 -72 13 249,59 -75 19 5267,07 -954 25 Tabella 3. Reazioni vincolari massime nei pali, Corpo A2, Analisi 1

4.4.1 Verifiche ai carichi assiali di compressione Il calcolo della portanza dei pali sottoposti a carichi assiali di compressione

sono riportate in un tabulato allegato alla presente relazione.

4.4.2 Verifiche ai carichi assiali di trazione

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La porzione di fabbricato denominata “B” presenta una platea di fondazione attestata ad un profondità massima di 9.15m dal piano campagna.

I carichi assiali di trazione nei pali sono dovuti a due fenomeni tra loro distinti: - sottospinta idraulica; - reazioni vincolari alle sollecitazioni sismiche. Il massimo innalzamento della falda è stato valutato ad una profondità di

1.50m dal piano campagna, per cui ci troviamo in presenza di un battente idraulico di 7.65m, al quale corrisponde una sottospinta idraulica caratteristica di 7650kg/m2. Dal momento che la sottospinta idraulica viene assoggettata ad un carico permanente il valore di riferimento della sottospinta idraulica vale:

qH20= 7650×1.30 = 9945kg/m2 Il peso della soletta di fondazione, del magrone e del pavimento industrial vale: qFond.= 2500×1.50 + 2400×0.30 = 4470kg/m2 Dal momento che il peso della fondazione è a favore di sicurezza non verrà

fattorizzato. Il peso di un pilastro e di un palo sono pari a: Qpil.= 2500×0.60×0.40×9.00 = 5400kg Qpalo= 2500×0.52×π×16.50 = 32398kg/m2 Anche in questo caso i carichi non saranno fattorizzati, perché a favore di

sicurezza. Per quanto riguarda il contributo dei solai in elevazione verranno trascurati

tutti i carichi variabili ed inoltre non verranno considerati i carichi del solaio adibito a palcoscenico. Per cui i carichi permanenti dei solai risultano pari:

qsolai= (435×490)×2 = 1850kg/m2 Il palo che si trova nella situazione più critica, per quanto concerne la

sottospinta idraulica, è quello posizionato sotto al pilastro N.12, per il quale viene stimato un’area di influenza di 24.40m2.

Per cui al fine lo sforzo di trazione risultante, dovuto alla sottospinta idraulica vale nel palo Φ100 risulta essere pari a:

Ftraz. = (9945-4470-1850)×24.40 – 5400 – 32398 = 50652kg Anche in questo caso è stata condotta l’Analisi 2, per la valutazione delle

azioni assiali di trazione nei pali, dovuti alle azioni sismiche. Si rileva che le reazioni vincolari sono state ricavate in assenza di sottospinta idraulica applicata all’intradosso della platea.

Rz, max Rz, min

<kg> <kg>

149659 38564 NODO 50 -75

COMB. 25 19

Tabella 4. Reazioni verticali palo Φ100, Analisi 2 L’Analisi 2 ha messo in mostra che in questo caso tutti i pali sono sottoposti ad

azioni assiali di compressione. Si rileva che i pali Φ100, come è possibile evincere dal tabulato di calcolo

presentano una portanza laterale pari a 112516kg. Tale valore è stato dedotto per

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l’approccio 2, ipotizzando un azione assiale di compressione e quindi utilizzando un coefficiente γRD pari a 1.15. Nel caso di sforzo di sfilamento il coefficiente γRD è pari a 1.25, per cui la resistenza a sfilamento viene aggiornata al seguente valore 103514kg.

4.4.3 Verifiche ai carichi trasversali Le massime sollecitazioni taglianti si registrano in combinazioni sismiche per

cui devono essere amplificate di un coefficiente pari ad 1.10. I valori aggiornati sono quindi pari a:

Vd,(Φ100) = 334.84kN Il calcolo delle sollecitazioni è stato condotto con il software “Paratie”,

prodotto dalla Harpaceas. Riportiamo di seguito i diagrammi del momento flettente e del taglio e le relative verifiche.


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5 PLATEE DI FONDAZIONE

Sia nel corpo A2 sia nel corpo B sono previste delle platee di fondazione per collegare al testa dei pali. Le platee di fondazione, come già descritto in precedenza sono state modellate sia come semplici lastre, sia come lastre su suolo alla Winkler.

5.1 PLATEA DI FONDAZIONE CORPO A2

Nel caso del corpo A2, questo elemento strutturale ha la funzione di distribuire i taglianti sismici tra i vari pali in modo uniforme, di riportare le azioni normali dei pilastri che sono eccentrici rispetto ai pali sulla testa dei pali. La platea di fondazione del corpo A2, si attesta ad un quota di circa 1m al di sotto del piano campagna, per cui i valori dei parametri geotecnici di riferimento sono assunti come di seguito:

kW,(A2) = 1.00kg/cm3 σt,(A2) = 0.60÷0.80kg/cm3

Secondo quanto già affermato precedentemente le pressioni sul terreno sono state valutate con l’Analisi 2. Le massime pressioni del terreno sono state pari 1.08kg/cm2,al nodo -638, in combinazione 49. Tale situazione si verifica in porzioni di terreno molto limitate, come si evince dalla figura che riportiamo di seguito.

Le pressioni nella quasi totalità della superficie si attesta attorno a valori pari 0.6÷0.7 kg/cm2, conformi con quelli ammissibili del terreno in esame.

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Figura 39. Pressioni sul terreno, Corpo A2, Analisi 2.

Per le verifiche degli elementi strutturali si rimanda ai tabulati allegati alla

presente relazione.

5.2 PLATEA DI FONDAZIONE CORPO B

La platea di fondazione del corpo B, si attesta ad un quota di circa 9.15m al di sotto del piano campagna, per cui i valori dei parametri geotecnici di riferimento sono assunti come di seguito descritto:

kW,(B) = 1.00kg/cm3 σt,(b) = 0.60÷0.80kg/cm3

I valori di riferimento, assunti nel modello di calcolo adottato per lo studio della sovrastruttura, dei parametri geotecnici non variano rispetto a quanto riportato per la platea del corpo A2, in quanto, in base alle risultanze delle indagini geognostiche non si registrano terreno con caratteristiche meccaniche sensibilmente differenti a profondità più elevate.

Secondo quanto già affermato precedentemente le pressioni sul terreno sono state valutate con l’Analisi 25. Le massime pressioni del terreno sono state pari 0.46kg/cm2,al nodo -834, in combinazione 25. Tale situazione viene riportata nella figura che riportiamo di seguito.

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Figura 40. Pressioni sul terreno, Corpo B, Analisi 2.

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STRUTTURALE -4-


DEL TEATRO A. GALLI

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RELAZIONE DI CALCOLO STRUTTURALE -4- – PROGETTO DI RICOSTRUZIONE DEL TEATRO A.GALLI -

INDICE

PREMESSA ................................................................................................................. 3 1. TOP-DOWN ........................................................................................................ 3 1.1 VERIFICA AGGANCI SOLAI NELLE FASI PROVVISIONALI ...................................... 3 1.2 VERIFICA AGGANCI PLATEA NELLE FASI PROVVISIONALI ................................... 4 2. VERIFICA CONTRO-PARETE IN ADIACENZA AI DIAFRAMMI .............. 4 3. VERIFICA DEI PARAMENTI ESTERNI .......................................................... 5 4. VERIFICA NODI NON CONFINATI ................................................................ 7 5. DIMENSIONE DEI GIUNTI SISMICI ............................................................ 11 5.1 CALCOLO SPOSTAMENTI EDIFICIO ADIBITO A FOYER ...................................... 11 5.2 CALCOLO SPOSTAMENTI CORPO A2 ................................................................ 11 5.3 CALCOLO SPOSTAMENTI CORPO B .................................................................. 13 5.4 CALCOLO SPOSTAMENTI CORPO A1 ................................................................ 13 5.5 VALUTAZIONE DELLA DIMENSIONE DEI GIUNTI SISMICI .................................. 14 6. ANALISI INTEGRATIVE SUI PALI .............................................................. 15 6.1 RIGIDEZZA TRASVERSALE DEI PALI .................................................................. 15 6.2 ANALISI PER LA DETERMINAZIONE DELLE AZIONI NEI PALI .............................. 17 6.3 VERIFICHE DEI PALI ......................................................................................... 24

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PREMESSA

La presente relazione intende integrare le ipotesi di calcolo e le verifiche degli elementi strutturali relative al progetto di ricostruzione del Teatro Amintore Galli.

1. TOP-DOWN

1.1 VERIFICA AGGANCI SOLAI NELLE FASI PROVVISIONALI

Nel corso delle fasi provvisionali della realizzazione dei vani interrati, i solai dei piano interrati a quota +1.00 e a quota -2.17 saranno sostenuti nella porzione centrale dell’area di intervento dai pilastri prefabbricati innestati in testa ai pali di fondazione, mentre lungo il perimetro saranno collegati al diaframma in c.a. con ancoraggi in resina epossidica.

Si rileva che in fase di esercizio i carichi aggiuntivi che graveranno sui solai saranno sopportati dalla contro-parete in c.a. di spessore pari a 15cm, realizzata a operazioni di scavo completate in adiacenza ai diaframmi.

Per quanto concerne i carichi agenti sui solai interrati nelle fasi provvisionali si può stimare un carico permanente pari al peso del solaio e un carico accidentale di 300 Kg/m2. Le verifiche saranno condotte solo allo S.L.U., per cui il carico di progetto risulta pari a Qd = 4.35×1.30 + 3.00×1.50 = 10.155KN/m2.

Si possono distinguere 2 casi: - Solaio ordito ortogonalmente alla paratia e quindi direttamente agganciato; - Solaio ordito parallelamente alla paratia, che scarica su di una trave,

agganciata direttamente alla paratia. Nella prima situazione, individuando come luce massima di solaio quella in

prossimità del lato verso il foyer, che risulta pari a 4.50m, il taglio di progetto vale: v,d = 10.155×4.50/2 = 22.85KN/m Se vengono inserite 2 barre Φ16 ogni 40cm, su ogni barra agisce un taglio

pari a (22.85×0.40/1.00)/2 = 4.57KN/m. Se si utilizzano barre ancorate con resina epossidica tipo FIS EM, prodotta dalla Fischer, o similari, il carico a taglio raccomandato è pari a 26.3KN, per un calcestruzzo C20/25 ed una profondità di inghisaggio pari a 25cm.

Nella seconda situazione occorre valutare il taglio nella sezione di estremità della trave che si ancora alla paratia. La situazione più sfavorevole è relativa alla travi 90x32 che si ancorano alla paratia su lato di Via Poletti e sul lato di P.zza Malatesta. Queste presentano una luce di 2.50 e campi di solaio di circa 6m, per cui il taglio di progetto sarà pari a:

V,d = (10.155×6) ×2.50/2 = 76.17KN Si dispongono (5+5) barre Φ16, per cui il taglio agente in ogni barra vale

7.617KN. Per cui dato che le modalità di ancoraggio saranno le medesime viste in precedenza, la verifica si ritiene soddisfatta.

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1.2 VERIFICA AGGANCI PLATEA NELLE FASI PROVVISIONALI

Per quanto attiene la platea si può rilevare che il calcolo del taglio agente in fase provvisionale sia dovuto eventualmente soltanto ai carichi permanenti relativi ai solai, dato che il livello della falda sarà mantenuto al di sotto del piano di posa della platea.

In fase di esercizio, quando sarà agente anche la sottospinta idraulica, eventuali azioni di sollevamento saranno assorbite dalla controparete in c.a., che funzionerà da vero e proprio puntone a contrasto con il cordolo di testa della paratia.

Si deve a rigore rilevare che le azioni verticali indotte dai pilastri di elevazione vengono di fatto assorbite dai pali di fondazione, che sono già presenti nel corso delle fasi provvisionali, rendendo di fatto la platea scarica. Pertanto per la valutazione del taglio agente si opererà ipotizzando che il collegamento paratia-platea debba sopportare un taglio pari alla somma del peso proprio della platea e del carico di due campi di solaio dei vani interrati, per cui al fine vale:

v,d = (10.155×2)×4.50/2 + (25×1.5)×1.30×4.50/2 = 155.385KN/m Si ipotizza di utilizzare barre Φ16 disposte su 4 livelli con passo di 40cm, per

cui il taglio sollecitante di ogni barra vale (155.385/4)×0.40/1.00=15.54KN.

2. VERIFICA CONTRO-PARETE IN ADIACENZA AI DIAFRAMMI

La contro-parete in adiacenza ai diaframmi assolve a tre compiti fondamentali:

- Contenere la spinta idraulica a tergo delle paratie; - Sostenere il carico gravitazionale indotto dai solai in fase di esercizio; - Trasferire la azione di sollevamento indotta dalla sottospinta idraulica

sulla platea al cordolo di testa delle paratie. Per quanto concerne il primo effetto, questo induce una azione di tipo

flettente sulla parete. Per valutare l’azione flettente si farà riferimento alla situazione più critica e

cioè del secondo vano interrato dove la parete presenta una luce di inflessione pari a 3.00m. Se ipotizziamo il livello della falda, nella situazione più sfavorevole e quindi ad una profondità di 1.50m dal piano campagna (ad una quota altimetrica di 0.00, rispetto al riferimento di P.zza Cavour), la spinta idrostatica vale all’estradosso della platea (quota altimetrica -5.64m) 5640kg/m2, mentre vale all’intradosso del secondo solaio interrato (quota altimetrica -2.64m) 2640kg/m2. Se ipotizziamo uno schema statico di trave su due appoggi e, a favore di sicurezza, un carico medio uniformemente distribuito pari (5640+2640)/2 = 4140kg/m2, le sollecitazioni di progetto agenti sulla contro-parete in c.a. valgono:

M,d = 4140×1.30×3.002/8 = 6055kgm/m V,d = 4140×1.30×3.00/2 = 8073kg/m Riportiamo di seguito la verifica.

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Figura 1. Verifica a momento flettente contro-parete.

Figura 2. Verifica a taglio contro-parete.

3. VERIFICA DEI PARAMENTI ESTERNI

I paramenti esterni sono costituiti generalmente da una parete interna in blocchi alveolari in laterizio, da uno strato isolante e da una parete esterna realizzata

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a faccia a vista con mattoni realizzati a mano. Un pacchetto murario siffatto presenta le seguenti modalità di collasso in caso di sisma:

- Espulsione delle murature; - Ribaltamento; Per quanto concerne la prima modalità di collasso, in accordo con quanto

riportato al par. 7.3.6.3, non si procederà ad alcuna verifica in quanto il progetto prevede sia per la parete esterna a faccia a vista sia per la parete interna in blocchi alveolari “l’inserimento di elementi di armatura orizzontale nei letti di malta, a distanza non superiore a 500mm”. L’armatura orizzontale sarà realizzata con barre Φ5. Nel caso della parete interna, inclusa nei telai in c.a,. l’armatura orizzontale nei letti di malta sarà ancorata ai setti e ai pilastri in c.a. attraverso ancoraggi con resina epossidica. Nel caso della parete esterna, questa viene a trovarsi sostanzialmente separata dai telai in c.a. per la presenza dello strato isolante, per cui la connessione tra l’armatura orizzontale e i pilastri e i setti in c.a. diviene più complessa. Infatti è stato previsto di inserire dei profili UPN160, nella spessore dello strato isolante, ad un interasse opportuno, che saranno collegati alle strutture in c.a. con ancoraggi con resina epossidica, mentre saranno collegati all’armatura orizzontale attraverso giunti saldati. I profili UPN160 dovranno quindi essere capaci di trasferire l’azione sismica orizzontale, che indurrebbe i paramenti esterni a espellere porzioni di muratura, alle struttura in c.a.. L’azione sismica viene valutata secondo quanto riportato al par. 7.2.3, con riferimento ad un concio ci muratura largo 1m, che si eleva da quota +23.50 a quota +30.00, rispetto al piano di fondazione, allo S.L.V., come segue:

Fa = Sa×Wa/qa Dove: Wa = 750kg/m2 H = 30m Z = (30+23.50)/2 = 26.75m qa = 2.0 (Tabella 7.2.I)

T1 = Ta (assunzione a favore di sicurezza) S = 1.381 α = 0.2166 Sa = 0.2166×1.381×[3*(1+26.75/30)/2 – 0.50] = 0.699 Per cui al fine avremo: Fa = 0.699×750/2 = 262.13kg/m Se ipotizziamo di posizionare i profili UPN160 ad un interasse di 1.50m,

avremo che il singolo profilo sarà soggetto ad un momento flettente pari a: M,d = (263*1.50) ×6.502/8 = 2083kg*m V,d = (263*1.50) ×6.50/2 = 1282kg*m Per quanto concerne le verifiche possiamo trascurare le verifica a stabilità

perché il profilo risulta torsionalmente vincolato ogni circa 50cm e di inoltre non verrà effettuata alcuna verifica allo S.L.E.. Pertanto procederemo alle sole verifiche di resistenza in accordo con quanto prescritto al par. 4.2.4.1.2 del D.M. 14/01/08, rilevando che il profilo UPN160, può essere considerato di Classe 1.

Mc,Rd = 116*2350/1.05 = 2596.19kg*m -> verifica soddisfatta Vc,Rd = 13.34*2350/1.05/√3 = 17237kg -> verifica soddisfatta Nel caso in cui vengano utilizzato profili UPN120, questi saranno posti ad un

interasse di 0.90m. Riportiamo la verifica.

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M,d = (263*0.90) ×6.502/8 = 1250kg*m V,d = (263*0.90) ×6.50/2 = 769kg*m Mc,Rd = 60.7*2350/1.05 = 1358kg*m -> verifica soddisfatta Vc,Rd = 8.40*2350/1.05/√3 = 10854kg -> verifica soddisfatta

4. VERIFICA NODI NON CONFINATI

Per quanto attiene la verifica dei nodi non confinanti si è proceduto a valutare le situazioni più significative ad ogni livello. Le verifiche sono state condotte in accordo con quanto richiesto al par. 7.4.6.2.3 del D.M. 14/01/08, mediante l’ausilio di un foglio elettronico appositamente redatto. Riportiamo di seguito i risultati.

VERIFICA NODI NON CONFINATI - CORPO A2 -

fck fyk

CLASSE DI DUTTILITA' (A=1; B=2)= 2 (N/mm2) (N/mm2)

28 450

Dati geometrici par. 7.4.6.2.3

PIA

NO

PLA

TEA

N. pil. bc hc bw bj φst. Ast. nst. i verifica (cm) (cm) (cm) (cm) (mm) (cm2) (num) (cm)

21 100 40 30 50 8 0,50 4 8 verificato

21 40 100 0 40 8 0,50 4 8 verificato

24 70 50 30 55 8 0,50 4 8 verificato

24 50 70 0 35 8 0,50 4 8 verificato

25 50 30 60 60 8 0,50 2 6 non verificato

25 30 50 40 40 8 0,50 2 8 verificato

27 50 30 30 45 8 0,50 2 6 verificato

27 30 50 40 40 8 0,50 2 8 verificato

31 70 30 0 15 8 0,50 4 8 verificato

31 30 70 30 30 8 0,50 2 8 verificato

30 120 70 70 105 8 0,50 4 6 verificato

30 70 120 0 60 8 0,50 4 8 verificato

29 140 50 70 95 8 0,50 4 6 verificato

29 50 140 0 50 8 0,50 4 8 verificato

28 40 90 70 70 8 0,50 4 8 verificato

28 90 40 0 20 8 0,50 4 8 verificato

PIA

NO

1°O

RD

INE N. pil. bc hc bw bj φst. Ast. nst. i verifica

(cm) (cm) (cm) (cm) (mm) (cm2) (num) (cm) 21 100 40 70 90 8 0,50 4 6 verificato

21 40 100 0 40 8 0,50 4 8 verificato

24 70 50 70 70 8 0,50 4 8 verificato

___________________________________________________________


24 50 70 0 35 8 0,50 4 8 verificato

25 50 30 50 50 8 0,50 2 6 verificato

25 30 50 40 40 8 0,50 2 8 verificato

27 50 30 30 45 8 0,50 2 6 verificato

27 30 50 40 40 8 0,50 2 8 verificato

30 120 70 50 85 8 0,50 4 6 verificato

30 70 120 0 60 8 0,50 4 8 verificato

29 140 50 50 75 8 0,50 4 8 verificato

29 50 140 50 50 8 0,50 4 8 verificato

28 40 90 50 50 8 0,50 4 8 verificato

28 90 40 0 20 8 0,50 4 8 verificato

PIA

NO

2°

OR

DIN

E


21 100 40 70 90 8 0,50 4 6 verificato

21 40 100 40 40 8 0,50 4 8 verificato

24 70 50 70 70 8 0,50 4 8 verificato

24 50 70 50 50 8 0,50 4 8 verificato

30 120 70 0 35 8 0,50 4 6 verificato

30 70 120 50 70 8 0,50 4 8 verificato

29 140 50 50 75 8 0,50 4 8 verificato

29 50 140 50 50 8 0,50 4 8 verificato

28 40 90 50 50 8 0,50 4 8 verificato

28 90 40 0 20 8 0,50 4 8 verificato

PIA

NO

3°

OR

DIN

E


21 100 40 70 90 8 0,50 4 6 verificato

21 40 100 25 40 8 0,50 4 8 verificato

23 100 40 0 20 8 0,50 4 6 verificato

23 40 100 25 40 8 0,50 4 8 verificato

24 70 50 50 70 8 0,50 4 8 verificato

24 50 70 50 50 8 0,50 4 8 verificato

30 120 70 0 35 8 0,50 4 6 verificato

30 70 120 50 70 8 0,50 4 8 verificato

29 140 50 50 75 8 0,50 4 8 verificato

29 50 140 50 50 8 0,50 4 8 verificato

28 40 90 50 50 8 0,50 4 8 verificato

28 90 40 0 20 8 0,50 4 8 verificato

___________________________________________________________


PIA

NO

LO

GG

ION

E


21 100 40 70 90 8 0,50 4 6 verificato

21 40 100 40 40 8 0,50 4 8 verificato

23 100 40 0 20 8 0,50 4 6 verificato

23 40 100 40 40 8 0,50 4 8 verificato

24 70 50 50 70 8 0,50 4 8 verificato

24 50 70 50 50 8 0,50 4 8 verificato

30 120 70 0 35 8 0,50 4 6 verificato

30 70 120 50 70 8 0,50 4 8 verificato

29 140 50 50 75 8 0,50 4 8 verificato

29 50 140 50 50 8 0,50 4 8 verificato

28 40 90 50 50 8 0,50 4 8 verificato

28 90 40 50 70 8 0,50 4 8 verificato

PIA

NO

VA

NO

TEC

NIC

O


22 100 40 120 120 8 0,50 4 5 verificato

22 40 100 40 40 8 0,50 4 8 verificato

23 100 40 0 20 8 0,50 4 6 verificato

23 40 100 40 40 8 0,50 4 8 verificato

30 120 70 120 120 8 0,50 4 5 verificato

30 70 120 50 70 8 0,50 4 8 verificato

29 140 50 70 95 8 0,50 4 6 verificato

29 50 140 50 50 8 0,50 4 8 verificato

28 40 90 50 50 8 0,50 4 8 verificato

28 90 40 50 70 8 0,50 4 8 verificato

PIA

NO

SA

LA P

RO

VE N. pil. bc hc bw bj φst. Ast. nst. i verifica

(cm) (cm) (cm) (cm) (mm) (cm2) (num) (cm) 30 120 70 120 120 8 0,50 4 5 verificato

30 70 120 40 70 8 0,50 4 8 verificato

29 140 50 120 140 10 0,79 4 6 verificato

29 50 140 50 50 8 0,50 4 8 verificato

___________________________________________________________


VERIFICA NODI NON CONFINATI - CORPO B -

fck fyk

CLASSE DI DUTTILITA' (A=1; B=2)= 2 (N/mm2) (N/mm2)

28 450


1° B

ALL

ATO

IO N. pil. bc hc bw bj φst. Ast. nst. i verifica

(cm) (cm) (cm) (cm) (mm) (cm2) (num) (cm)

1 100 40 0 20 8 0,50 4 8 verificato

1 40 100 40 40 8 0,50 4 8 verificato

10 60 40 0 20 8 0,50 4 8 verificato

10 40 60 40 40 8 0,50 4 8 verificato


PALC

O

N. pil. bc hc bw bj φst. Ast. nst. i verifica


9 60 40 70 70 8 0,50 4 8 verificato

9 40 60 40 40 8 0,50 4 8 verificato

13 60 40 70 70 8 0,50 4 8 verificato

13 40 60 50 50 8 0,50 4 8 verificato

10 60 40 50 60 8 0,50 4 8 verificato

10 40 60 40 40 8 0,50 4 8 verificato


GR

ATI

CC

IA



3 100 60 60 90 8 0,50 4 6 verificato

3 60 100 40 60 8 0,50 4 8 verificato

10 60 40 60 60 8 0,50 4 8 verificato

10 40 60 40 40 8 0,50 4 8 verificato


CO

PER

TUR

A



S3 60 50 60 60 8 0,50 4 8 verificato

S3 50 60 0 30 8 0,50 4 8 verificato

3 100 60 0 30 8 0,50 4 8 verificato

10 60 100 60 60 8 0,50 4 8 verificato

___________________________________________________________


5. DIMENSIONE DEI GIUNTI SISMICI

Secondo quanto già riportato nei precedenti elaborati l’edificio del Teatro risulta composto di 3 corpi di fabbrica tra loro mantenuti simicamente indipendenti, attraverso la realizzazione di giunti sismici di dimensione opportuna. Inoltre l’edificio del Teatro deve essere tenuto sismicamente indipendente anche dal Foyer, già realizzato.

5.1 CALCOLO SPOSTAMENTI EDIFICIO ADIBITO A FOYER

Ai fini del calcolo degli spostamenti dell’edificio in muratura esistente, adibito a Foyer, allo S.L.V., alle varie quote si procederà secondo quanto riportato al par. 7.2.2, come riportato di seguito.

δ = ag×S/(0.50g) h/100

Dove ag/g = 0.212, S = 1.38, per cui al fine si ottiene:

δ = 0.212×1.38/0.50 × h/100 = 0.585 × h/100

Alle varie quote si ottengono i seguenti risultati:

SOLAIO Hf δ

platea 4.00m 2.34cm

1° ordine 6.80m 3.98cm

2° ordine 11.40m 6.67cm

3° ordine 15.00m 8.78cm

Loggione 18.90 11.06cm

Solaio Vani Tecnici 22.00 12.87cm

Sala Prove 24.88 14.55cm

Copertura (colmo) 31.74 18.57cm

5.2 CALCOLO SPOSTAMENTI CORPO A2

Il calcolo degli spostamenti del corpo A2, viene effettuato in relazione alla risultanze di calcolo, applicando quanto riportato al par. 7.3.3.3 del D.M. 14/01/08.

Nel caso in esame il periodo del primo modo di vibrare, T1, è pari a 0.33sec, mentre il valore di TC è pari a 0.304sec, per cui gli spostamenti calcolati con l’analisi lineare devono essere moltiplicati per il fattore di struttura q, che nel caso in esame vale 2.40. Questa operazione viene effettuata in automatico dal programma di calcolo ad elementi finiti ModeSt, utilizzato per le analisi, quindi i valori riportati di seguito sono da intendersi già di progetto.

___________________________________________________________


Riportiamo alle varie quote gli spostamenti dei nodi, prospicienti verso il Foyer. Dal momento che fino alla quota dei vani tecnici il giunto sismico interessa sia gli spostamenti in dir. X, che gli spostamenti in dir. Y, verrà riportato il maggiore spostamento individuato tra quelli in dir. X e quelli in dir. Y. Alla quota della sala prove e in copertura il giunto sismico interessa solo gli spostamenti in dir. X, per cu per questi 2 livelli saranno considerati solo gli spostamenti massimi in dir. X.

SOLAIO Nodo Comb. Direzione δ

platea -818 49 Y 0.20cm

1° ordine -1384 16 Y 0.58cm

2° ordine -2200 13 Y 1.27cm

3° ordine -2901 49 Y 1.90cm

Loggione -3516 49 Y 2.48cm

Solaio Vani Tecnici -3909 49 Y 2.90cm

Sala Prove 8106 40 X 2.33cm

Copertura (colmo) 10106 40 X 2.42cm

Per quanto riguarda il giunto sismico verso il Corpo B si può asserire che

questo debba essere previsto solo per gli spostamenti in direzione X. Riportiamo di seguito con riferimento ai risultati derivati dal modello ad elementi finiti gli spostamenti dei nodi, alle varie quote, prospicienti verso il Corpo B.


palco -1353 1 X 0.51cm

1° ballatoio 2167 40 X 1.11cm

2° ballatoio -2867 1 X 1.61cm


Solaio Vano Tecnico

-3921 40 X 2.44cm

Graticcia -4384 1 X 2.50cm

Copertura (colmo) -4717 40 X 2.63cm

Per quanto riguarda gli spostamenti dei nodi prospicienti il Corpo A1 alla

quota della platea, i valori massimi in dir. X e in dir. Y sono i seguenti. - Dir. X: Nodo 1131, Comb. N.1 -> 0.13cm

___________________________________________________________


- Dir. Y: Nodo 1121, Comb. N.49 -> 0.14cm

5.3 CALCOLO SPOSTAMENTI CORPO B

Il calcolo degli spostamenti del corpo B, viene effettuato in relazione alla risultanze di calcolo, applicando quanto riportato al par. 7.3.3.3 del D.M. 14/01/08.

Nel caso in esame il periodo del primo modo di vibrare, T1, è pari a 0.41sec, mentre il valore di TC è pari a 0.304sec, per cui gli spostamenti calcolati con l’analisi lineare devono essere moltiplicati per il fattore di struttura q, che nel caso in esame vale 2.40. Questa operazione viene effettuata in automatico dal programma di calcolo ad elementi finiti ModeSt, utilizzato per le analisi, quindi i valori riportati di seguito sono da intendersi già di progetto.

Il Corpo presenta un giunto sismico solo in direzione del Corpo A2. Riportiamo di seguito gli spostamenti dei nodi alle varie quote.


palco 17064 40 X 0.46cm


2° ballatoio 9063 40 X 2.32cm


Solaio Vano Tecnico

-4282 40 X 3.91cm

Graticcia 22067 40 X 9.56cm

Copertura (colmo) 29 1 X 6.05cm

Si desidera rilevare che alla quota della graticcia sono stati rilevati degli

spostamenti più importanti di quelli che in realtà è lecito attendersi, in quanto nel modello sono state inserite solo le travi principali e le aree di carico, per cui nel modello di calcolo utilizzato, la rigidezza nel piano dell’impalcato è affidata alla sola rigidezza flessionale delle travi principali. In realtà la presenza degli elementi secondari che collegano fra loro tutte le travi principali, fa sì che la rigidezza nel piano dell’impalcato sia notevolmente maggiore in quanto a questa contribuisce anche la rigidezza assiale degli elementi secondari, che sono orditi, nel caso in esame, proprio in dir. X.

5.4 CALCOLO SPOSTAMENTI CORPO A1

Il calcolo degli spostamenti del corpo A1, viene effettuato in relazione alla risultanze di calcolo, applicando quanto riportato al par. 7.3.3.3 del D.M. 14/01/08.

Nel caso in esame il periodo del primo modo di vibrare, T1, è pari a 0.18sec, mentre il valore di TC è pari a 0.304sec, per cui gli spostamenti calcolati con l’analisi

___________________________________________________________


lineare devono essere moltiplicati per il fattore di struttura µd = 1 + (q-1)×TC/T1 e nel caso in esame il fattore di struttura vale 1.20. Questa operazione viene effettuata in automatico dal programma di calcolo ad elementi finiti ModeSt, utilizzato per le analisi, quindi i valori riportati di seguito sono da intendersi già di progetto.

- Dir. X: Nodo 255, Comb. N.1 -> 1.00cm - Dir. Y: Nodo 251, Comb. N.10 -> 1.24cm

5.5 VALUTAZIONE DELLA DIMENSIONE DEI GIUNTI SISMICI

Sulla base degli spostamenti ai vari livelli così dome riportati precedentemente si riportano le dimensioni di giunti sismici adottati.

5.5.1 Foyer – Corpo A2 Riportiamo di seguito i risultati del calcolo e i valori adottati.

SOLAIO Dimensione Giunto Sismico da calcolo

Dimensione Giunto Sismico adottata

platea 2.34 + 0.20 = 2.54 7.50cm

1° ordine 3.98 + 0.58 = 4.56cm 8.50cm

2° ordine 6.67 + 1.27 = 7.94cm 11.50cm

3° ordine 8.78 + 1.90 = 10.68cm 14.00cm

Loggione 11.06 + 2.48 = 13.54cm 16.00cm

Solaio Vani Tecnici 12.87 + 2.90 = 15.77cm 18.20cm

Sala Prove 14.55 + 2.33 = 16.88cm 20.00cm

Copertura (colmo) 18.57 + 2.42 = 20.92cm 24.00cm

5.5.2 Corpo A2 – Corpo B

Riportiamo di seguito i risultati del calcolo e i valori adottati.

___________________________________________________________


SOLAIO Dimensione Giunto Sismico da calcolo

Dimensione Giunto Sismico adottata

palco 0.51 + 0.46 = 0.97cm 5cm

1° ballatoio 1.11 + 1.90 = 3.01cm 5cm

2° ballatoio 1.61 + 2.32 = 3.93cm 30cm

3° ballatoio 2.10 + 3.21 = 5.31cm 30cm

Solaio Vano Tecnico

2.44 + 3.91 = 6.35cm 30cm

Graticcia 2.50 + 9-56 = 12.06cm 30cm

Copertura (colmo) 2.63 + 6.05 = 8.68cm 30cm

5.5.3 Corpo A2 – Corpo A1 Per quanto riguarda il giunto tra il Corpo A1 e il Corpo A2, si è utilizzato un

giunto sismico di 3cm, che comunque risulta superiore a quelli derivati dal calcolo, che valgono rispettivamente per la dir. X e la dir. Y:

- Dir. X: -> 1.00 + 0.13 = 1.13cm - Dir. Y: -> 1.24 + 0.14 = 1.38cm

6. ANALISI INTEGRATIVE SUI PALI

Le analisi sui pali riportate in precedenza si basavano sull’ipotesi secondo la quale il collegamento tra la testa dei pali e le solette di fondazione, in condizioni alla S.L.U., sia assimilabile a cerniera. Ai fini di una migliore modellazione del comportamento reale del collegamento tra la testa dei pali e le solette di fondazioni è stata studiata anche la situazione di rotazioni impedite della testa dei pali. Tale configurazione appare plausibile, anche in relazione agli spessori delle solette di fondazione ed inoltre rappresenta la situazione opposta a quella studiata in precedenza, di modo che tutte le situazioni risultino comprese.

I modelli per lo studio dei pali sono i medesimi utilizzati in precedenza, dove è stato modificato solo il vincolo della testa dei pali.

In questa configurazione è stata valutata la rigidezza alla traslazione orizzontale della testa dei pali secante, intendendo con ciò che il rapporto tra il taglio applicato alla testa dei pali e lo spostamento indotto.

6.1 RIGIDEZZA TRASVERSALE DEI PALI

Riportiamo di seguito i risultati ottenuti per le 3 tipologie di pali impiegate.

___________________________________________________________


Figura 3. Rigidezza trasversale palo Ø80.


___________________________________________________________


R K Ksec.

(KN) (mm) (KN/m) (KN/m)

0 0 0.00

20 0.28815 65085.10 69408.29

40 0.61458 56856.14 65085.1

60 0.99168 49552.79 60503.39

80 1.4218 43214.28 56266.7

100 1.9173 37828.64 52156.68

120 2.4792 34088.97 48402.71

140 3.0907 31169.64 45297.18

160 3.7625 28145.23 42524.92

180 4.5119 25249.34 39894.5

200 5.3467 20889.91 37406.25

250 7.8628 18036.54 31795.29

300 10.891 15037.14 27545.68

350 14.513 12525.05 24116.31

400 18.875 10547.41 21192.05

450 23.994 9026.90 18754.69

500 29.953 7774.24 16692.82

550 36.857 6586.75 14922.54

600 45.135 5524.56 13293.45

650 54.958 4630.92 11827.21

700 66.729 3841.28 10490.19

750 80.991 3155.57 9260.288

800 98.419 2585.38 8128.512

850 119.67 2132.15 7102.866

900 145.32 1805.38 6193.229

950 175.06 1541.54 5426.711

1000 210.19 1423.28 4757.6

PALO Ø100 – L =16,50m -

0

200

400

600

800

1000

1200

0 50 100 150 200 250

taglio - spostamento

0

200

400

600

800

1000

1200

0 10000 20000 30000 40000 50000 60000 70000 80000

taglio - rigidezza


6.2 ANALISI PER LA DETERMINAZIONE DELLE AZIONI NEI PALI

Analogamente a quanto fatto precedentemente sono state effettuate delle analisi comparative.

A differenza di quanto riportato in precedenza la analisi comparative non hanno riguardato situazioni in cui le solette di fondazione svolgono un ruolo nella portanza ai carichi indotti dalla sovrastruttura, in quanto tale evenienza ci avrebbe posto nella situazione di fondazione mista. Pertanto per la valutazione delle azioni nei pali, soprattutto con riferimento al Corpo A2, è stata svolta una analisi iterativa, che viene denominata Analisi 4, che è stata condotta secondo le seguenti modalità:

- Inizialmente è stata svolta una analisi in cui i pali sono stati modellati con una rigidezza verticale pari alla rigidezza a compressione, mentre la rigidezza trasversale è stata posta pari a quella individuata con l’Analisi 1;

- E’ stata individuata la combinazione sismica allo S.L.V., in cui fosse risultato massimo il numero di pali in trazione;

- Ai pali in trazione è stata assegnata una rigidezza verticale ridotta; - Con riferimento alla combinazione di carico individuata precedentemente,

è stata condotta una ulteriore analisi e sono stati individuati i pali che risultassero ancora in trazione;

- Nel caso in cui si registrino ulteriori pali in trazione, a questi è stata aggiornata la rigidezza verticale;

___________________________________________________________


- Il procedimento è stato arrestato quando il numero di pali in trazione tra una iterazione e l’altra è rimasto immutato.

6.2.1. Corpo A2

Inizialmente è stata svolta l’Analisi 1 per determinare il valore di riferimento della rigidezza trasversale dei pali da adottare nel modello, sotto l’ipotesi di rotazioni impedite in testa ai pali. A seguito della procedura iterativa già descritta, sono stati ottenuti i seguenti valori di rigidezza trasversale dei pali.

- pali Φ80: 27000 kN/m - pali Φ60: 22500 kN/m

Si evince immediatamente che i valori individuati risultano superiori a quelli già individuati nel caso di pali modellati con la sommità con rotazioni non vincolate.

PALO Ø80

Rx Ry Rz


404.15 119 37 355.61 -368 49 5822.51 -288 1

PALO Ø60

Rx Ry Rz


287.62 15 37 274.77 51 13 736.84 96 80

Tabella 6. Reazioni vincolari massime nei pali, Corpo A2, Analisi 1

In Tabella 6 sono stati riportati i valori delle sollecitazioni massime. Si rileva un incremento degli sforzi taglianti e una sostanziale conferma dei valori di sforzi di compressione nei pali.

Per quanto concerne la verifica di resistenza dei pali e la loro portanza occorre rilevare che il valore massimo della azione di compressione nel palo Ø60 si registra per una combinazione di carico allo S.L.U., per cui non deve essere amplificato, mentre per quanto concerne i pali Ø80, il valore massimo della azione di compressione si registra per una combinazione allo S.L.V., per cui il valore delle azioni deve essere amplificato di un coefficiente 1.10, come previsto al par. 7.2.5 del D.M. 14/01/08. I valori di calcolo, quindi per i pali phi80 saranno Nd = 5822.51 × 1.10 = 6405KN e Vd = 404.15× 1.10 = 445KN, mentre per il palo phi60 saranno Nd = 736.84KN e Vd = 287.62× 1.10 = 317KN.

Con l’ausilio del software Paratie 7.0, prodotto da Harpaceas, abbiamo valutato, come già descritto in precedenza, l’andamento delle sollecitazioni lungo il fusto del palo.

Riportiamo i seguito i diagrammi del momento flettente e dell’azione di taglio.

___________________________________________________________


Figura 7. Momento flettente palo Ø80, Analisi 1.

Figura 8. Taglio palo Ø80, Analisi 1.

___________________________________________________________




___________________________________________________________


Successivamente è stata svolta l’Analisi 4, secondo le modalità descritte in precedenza. Di seguito riportiamo i risultati al passo 0, in cui tutti i pali sono modellati con rigidezza alla traslazione verticale pari alla rigidezza a compressione.

PALO Ø80

Rx Ry Rz


MAX 304.39 119 37 229.27 -610 13 3479.69 -609 49

MIN -303.21 119 1 -228.13 -63 49 -615.58 -212 1

PALO Ø60

Rx Ry Rz


MAX 215.30 16 37 181.96 51 13 483.94 95 13

MIN -215.36 15 1 -181.95 63 49 73.20 19 13

Tabella 11. Reazioni vincolari massime e minime nei pali, Corpo A2, Analisi 4

Al passo 0 si rileva che i pali Ø60 non sono sottoposti ad azioni assiali di

trazione, mentre i pali Ø80, presentano delle azioni assiali di trazione, che risultano massime nella combinazione 1. In questa combinazione sono risultati essere sottoposti a trazione i pali di cui ai nodi: -63, -144, -212, -610, -499, -609.

Occorre rilevare che l’azione di trazione individuata massima risulta inferiore a quella limite del palo Ø80, che risulta essere pari a 1142KN, per cui non si ritiene di dover procedere con le iterazioni.

Nell’Analisi 4, introducendo una rigidezza traslazione della testa dei pali, si è implicitamente assunto che la soletta di fondazione “galleggi” sopra il terreno. Tra l’altro introdurre una rigidezza alla traslazione dei pali induce anche una leggera variazione dei periodi propri della sovrastruttura e contestualmente dell’azione sismica rispetto alla situazione di struttura con vincoli alla base che impediscono gli spostamenti orizzontali.

In realtà le pressioni di contatto fra la soletta e il terreno producono un elevato attrito, che risulta piuttosto complesso computare data la geometria del problema e la distribuzione dei carichi. Pertanto la soletta di fondazione può “galleggiare” solo nel caso in cui l’azione sismica di base superi l’attrito. Tale situazione (azione sismica maggiore della forza di attrito) è già stata studiata con l’Analisi 4.

Quindi a conclusione del percorso intrapreso per la valutazione delle azioni assiali nei pali è stato effettuato un ulteriore studio, Analisi 5, dove i pali sono stati modellati con vincoli che impediscono gli spostamenti orizzontali, mentre sono dotati di rigidezza alla traslazione verticale pari alla rigidezza a compressione, proprio per simulare la situazione in cui la forza sismica non superi la forza di attrito. Occorre sottolineare che in questo scenario i pali non risulterebbero soggetti ad alcuna forza di taglio in testa. I risultati sono riportati di seguito.

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Si noti che si registrano ancora una volta della azioni di trazione, inferiori a quelle limite del palo Ø80 e che le azioni di compressione risultano ampiamente inferiori a quelle adottate per le verifiche di resistenza.

PALO Ø80

Rz

<kN> nodo comb.

MAX 3575.67 -609 49

MIN -768.56 -212 1

PALO Ø60

Rz

<kN> nodo comb.

MAX 491.29 95 13

MIN 67.02 19 13

Tabella 12. Reazioni vincolari massime e minime nei pali, Corpo A2, Analisi 5

Per quanto concerne i pali Ø60, questi risultano sempre soggetti a sforzi di compressione.

6.2.2. Corpo B

Inizialmente è stata svolta l’Analisi 1 per determinare il valore di riferimento della rigidezza trasversale dei pali da adottare nel modello, sotto l’ipotesi di rotazioni impedite in testa ai pali. A seguito della procedura iterativa già descritta, sono stati ottenuti i seguenti valori di rigidezza trasversale dei pali.

- pali Φ100: 13500 kN/m PALO Ø100

Rx Ry Rz <kN> nodo comb. <kN> nodo comb. <kN> nodo comb.

656.76 -75 37 563.44 -75 49 6081.25 -954 1

Tabella 13. Reazioni vincolari massime nei pali, Corpo B, Analisi 1

Per quanto concerne la verifica di resistenza dei pali e la loro portanza occorre rilevare che il valore massimo della azione di compressione nel palo Ø100 si registra per una combinazione allo S.L.V., per cui il valore delle azioni deve essere amplificato di un coefficiente 1.10, come previsto al par. 7.2.5 del D.M. 14/01/08. I valori di calcolo, quindi per i pali phi100 saranno Nd = 6081.25 × 1.10 = 6689.65KN e Vd = 656.76× 1.10 = 722.44KN.

Con l’ausilio del software Paratie 7.0, prodotto da Harpaceas, abbiamo valutato, come già descritto in precedenza, l’andamento delle sollecitazioni lungo il fusto del palo.

Riportiamo i seguito i diagrammi del momento flettente e dell’azione di taglio.

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Successivamente è stata svolta l’Analisi 4, secondo le modalità descritte in precedenza. Di seguito riportiamo i risultati al passo 0, in cui tutti i pali sono modellati con rigidezza alla traslazione verticale pari alla rigidezza a compressione.

PALO Ø100

Rx Ry Rz

<kN> nodo comb. <kN> nodo comb. <kN> nodo comb. MAX 638.45 -72 37 548.11 -717 49 4055.66 -955 80 MIN -638.58 -72 1 -548.10 27 13 2098.36 -75 37

Tabella 16. Reazioni vincolari massime e minime nei pali, Corpo B, Analisi 4

In questo caso nessun palo è risultato in trazione per cui non è stato condotto il procedimento iterativo descritto in precedenza.

6.3 VERIFICHE DEI PALI

Di seguito riportiamo le verifiche della sezione maggiormente sollecitata a momento flettente e a taglio.

Le verifiche a momento flettente sono state condotte con l’ausilio del software VcaSlu, realizzato dal Prof. Gelfi dell’Università di Bergamo e disponibile freeware.

La verifica a taglio è stata condotta con l’ausilio di un foglio elettronico redatto dal progettista. Dal momento che la sezione è circolare è stata adottata una sezione rettangolare con area pari a quella della sezione trasversale del palo, ma con i valori della larghezza equivalente e della altezza equivalente dedotti dalle relazioni riportate nello studio di Paul Regan pubblicato nell’Allegato 5 al Bollettino CEB nr. 137, che di seguito riportiamo.

be = 0.90D de = 0.45D + 0.64(d-D/2)

Dove D è il diametro della sezione circolare del palo e d l’altezza utile delle armature del palo.

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Figura 17. Verifica a pressoflessione palo Ø80, Analisi 1.

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DATI SEZIONE DATI MATERIALI

B H c Φlon. d fyk fck fyd fcd f'cd (cm) (cm) (cm) (mm) (cm) (N/mm2) (N/mm2) (N/mm2) (N/mm2) (N/mm2)

72.00 69.81 2.70 26.00 58.40 450.00 25.00 391.30 14.17 7.08 Nota Bene: c è la distanza tra la superficie esterna e il bordo della staffa γS γC fctk fctd

(N/mm2) (N/mm2)

1.15 1.50 1.8 1.2

DATI STAFFATURA

Φst. Braccia s α Asw

(mm) (Num) (cm) (°) (cm2)

10.00 2.00 10.00 90.00 1.57

SOLLECITAZIONI

NEd VEd Med σcp αc

(KN) (KN) (Knm) (N/mm2)

6405.00 445.00 -------- 2.83 0.45558533 Nota Bene: ai sensi dell'art. 4.1.2.1.3.1 del D.M. 14/01/08 σcp è riportato comunque ≤ 0,20 fcd

VERIFICA

ctg(θ) V Rd

(KN)

1.67 538.67 verifica soddisfatta

Figura 18. Verifica a taglio palo Ø80, Analisi 1.

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___________________________________________________________




54.00 52.36 3.00 24.00 43.00 450.00 25.00 391.30 14.17 7.08

Nota Bene: c è la distanza tra la superficie esterna e il bordo della staffa γS γC fctk fctd

(N/mm2) (N/mm2)

1.15 1.50 1.80 1.20

DATI STAFFATURA


(mm) (Num) (cm) (°) (cm2)

8.00 2.00 10.00 90.00 1.01

SOLLECITAZIONI




VERIFICA

ctg(θ) V Rd

(KN)



___________________________________________________________



___________________________________________________________




90.00 87.26 2.40 32.00 73.80 450.00 25.00 391.30 14.17 7.08 Nota Bene: c è la distanza tra la superficie esterna e il bordo della staffa γS γC fctk fctd

(N/mm2) (N/mm2)

1.15 1.50 1.80 1.20

DATI STAFFATURA


(mm) (Num) (cm) (°) (cm2)

10.00 2.00 10.00 90.00 1.57

SOLLECITAZIONI




VERIFICA

ctg(θ) V Rd

(KN)



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STRUTTURALE - 5-


DEL TEATRO A. GALLI

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INDICE

PREMESSA ................................................................................................................. 3

___________________________________________________________


PREMESSA

La presente relazione è tesa ad illustrare le ipotesi di calcolo e le verifiche dei solai relativamente al progetto di ricostruzione del Teatro Amintore Galli.

1. SOLAIO TIPO


Totale G 1,K 2,80 KN/m 2




Intonaco 0.30 KN/m2

Divisori Interni(par. 3.1.3.1 D.M. 14/01/08)

2,00 KN/m2


Carichi Variabili (Q A,K)Cat. C2 (tab. 3.1.II D.M.

14/01/08)

4,00 KN/m 2

Interasse nervature =0,5 m

SLU : q =(2,8x1,3+5,3x1,5x4x1,5) 0,5 = 8,795 KN/nervatura

SLE RARA : q =(2,8+5,3+4) 0,5 = 6,05 KN/nervatura

SLE FREQUENTE : q =(2,8+5,3+0,7x4) 0,5 = 5,45 KN/nervatura

SLE QUASI PERMANENTE : q =(2,8+5,3+0,6x4) 0,5 = 5,25 KN/nervatura

solaio 20+4 TIPO 1 Numero Campate = 1 Vincolo di sinistra : appoggioVincolo di destra : appoggio Sezione 1 - a T b1 = 0,5000 h1 = 0,04000 b2 = 0,09000 h2 = 0,2000 E =3,231E+07 J = 0,0001991 Larghezza appoggio 1 = 0,4Larghezza appoggio 2 = 0,4 Coefficiente di ridistribuzione dei momenti sugli appoggi: Delta = 1Arrotonda i momenti sugli appoggi

1. 1.VERIFICHE SLU Cam. Luce q Sez. N° 1 3,8 8,795 1

RISULTATI : Momenti : Sez. Mmax x Mmax Mmin x Mmin

1 0 0 m 15,87 1,881 15,87 1,881 2 0 0 Tagli : Sez. Tmax s Tmax d 1 14,95 2 -14,95

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI MEZZARIA con As = 2,26cmq (2Ø12)

calcolo Mrd :

Med = 15,87 KNm < Mrd verificata

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO 1E 2 con As = 2,26cmq (2Ø12) As' = 3,39cmq (3Ø12)


( nb. A favore di sicurezza si considera il momento sull'appoggio pari a quello dellasezione di mezzeria)

VERIFICA A TAGLIO DELLE SEZIONI 1 E 2

calcolo Vrd della sezione 9x24 cm

Ved = 14,95 KN < Vrd verificato

1. 2.VERIFICHE SLE

• COMBINAZIONE CARATTERISTICA RARA


solaio 20+4 TIPO 1 combinazione caratteristica rara

Cam. Luce q Sez. N° 1 3,8 6,05 1 --------------------------------- RISULTATI : --------------------------------- Momenti : Sez. Mmax x Mmax Mmin x Mmin 1 0 0 m 10,92 1,881 10,92 1,881 2 0 0


Med = 10,92 knmverifica condotta col metodo n : σc = -4,826 N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 248,1 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq

GEOMETRIA DELLA SEZIONE MATERIALI:

Base sezione: b= 90 mm CALCESTRUZZOAltezza sezione: h = 240 mm Classe cls C28/35Copriferro: c = 30 mm fck 28 Mpa

DATI ARMATURA fcd 16 MpaYc 1,5

Armatura LongitudinaleDiametro armatura tesa= 12 mm ACCIAION° barre tese = 3 fyk 450 MpaDiametro armatura compressa = 12 mm fyd 391 MpaN° barre compresse = 0 Ys 1,15

VERIFICA A TAGLIO (4.1.2.1.3.1/2 DM_14/01/2008)

Resistenza sezioni non armate a taglio 16,54 kNVRd

VRd = {0.18·k·(100·ρ1·fck)1/3/γc+0.15·σcp}·bw ·d ≥ (vmin + 0.15 · σcp)·bw·d


Med = 10,92 knm ( nb. A favore di sicurezza si considera il momento sull'appoggio pari a quello dellasezione di mezzeria)verifica condotta col metodo n : σc = -9,427 N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 179,5 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq

• COMBINAZIONE QUASI PERMANENTE


solaio 20+4 TIPO 1 combinazione quasi permanente Numero Campate = 1 Cam. Luce q. Sez. N° 1 3,8 5,25 1 --------------------------------- RISULTATI : --------------------------------- Momenti e frecce : Sez. Mmax x Mmax Mmin x Mmin f max f min1 0 0 m 9,475 1,881 9,475 1,881 2,22E-03 2,22E-032 0 0




Med = 9,475 knm ( nb. A favore di sicurezza si considera il momento sull'appoggio pari a quello dellasezione di mezzeria)verifica condotta col metodo n : σc = -8,18 N/mmq < 0,45 fck = 0,45x28 = 12,6 N/mmq σs = 155,7 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq

VERIFICA A FESSURAZIONE : metodo tabellare

condizioni ambientali : ORDINARIEarmatura : POCO SENSIBILEcombinazione permanente : APERTURA DELLE FESSURE < w2 = 0,3mm σs max = 215,3 N/mmq <240 N/mmq

→ diametro massimo delle barre Ø16 > Ø12 verificato → spaziatura massima barre 250mm verificato

• COMBINAZIONE FREQUENTE


solaio 20+4 TIPO 1 combinazione frequente Numero Campate = 1 Cam. Luce q. Sez. N° 1 3,8 5,45 1 --------------------------------- RISULTATI : --------------------------------- Momenti e frecce : Sez. Mmax x Mmax Mmin x Mmin 1 0 0 m 9,836 1,881 9,836 1,881 2 0 0


Med = 9,836 knm σs = 223,7 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq


Med = 836 knm ( nb. A favore di sicurezza si considera il momento sull'appoggio pari a quello dellasezione di mezzeria) σs = 161,8 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq


condizioni ambientali : ORDINARIEarmatura : POCO SENSIBILEcombinazione frequente : APERTURA DELLE FESSURE < w3 = 0,4mm

σs max = 223,7 N/mmq < 240N/mmq → diametro massimo delle barre Ø20 > Ø12 verificato → spaziatura massima barre 250mm verificato

1. 3.VERIFICA DEFORMABILITA'

λ = L/H < K (11+ 0,0015 Fck / ρ+ρ') x (500/Fyk x As,eff/ Acal) (c.4.1.13)

con K =1x0,8 trave semplicemente appoggiate – sezione a T

Fck = 28 N/mmq Fyk=500 N/mmq

ρ = % armatura tesa = As,eff/Ac = As,eff/380ρ' = % armatura compressa = As,eff/Ac = 0

λ = L/H= 340/24 =14,17 < 1x0,8x (11+ 0,0015x 28 x380/As,eff) x (500/450x As,eff/ Acal)= Kx0,8x (11+ 15,96/As,eff ) x (1,11x As,eff/ Acal)= 0,88x (11+ 15,96/2,26 )=14,44 VERIFICATO è possibile omettere la verifica delle inflessioni

con As,eff/ Acal =1 As,eff = 2,26cmq

2. SOLAIO TIPO 2






Intonaco 0.30 KN/m2


2,00 KN/m2



14/01/08)

4,00 KN/m 2






solaio 20+4 TIPO 2 Numero Campate = 2 Vincolo di sinistra : estremo liberoVincolo di destra : appoggio

Sezione 1 - a T b1 = 0,5000 h1 = 0,04000 b2 = 0,09000 h2 = 0,2000 E =3,231E+07 J = 0,0001991 Larghezza appoggio 1 = 0Larghezza appoggio 2 = 0,7Larghezza appoggio 3 = 0,3 Coefficiente di ridistribuzione dei momenti sugli appoggi: Delta = 1Arrotonda i momenti sugli appoggi

2. 1.VERIFICHE SLU Cam. Luce q. Sez. N° 1 1,8 8,795 1 2 4,90 8,795 1

RISULTATI :

Diagramma dei momenti

Mezzeria campata 2 : Med = 27,56 KNm > Med = q x Ln^2/14 = 8,795 x4,4^2/14=12,16 KNm Appoggio 2 :Med =-13,94 KNm Diagramma de Taglio :

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI MEZZARIA campata 2

con As = 3,55cmq (1Ø14+1Ø16)

calcolo Mrd :

Med = 27,56 KNm < Mrd = 27,61 KNm verificata

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO 2 con As = 3,55cmq(1Ø14+1Ø16) As' = 3,55cmq(1Ø14+1Ø16)


VERIFICA A TAGLIO APPOGGIO 2-3


APPOGGIO 1








Ved = 27,79 KN > Vrd

si prescrive quindi una fascia a pignatte alternate che con una sezione resistente a tagliodi 30x24cm che ha un Vrd = 36,92KN> Ved

2. 2.VERIFICHE SLE




Mezzeria campata 2 : Med = 18,96 KNm > Med = q x Ln^2/14 = 6,05 x4,4^2/14=8,36 KNmAppoggio 2 : Med = 9,6 KNm

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI MEZZARIA con As = 3,55cmq (1Ø14+1Ø16)



Med = 9,6 knm

verifica condotta col metodo n : σc = -3,297 N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 141,3 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360N/mmq

100

60



solaio 20+4 TIPO 2 combinazione quasi permanente Mezzeria campata 2 : Med = 16,45 KNm > Med = q x Ln^2/14 = 5,25 x4,4^2/14=7,26 KNm Appoggio 2 : Med = 8,4 KNm


Med = 16,45 knmverifica condotta col metodo n : σc = -6,3 N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 240 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq


Med = 8,4 knm verifica condotta col metodo n : σc = 2,885 N/mmq < 0,45 fck = 0,45x28 = 12,6N/mmq σs = 123,2 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360N/mmq


condizioni ambientali : ORDINARIEarmatura : POCO SENSIBILEcombinazione permanente : APERTURA DELLE FESSURE < w2 = 0,3mm

σs max = 240 N/mmq → diametro massimo delle barre Ø16 > verificato → spaziatura massima barre 250mm verificato



solaio 20+4 TIPO 2 combinazione frequente Mezzeria campata 2 : Med = 17,08KNm > Med = q x Ln^2/14 = 5,45 x4,4^2/14=7,54KNm Appoggio 2 : Med = 8,64 KNm


Med = 17,08 knm σs = 250 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO 1E 2 con As = 3,55cmq(1Ø14+1Ø16) As' = 3,55cmq(1Ø14+1Ø16)




σs max = 250 N/mmq<280 N/mmq → diametro massimo delle barre Ø16 >verificato → spaziatura massima barre 200mmverificato

2.3.VERIFICA DEFORMABILITA'


con K =1,3x0,8 campata terminale di trave continua – sezione a T



λ = L/H= 440/24 =18,33 < 1x0,8x (11+ 0,0015x 28 x380/As,eff) x (500/450x As,eff/ Acal)= Kx0,8x (11+ 15,96/As,eff ) x (1,11x As,eff/ Acal)= 1,3x 0,888x (11+ 15,96/4,02 ) x 1,13 = 19,5

VERIFICATO è possibile omettere la verifica delle inflessioni

con As,eff/ Acal =4,02/3,55 =1,13cmq As,eff = 4,02cmq nb. a favore di sicurezza si dispongono 2 Ø16 in mezzeria quindi : As,eff/ Acal =4,02/3,55 =1,13cmq As,eff = 4,02cmq

3. SOLAIO TIPO 3






Intonaco 0.30 KN/m2


2,00 KN/m2



14/01/08)

4,00 KN/m 2






solaio 20+4 TIPO 3 Numero Campate = 1

Vincolo di sinistra : vincolo elastico Vincolo di destra : appoggio Sezione 1 - a T b1 = 0,5000 h1 = 0,04000 b2 = 0,09000 h2 = 0,2000 E =3,1E+07 J = 0,0001991 Larghezza appoggio 1 = 0,4Larghezza appoggio 2 = 0,3 Coefficiente di ridistribuzione dei momenti sugli appoggi: Delta = 1Arrotonda i momenti sugli appoggi

3. 1.VERIFICHE SLU Cam. Luce q. Sez. N°

1 5,05 8,795 1

RISULTATI : diagramma dei momenti

Mezzeria campata : Med = 15,86 KNm > Med = q x Ln^2/14 = 8,795 x4,7^2/14=13,88 KNm Appoggio 1 :Med = - 26,4 KNm Diagramma del Taglio :


calcolo Mrd :


VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO 1 con As = 3,55cmq(1Ø14+1Ø16) As' = 4,02cmq(2Ø16)


VERIFICA A TAGLIO APPOGGIO






APPOGGIO 1


si prescrive quindi una fascia a pignatte alternate che con una sezione resistente a tagliodi 30x24cm ha un Vrd = 39,05KN

3. 2.VERIFICHE SLE




Mezzeria campata 1 : Med = 10,91 KNm > Med = q x Ln^2/14 = 6,05 x4,7^2/14 =9,5Appoggio 1 : Med = 18,16 KNm



VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO 1 con As = 3,55cmq(1Ø14+1Ø16)




96

As' = 4,02cmq(2Ø16)

Med = 18,16 knm

verifica condotta col metodo n : σc = -13 N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 252 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq



solaio 20+4 TIPO 2 combinazione quasi permanente Mezzeria campata 2 : Med = 9,5 KNm > Med = q x Ln^2/14 = 5,25 x4,7^2/14 =8,28KNm Appoggio 2 : Med = 15,8 KNm



VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO con As = 3,55cmq(1Ø14+1Ø16) As' = 4,02cmq (2Ø16)Med = 15,8 knm verifica condotta col metodo n : σc = 11,5 N/mmq < 0,45 fck = 0,45x28 = 12,6 N/mmq σs = 219N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq



σs max = 220 N/mmq<240 N/mmq → diametro massimo delle barre Ø16 verificato → spaziatura massima barre 250mmverificato



solaio 20+4 TIPO 2 combinazione frequente Mezzeria campata 2 : Med = 9,83KNm > Med = q x Ln^2/14 = 5,45 x4,7^2/14=8,6KNm

Appoggio 2 : Med = 16,4 KNm


Med = 9,83 knm σs = 144 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO con As = 3,55cmq (1Ø14+1Ø16) As' = 4,02cmq (2Ø16)




σs max = 230 N/mmq<240 N/mmq → diametro massimo delle barre Ø20verificato → spaziatura massima barre 200mmverificato






λ = L/H= 470/24 =19,58 < 1x0,8x (11+ 0,0015x 28 x380/As,eff) x (500/450x As,eff/ Acal)= Kx0,8x (11+ 15,96/As,eff ) x (1,11x As,eff/ Acal)= 1,3x 0,888x (11+ 15,96/4,21 ) x 1,19 = 20,3


nb. a favore di sicurezza si dispongono 2 Ø14+1Ø12 in mezzeria quindi: As,eff/ Acal =4,21/3,55 =1,19cmq As,eff = 4,21cmq

4. SOLAIO TIPO 4






Intonaco 0.30 KN/m2


2,00 KN/m2



14/01/08)

4,00 KN/m 2






solaio 20+4 TIPO 4 Numero Campate = 1 Vincolo di sinistra : appoggioVincolo di destra : appoggio Sezione 1 - a T b1 = 0,5000 h1 = 0,04000 b2 = 0,09000 h2 = 0,2000 E =3,1E+07 J = 0,0001991 Larghezza appoggio 1 = 0,3Larghezza appoggio 2 = 0,3

4. 1.VERIFICHE SLU Cam. Luce q. Sez. N° 1 4,7 8,795 1

RISULTATI :

Momento : Mezzeria campata = Med = q x L^2/8 = 8,795 x4,7^2/8 =24,28 KNm

Appoggio 1 e 2 : Med = q x L^2/12 = - 16,2 KNm Taglio : qxL/2 = 8,795x4,7/2= 20,67


calcolo Mrd :



APPOGGIO 1


si prescrive quindi una fascia a pignatte alternate che con una sezione resistente a tagliodi 30x24cm ha un Vrd = 39,05KN Lmax = 17,14x2/8,795 =3,9m → fascia a pignatte alternate : x= (4,7-3,9)/2 =0,40 mt

4. 2.VERIFICHE SLE




Mezzeria campata 1 : Med = q x L^2/8 = 6,05 x4,7^2/8 = 16,7 KNmAppoggio 1 : Med = q x L^2/12 = 6,05 x4,7^2/12= -12 KNm




Med = - knm

verifica condotta col metodo n : σc = -8,66 N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 187 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq



solaio 20+4 TIPO 4 combinazione quasi permanente




Mezzeria campata 1 : Med = q x L^2/8 = 5,25 x4,7^2/8 = 14,5 KNmAppoggio 1 : Med = q x L^2/12 = 5,25 x4,7^2/12= 9,66 KNm


Med = 14,5,5 knmverifica condotta col metodo n : σc = -5,55 N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 212 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO con As = 3,55cmq(1Ø14+1Ø16) As' = 4,02cmq (2Ø16)Med = 9,66 knm verifica condotta col metodo n : σc = -6,89 N/mmq < 0,45 fck = 0,45x28 = 12,6N/mmq σs = 151N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq






solaio 20+4 TIPO 4 combinazione frequente Mezzeria campata 1 : Med = q x L^2/8 = 5,45 x4,7^2/8 = 15 KNmAppoggio 1 : Med = q x L^2/12 = 5,45 x4,7^2/12= 10 KNm


Med = 15 knm σs = 220 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO con As = 3,55cmq (1Ø14+1Ø16) As' = 4,02cmq (2Ø16)







con K =1,3x0,8



λ = L/H= 470-30/24 =18,33 < Kx0,8x (11+ 0,0015x 28 x380/As,eff) x (500/450x As,eff/ Acal)= Kx0,8x (11+ 15,96/As,eff ) x (1,11x As,eff/ Acal)=

1,3x 0,89x (11+ 15,96/4,02 ) x 1,13 = 19,57


nb. a favore di sicurezza si dispongono 2 Ø16 in mezzeria quindi: As,eff/ Acal =4,02/3,55 =1,13cmq As,eff = 4,02cmq

5. SOLAIO TIPO 5CARICO TIPO 1






Intonaco 0.30 KN/m2


2,00 KN/m2


Carichi Variabili (Q A,K) 4,00 KN/m 2

Cat. C2 (tab. 3.1.II D.M.14/01/08)

CARICO TIPO 2






Intonaco 0.30 KN/m2


2,00 KN/m2

Totale G 2,K 6,50KN/m 2


14/01/08)

4,00 KN/m 2


SLU : q1 =(2,8x1,3+5,3x1,5+4x1,5) 0,5 = 8,795 KN/nervatura

SLE RARA : q1 =(2,8+5,3+4) 0,5 = 6,05 KN/nervatura

SLE FREQUENTE : q1 =(2,8+5,3+0,7x4) 0,5 = 5,45 KN/nervatura

SLE QUASI PERMANENTE : q1 =(2,8+5,3+0,6x4) 0,5 = 5,25 KN/nervatura

SLU : q2 =(2,8x1,3+6,5x1,5+4x1,5) 0,5 = 9,695 KN/nervatura




solaio 20+4 TIPO 5 Numero Campate = 13 Vincolo di sinistra : vincolo elastico Vincolo di destra : appoggio Sezione 1 - a T b1 = 0,5000 h1 = 0,04000 b2 = 0,09000 h2 = 0,2000 E =3,1E+07 J = 0,0001991 Larghezza appoggio 1 = 0,4Larghezza appoggio 2 = 0,7Larghezza appoggio 3 = 0,7Larghezza appoggio 4 = 0,7Larghezza appoggio 5 = 0,7Larghezza appoggio 6 = 0,7Larghezza appoggio 7 = 0,7Larghezza appoggio 8 = 0,7Larghezza appoggio 9 = 0,7Larghezza appoggio 10 = 0,7

Larghezza appoggio 11 = 0,7Larghezza appoggio 12 = 0,7Larghezza appoggio 13 = 0,7Larghezza appoggio 14 = 0,4 Coefficiente di ridistribuzione dei momenti sugli appoggi: Delta = 1Arrotonda i momenti sugli appoggi

5. 1.VERIFICHE SLU Numero Campate = 13 Cam. Luce Perm. Var. Sez. N° 1 4,7 8,795 0 1 2 4,4 8,795 0 1 3 3 8,795 0 1 4 3 9,695 0 1 5 4,5 9,695 0 1 6 5,2 9,695 0 1 7 2,65 9,695 0 1 8 5,2 9,695 0 1 9 4,5 9,695 0 1 10 3 9,695 0 1 11 3 8,795 0 1 12 4,4 8,795 0 1 13 4,7 8,795 0 1


Mezzeria campata 1-13 : Med = 15,06 KNm > Med = q x Ln^2/14 = 8,795 x4^2/14 =13,88KNm

Mezzeria campata 2-5 -9-12 : Med = 7,99 KNm

< Med = q x Ln^2/14 = 9,695 x(4,5-0,7)^2/14 =10 KNm

Mezzeria campata 3-4 -10-11 : Med = 2,645 KNm < Med = q x Ln^2/14 = 9,695 x3^2/14 =6,23 KNm

Mezzeria campata 6-8 : Med = 14,3 KNm > Med = q x Ln^2/14 = 9,695 x(5,2-0,7)^2/14 =14 KNm

Appoggio 2-6-7-8-9-13 : Med = - 18 KNm

Appoggio 1-3-4-5-10-11-12-14 : Med = - 8,2 KNm Diagramma del Taglio : VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI MEZZARIA

CAMPATA 1-13-6-8 Med = 15,06 KNm con As = 2,26cmq (2Ø12)

calcolo Mrd :


la sezione risulta verificata anche per le campate 2-5 -9-12 e le campate 3-4 -10-11

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO

Appoggio 2-6-7-8-9-13 : Med = - 18 KNm con As = 3,55cmq (2Ø12) As' = 3,08cmq (2Ø14)

Med = -18 KNm < Mrd = 22,23 KNm verificata

Appoggio 1-3-4-5-10-11-12-14 : Med = - 8,2 KNm con As = 2,26cmq (2Ø12) As' = 2,26cmq (2Ø12)

Med = -8,2 KNm < Mrd = -16,53 KNm verificata

VERIFICA A TAGLIO

• Calcolo Vrd della sezione 9x24 cm dell'appoggio 2-6-7-8-9-13








Ved max = 23,29 KN > Vrd


• Calcolo Vrd della sezione 9x24 cm dell'appoggio 1-3-4-5-10-11-12-14

si prescrive a fascia a pignatte alternate che con una sezione resistente a taglio di30x24cm ha un Vrd = 32,41KN , laddove il Ved risulta > del Vrd

5. 2.VERIFICHE SLE




50.2

44.6

67.6

31.5









VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI MEZZARIA con As =2,26 cmq (2Ø12)


VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO con As =2,26 cmq (2Ø12) As' = 3,08cmq (2Ø14)

Med = -12,3 knmverifica condotta col metodo n : σc = -10,9 N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 222 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq





Med = 9 knmverifica condotta col metodo n : σc = -3,98 N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 204,5 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360N/mmq

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO con As = 2,26cmq (2Ø12) As' = 3,08cmq (2Ø14)

Med = 11knm verifica condotta col metodo n : σc = 9,75 N/mmq < 0,45 fck = 0,45x28 = 12,6N/mmq σs = 198N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq










Med = -12 knm σs = 216 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq






CAMPATA TERMINALE:con K =1,3x0,8 campata terminale di trave continua – sezione a T



λ = L/H= 420/24 =17,5 < Kx0,8x (11+ 0,0015x 28 x380/As,eff) x (500/450x As,eff/ Acal)= Kx0,8x (11+ 15,96/As,eff ) x (1,11x As,eff/ Acal)= 1,3x 0,89x (11+ 15,96/3,08 ) x 1,36 = 25



CAMPATA INTERMENDIA:con K =1,5x0,8 campata terminale di trave continua – sezione a T



λ = L/H= (520-0,7)/24 =18,75 < Kx0,8x (11+ 0,0015x 28 x380/As,eff) x (500/450x As,eff/ Acal)= Kx0,8x (11+ 15,96/As,eff ) x (1,11x As,eff/ Acal)=

1,5x 0,89x (11+ 15,96/3,08 ) x 1,36 = 29



6. SOLAIO TIPO 6






Intonaco 0.30 KN/m2


2,00 KN/m2



14/01/08)

4,00 KN/m 2






solaio 20+4 TIPO 6 Numero Campate = 3 Vincolo di sinistra : vincolo elasticoVincolo di destra : vincolo elastico Sezione 1 - a T b1 = 0,5000 h1 = 0,04000 b2 = 0,09000 h2 = 0,2000 E =3,231E+07 J = 0,0001991 Larghezza appoggio 1 = 0,4Larghezza appoggio 2 = 0,7Larghezza appoggio 3 = 0,7Larghezza appoggio 4 = 0,3

Coefficiente di ridistribuzione dei momenti sugli appoggi: Delta = 1Arrotonda i momenti sugli appoggi

6. 1.VERIFICHE SLU Cam. Luce q. Sez. N° 1 4,95 8,795 1 2 5,4 8,795 1 2 1,95 8,795 1


Mezzeria campata 2 : Med = 17,42 KNm < Med = q x Ln^2/14 = 8,795 x(5,4)^2/14 =18,3KNm

Appoggio 2 :Med =-22,26 KNm Tagli :

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI MEZZARIA campata 2 con As = 2,67cmq (1Ø12+1Ø14)

calcolo Mrd :


VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO 2 con As = 2,67cmq

(1Ø12+1Ø14) As' = 4,02cmq(2Ø16)

Med = - 22,26 KNm < Mrd = -28,71 KNm verificata



APPOGGIO 1

Ved > Vrd


6. 2.VERIFICHE SLE









76.3

74.4

93.6

82.7

43.5



Mezzeria campata 2 : Med = 11,99 KNm < Med = q x L^2/14 = 6,05 x5,4^2/14 =12,6KNmAppoggio 2 : Med = -15,31 KNm


Med = 12,6knmverifica condotta col metodo n : σc = -5,26 N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 243 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq


Med = 15,31 knm





Mezzeria campata 2 : Med = 10,40 KNm > Med = q x Ln^2/14 = 5,25 x5,4^2/14 =11KNm Appoggio 2 : Med = 13,29 KNm


Med = 11 knmverifica condotta col metodo n : σc = -6,3 N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 212 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq


Med = -13,29 knm verifica condotta col metodo n : σc = -10,48 N/mmq < 0,45 fck = 0,45x28 = 12,6N/mmq σs = 185 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq



σs max = 212 N/mmq < 240N/mmq → diametro massimo delle barre Ø16 >verificato → spaziatura massima barre 250mmverificato



solaio 20+4 TIPO 2 combinazione frequente

Mezzeria campata 2 : Med = 10,8KNm < Med = q x Ln^2/14 = 5,45 x5,4^2/14=11,35KNm Appoggio 2 : Med = 13,79 KNm



VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO 2 con As = 2,67cmq(1Ø12+1Ø14) As' = 4,02cmq (2Ø16)

Med = -13,79 knm σs = 192 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq



σs max = 192 N/mmq <280 N/mmq → diametro massimo delle barre Ø16 >verificato → spaziatura massima barre 200mmverificato






λ = L/H= (540-70)/24 =19,58 < Kx0,8x (11+ 0,0015x 28 x380/As,eff) x (500/450x As,eff/ Acal)= Kx0,8x (11+ 15,96/As,eff ) x (1,11x As,eff/ Acal)= 1,3x 0,89x (11+ 15,96/4,02 ) x 1,5 = 25,9


con As,eff/ Acal =4,02/2,67 =1,5cmq As,eff = 4,02cmq nb. a favore di sicurezza si dispongono 2 Ø16 in mezzeria quindi

7. SOLAIO TIPO 7






Intonaco 0.30 KN/m2


2,00 KN/m2



14/01/08)

4,00 KN/m 2






solaio 20+4 TIPO 6 Numero Campate = 2 Vincolo di sinistra : vincolo elasticoVincolo di destra : vincolo elastico Sezione 1 - a T b1 = 0,5000 h1 = 0,04000 b2 = 0,09000 h2 = 0,2000 E =3,231E+07 J = 0,0001991 Larghezza appoggio 1 = 0,4Larghezza appoggio 2 = 0,7Larghezza appoggio 4 = 0,3 Coefficiente di ridistribuzione dei momenti sugli appoggi: Delta = 1Arrotonda i momenti sugli appoggi



Mezzeria campata 2 : Med = 11,88 KNm < Med = q x Ln^2/14 = 8,795 x(5,55)^2/14 =19KNm

Appoggio 2 : Med =-21,71 KNm Tagli :


calcolo Mrd :

Med = 19 KNm < Mrd = 21,05 KNm verificata

APPOGGIO 1

Ved > Vrd


6. 2.VERIFICHE SLE











32.1

44.9

70.3

35.9

Mezzeria campata 2 : Med = 8,172 KNm < Med = q x L^2/14 = 6,05 x5,55^2/14=13,31 KNmAppoggio 3 : Med = -15 KNm




Med = 15 knm





Mezzeria campata 2 : Med = 7,091 KNm < Med = q x Ln^2/14 = 5,25 x5,55^2/14 =11,55KNm Appoggio 2 : Med = 13 KNm




Med = 13 knm verifica condotta col metodo n : σc = -10,25 N/mmq < 0,45 fck = 0,45x28 = 12,6N/mmq σs = 181 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq







Mezzeria campata 2 : Med = 7,4KNm < Med = q x Ln^2/14 = 5,45 x5,55^2/14=12KNm Appoggio 3 : Med = 13,45 KNm


Med = 12 knm σs = 232N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq





σs max = 232N/mmq <280 N/mmq → diametro massimo delle barre Ø16 >verificato → spaziatura massima barre 200mmverificato






λ = L/H= (555-35-15)/24 =20,2 < Kx0,8x (11+ 0,0015x 28 x380/As,eff) x (500/450x As,eff/ Acal)= Kx0,8x (11+ 15,96/As,eff ) x (1,11x As,eff/ Acal)= 1,3x 0,89x (11+ 15,96/4,02 ) x 1,5 = 25,9


nb. a favore di sicurezza si dispongono 2 Ø16 in mezzeria quindi: As,eff = 4,02cmq As,eff/ Acal =4,02/2,67 =1,5cmq

8. SOLAIO TIPO 8






Intonaco 0.30 KN/m2


2,00 KN/m2



14/01/08)

4,00 KN/m 2






solaio 20+4 TIPO 8 Numero Campate = 6 Vincolo di sinistra : appoggioVincolo di destra : vincolo elastico Sezione 1 - a T b1 = 0,5000 h1 = 0,04000 b2 = 0,09000 h2 = 0,2000 E =3,231E+07 J = 0,0001991 Larghezza appoggio 1 = 0,5Larghezza appoggio 2 = 0,7Larghezza appoggio 3 = 0,7Larghezza appoggio 4 = 0,7Larghezza appoggio 5 = 0,5Larghezza appoggio 6 = 0,4Larghezza appoggio 7 = 0,4


8. 1.VERIFICHE SLU Cam. Luce q. Sez. N° 1 4,75 8,795 1 2 4,78 8,795 1 3 2,2 8,795 1 4 4,85 8,795 1 5 0,9 8,795 1 6 3,8 8,795 1


Mezzeria campata 1 : Med = 14,75 KNm > Med = q x Ln^2/14 = 8,795 x(4,75)^2/14=14,17 KNm

Mezzeria campata 2-4: Med = 11,59 KNm < Med = q x Ln^2/14 = 8,795 x(4,85)^2/14=14,78 KNm Mezzeria campata 6 : Med = 6,617 KNm < Med = q x Ln^2/14 = 8,795 x(3,8)^2/14 = 9,07KNm

Appoggio 2 : Med = -18,34 KNm Appoggio 3-4 : Med = -9,72 KNm Appoggio 5-6-7 : Med = -11,63 KNm Tagli :

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI MEZZARIA campata 2 con As =2,26cmq (2Ø12)

calcolo Mrd :

Med max = 14,75 KNm < Mrd = 17,94 KNm tutte le sezioni di mezzeria risultano verificate

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO 2 con As = 2,26cmq (2Ø12) As' = 3,08cmq(2Ø14)


VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO 3-4-5-6-7 con As = 2,26cmq(2Ø12) As' = 2,26cmq(2Ø12)

Appoggio 3-4 : Med = -9,72 KNm < Mrd = -16,53 KNm verificata Appoggio 5-6-7 : Med = -11,63 KNm < Mrd = -16,53 KNm verificata

VERIFICA A TAGLIO

calcolo Vrd della sezione 9x24 cm armata con un armatura tesa di 2Ø14 (appoggio 1-2)


Base sezione: b= 90 mm CALCESTRUZZOAltezza sezione: h = 240 mm C28/35

30 mm 28 Mpa

DATI ARMATURA 16 Mpa

1,5Armatura LongitudinaleDiametro armatura tesa= 14 mm ACCIAION° barre tese = 2 450 MpaDiametro armatura compressa = 12 mm 391 MpaN° barre compresse = 0 1,15

Classe clsCopriferro: c = fck

fcdYc

fykfydYs

calcolo Vrd della sezione 9x24 cm armata con un armatura tesa di 2Ø12 (appoggio 3-4-5-6-7)

laddove Ved > Vrd







30 mm 28 Mpa




fcdYc

fykfydYs




54.1

7.5

34.9

74.761.5 24.5

8. 2.VERIFICHE SLE




Mezzeria campata 1 : Med = 10,15 KNm > Med = q x L^2/14 = 6,05 x(4,75)^2/14 =9,75KNm

Mezzeria campata 2-3-4-5-6: Med = 7,8 KNm < Med = q x L^2/14 = 6,05 x(4,85)^2/14 =10,16KNm

Appoggio 2 : Med = -12,61 KNm Appoggio 3-4-5-6-7 : Med = -9,5 KNm

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI MEZZARIA campata 1 con As =2,26mq (2Ø12)


VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO 2 con As =2,26mq (2Ø12) As' =3,08mq (2Ø14)

Med = -12,61 knm

verifica condotta col metodo n : σc = -11,18N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 227 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO 3-4-5-6-7 con As =2,26mq(2Ø12) As' =2,26mq(2Ø12)

Med = -9,5 knm

verifica condotta col metodo n : σc = -9,23N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 230N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq




Mezzeria campata 1 : Med = 8,8KNm > Med = q x L^2/14 = 5,25 x(4,75)^2/14 =8,46KNm

Mezzeria campata 2-3-4-5-6: Med = 7 KNm < Med = q x L^2/14 = 5,25 x(4,85)^2/14 =8,82KNm

Appoggio 2 : Med = -10,95 KNm Appoggio 3-4-5-6-7 : Med = -8,215 KNm VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI MEZZARIA campata 1 con As = 2,26cmq (2Ø12)


VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO 2 con As = 2,26cmq (2Ø12)

As' = 3,08cmq (2Ø14)

Med = 8,9 knm verifica condotta col metodo n : σc = -7,9 N/mmq < 0,45 fck = 0,45x28 = 12,6 N/mmq σs = 160N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI MEZZARIA campata 2-3-4-5-6 con As = 2,26cmq (2Ø12)



Med = 8,22 knm verifica condotta col metodo n : σc = -7,3 N/mmq < 0,45 fck = 0,45x28 = 12,6 N/mmq σs = 148N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq







Mezzeria campata 1 : Med = 9,14KNm >

Med = q x L^2/14 = 5,45 x(4,75)^2/14 =8,8KNm

Mezzeria campata 2-3-4-5-6: Med = 7,2 KNm < Med = q x L^2/14 = 5,45 x(4,85)^2/14 =9,16KNm

Appoggio 2 : Med = -11,4 KNm Appoggio 3-4-5-6-7 : Med = -8,6 KNm

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI MEZZARIA campata 1 con As = 2,26cmq (2Ø12)

Med = 8,8 knm σs = 200N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO 2 con As = 2,26cmq (2Ø12) As' = 3,08cmq (2Ø14)


VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI MEZZARIA campata 2-3-4-5-6 con As = 2,26cmq (2Ø12)

Med =9,16 knmverifica condotta col metodo n : σs = 208 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq


Med = -8,6 knm verifica condotta col metodo n : σs = 155N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq



σs max = 208N/mmq <280 N/mmq → diametro massimo delle barre < Ø16verificato → spaziatura massima barre 200mmverificato








nb. a favore di sicurezza si dispongono 2 Ø14 in mezzeria quindi As,eff = 3,08cmq As,eff/ Acal =3,08/2,26 =1,36cmq

9. SOLAIO TIPO 9






Intonaco 0.30 KN/m2


2,00 KN/m2



14/01/08)

4,00 KN/m 2






solaio 20+4 TIPO 9 Numero Campate = 3 Vincolo di sinistra : appoggioVincolo di destra : appoggio Sezione 1 - a T b1 = 0,5000 h1 = 0,04000 b2 = 0,09000 h2 = 0,2000 E =3,231E+07 J = 0,0001991 Larghezza appoggio 1 = 0,5Larghezza appoggio 2 = 0,7Larghezza appoggio 3 = 0,6Larghezza appoggio 4 = 0,5


9. 1.VERIFICHE SLU Cam. Luce q. Sez. N° 1 4,20 8,795 1 2 6,45 8,795 1 3 5,75 8,795 1


Mezzeria campata 1 : Med = 9 KNm < Med = q x L^2/14 = 8,795 x(4,2)^2/14 =11,1

KNm

Mezzeria campata 2: Med = 16,07 KNm < Med = q x L^2/14 = 8,795 x(6,45-0,35-0,3)^2/14=21,13 KNm Mezzeria campata 3 : Med =21,05KNm > Med = q x L^2/14 = 8,795 x(5,75-0,3-0,25)^2/14 =16,7 KNm

Appoggio 2 : Med = -20,34 KNm Appoggio 3 : Med = -30,16 KNm Tagli :

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI MEZZARIA campata 1 con As =2,26cmq (2Ø12)

calcolo Mrd :

Med max =9 KNm < Mrd = 27,61 KNm

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI MEZZARIA campata 2-3 con As =3,55cmq (1Ø14+1Ø16)

calcolo Mrd :

Med max = 22 KNm < Mrd = 27,61 KNm

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO 3 con As =3,55cmq(1Ø14+1Ø16) As' = 4,62cmq(3Ø14)

Appoggio 2 : Med = -20,34 KNm < Mrd = -22,3 KNm verificata

VERIFICA A TAGLIO

calcolo Vrd della sezione 9x24 cm armata con un armatura tesa di 2Ø14 (appoggio 1)



30 mm 28 Mpa




fcdYc

fykfydYs

calcolo Vrd della sezione 9x24 cm armata con un armatura tesa di 3Ø14 (appoggio 2-3)

laddove Ved > Vrd







30 mm 28 Mpa


1,5Armatura LongitudinaleDiametro armatura tesa= 14 mm ACCIAIO

N° barre tese = 3 450 MpaDiametro armatura compressa = 12 mm 391 MpaN° barre compresse = 0 1,15


fcdYc

fykfydYs




47.3

74.6

115.1

130

9. 2.VERIFICHE SLE




Mezzeria campata 1 : Med = 6,2 KNm < Med = q x L^2/14 = 6,05 x(4,2)^2/14 =7,62KNm

Mezzeria campata 2: Med = 11,06 KNm < Med = q x L^2/14 = 6,05 x(6,45-0,35-0,3)^2/14 =14,54KNm Mezzeria campata 3 : Med =14,48KNm > Med = q x L^2/14 = 6,05 x(5,75-0,3-0,25)^2/14 =11,68 KNm

Appoggio 2 : Med = -13,99 KNm Appoggio 3 : Med = -20,74 KNm

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI MEZZARIA campata 1 con As =2,26mq (2Ø12)


VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI MEZZARIA campata 2-3 con As =3,55cmq (1Ø14+1Ø16)



Med = -20,74 knm

verifica condotta col metodo n : σc = -14,41N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 251 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq


Med = -13,99 knm

verifica condotta col metodo n : σc = -10,85N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 251N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360N/mmq





Mezzeria campata 2: Med = 9,6 KNm < Med = q x L^2/14 = 5,25 x(6,45-0,35-0,3)^2/14 =12,61KNm Mezzeria campata 3 : Med =12,56KNm >

Med = q x L^2/14 = 5,25 x(5,75-0,3-0,25)^2/14 =10,14 KNm

Appoggio 2 : Med = -12,14 KNm Appoggio 3 : Med = -18 KNm VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI MEZZARIA campata 1 con As = 2,26cmq (2Ø12)Med = 6,62 knmverifica condotta col metodo n : σc = -2,93 N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 150 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI MEZZARIA campata 2-3 con As =3,55cmq (1Ø14+1Ø16)Med = 12,6 knmverifica condotta col metodo n : σc = -4,8 N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 184 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO 3 con As =3,55cmq(1Ø14+1Ø16) As' = 4,62cmq(3Ø14)Med = -18 knm verifica condotta col metodo n : σc = -12,51 N/mmq < 0,45 fck = 0,45x28 = 12,6N/mmq σs = 218N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360N/mmq

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO 2 con As =3,55cmq(1Ø14+1Ø16) As' = 3,08cmq(2Ø14)Med = -12,14 knm verifica condotta col metodo n : σc = -9,41 N/mmq < 0,45 fck = 0,45x28 = 12,6N/mmq σs = 217 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq



σs max = 218 N/mmq < 240N/mmq → diametro massimo delle barre Ø16verificato → spaziatura massima barre 250mmverificato





Mezzeria campata 1 : Med = 5,6 KNm < Med = q x L^2/14 = 5,45 x(4,2)^2/14 =6,9 KNm

Mezzeria campata 2: Med = 9,96 KNm < Med = q x L^2/14 = 5,45 x(6,45-0,35-0,3)^2/14 =15,5KNm Mezzeria campata 3 : Med =13,04KNm > Med = q x L^2/14 = 5,45 x(5,75-0,3-0,25)^2/14 =10,53 KNm

Appoggio 2 : Med = -12,61 KNm Appoggio 3 : Med = -18,7 KNm


Med = 7 knm σs = 160N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI MEZZARIA campata 2-3 con As =3,55cmq (1Ø14+1Ø16)Med = 13,04 knm σs = 191N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq


Med = -19 knm σs = 230 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO 2 con As =3,55cmq(1Ø14+1Ø16)

As' = 3,08cmq(2Ø14)

Med =-12,61 knmverifica condotta col metodo n : σs = 226 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq



σs max = 230N/mmq <280 N/mmq → diametro massimo delle barre < Ø16verificato → spaziatura massima barre 200mmverificato



con K =1,5x0,8 campata intermedia di trave continua – sezione a T



λ = L/H= (645-35-30)/24 =23,96 < Kx0,8x (11+ 0,0015x 28 x380/As,eff) x (500/450x As,eff/ Acal)= Kx0,8x (11+ 15,96/As,eff ) x (1,11x As,eff/ Acal)= 1,5x 0,89x (11+ 15,96/4,62 ) x 1,3 = 25


nb. a favore di sicurezza si dispongono 3 Ø14 in mezzeria quindi As,eff = 4,62cmq As,eff/ Acal =4,62/3,55 =1,3cmq

10. SOLAIO TIPO 10






Intonaco 0.30 KN/m2


2,00 KN/m2



14/01/08)

4,00 KN/m 2






solaio 20+4 TIPO 6 Numero Campate = 3 Vincolo di sinistra : vincolo elasticoVincolo di destra : vincolo elastico Sezione 1 - a T b1 = 0,5000 h1 = 0,04000 b2 = 0,09000 h2 = 0,2000 E =3,231E+07 J = 0,0001991 Larghezza appoggio 1 = 0,4Larghezza appoggio 2 = 0,7Larghezza appoggio 3 = 0,7Larghezza appoggio 4 = 0,3 Coefficiente di ridistribuzione dei momenti sugli appoggi: Delta = 1Arrotonda i momenti sugli appoggi

10.1.VERIFICHE SLU Cam. Luce q. Sez. N° 1 4,95 8,795 1 2 5,4 8,795 1 2 1,95 8,795 1


Mezzeria campata 2 : Med = 17,77 KNm < Med = q x Ln^2/14 = 8,795 x(5,4)^2/14 =18,3KNm

Appoggio 2 :Med =-22,50 KNm Tagli :


calcolo Mrd :



APPOGGIO 1

Ved > Vrd


10. 2.VERIFICHE SLE







76

75.1

95.5

81

14.7





Med = -15,48 knmverifica condotta col metodo n : σc = -12,2 N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 216 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq




Mezzeria campata 2 : Med = 10,61 KNm < Med = q x Ln^2/14 = 5,25 x5,4^2/14 =11KNm Appoggio 2 : Med = 13,43 KNm




Med = -13,43 knm verifica condotta col metodo n : σc = -10,6 N/mmq < 0,45 fck = 0,45x28 = 12,6N/mmq σs = 187 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq







Mezzeria campata 2 : Med = 11,01KNm < Med = q x Ln^2/14 = 5,45 x5,4^2/14=11,35KNm Appoggio 2 : Med = 13,95 KNm







σs max = 194 N/mmq <280 N/mmq → diametro massimo delle barre Ø16 >verificato → spaziatura massima barre 200mmverificato






λ = L/H= (540-70)/24 =19,58 < Kx0,8x (11+ 0,0015x 28 x380/As,eff) x (500/450x As,eff/ Acal)= Kx0,8x (11+ 15,96/As,eff ) x (1,11x As,eff/ Acal)= 1,3x 0,89x (11+ 15,96/4,02 ) x 1,5 = 25,9


con As,eff/ Acal =4,02/2,67 =1,5cmq As,eff = 4,02cmq nb. a favore di sicurezza si dispongono 2 Ø16 in mezzeria quindi

11. SOLAIO TIPO 11






Intonaco 0.30 KN/m2


2,00 KN/m2



14/01/08)

4,00 KN/m 2






solaio 20+4 TIPO 11 Numero Campate = 2 Vincolo di sinistra : vincolo elasticoVincolo di destra : appoggio Sezione 1 - a T b1 = 0,5000 h1 = 0,04000 b2 = 0,09000 h2 = 0,2000 E =3,231E+07 J = 0,0001991 Larghezza appoggio 1 = 0,4Larghezza appoggio 2 = 0,7Larghezza appoggio 4 = 0,3 Coefficiente di ridistribuzione dei momenti sugli appoggi: Delta = 1Arrotonda i momenti sugli appoggi



Mezzeria campata 2 : Med = 21,31 KNm > Med = q x Ln^2/14 = 8,795 x(5,55)^2/14 =19KNm

Appoggio 2 : Med = - 23,21 KNm

Tagli :


calcolo Mrd :

APPOGGIO 1

Ved > Vrd


11. 2.VERIFICHE SLE











56.3

105

10.3

13.9

Mezzeria campata 2 : Med = 14,66 KNm > Med = q x L^2/14 = 6,05 x5,55^2/14=13,31 KNmAppoggio 2 : Med = -15,97 KNm




Med = 15,97 knm





Mezzeria campata 2 : Med = 12,72 KNm > Med = q x Ln^2/14 = 5,25 x5,55^2/14 =11,55KNm Appoggio 2 : Med = 13,86 KNm




Med = 13,86 knm verifica condotta col metodo n : σc = -10,46 N/mmq < 0,45 fck = 0,45x28 = 12,6N/mmq σs = 192 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq







Mezzeria campata 2 : Med = 13,12KNm > Med = q x Ln^2/14 = 5,45 x5,55^2/14=12KNm Appoggio 2 : Med = -14,38 KNm


Med = 13,12 knm σs = 220N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq














12. SOLAIO TIPO 12

SOLAIO MACCHINE Q1



Pavimento 0,40 KN/m2


Intonaco 0.30 KN/m2

MACCHINE 5,00 KN/m2


Carichi Variabili (Q A,K)Cat. H (tab. 3.1.II D.M.

14/01/08)

2,00 KN/m 2

SOLAIO Q2





Intonaco 0.30 KN/m2




14/01/08)

2,00 KN/m 2


SLU : q1 =(2,8x1,3+6,7x1,5x2x1,5) 0,5 = 8,345 KN/nervatura


SLE FREQUENTE : q1 =(2,8+6,7+0x2) 0,5 = 4,75 KN/nervatura

SLE QUASI PERMANENTE : q1 =(2,8+6,7+0x2) 0,5 = 4,75 KN/nervatura





solaio 20+4 TIPO 12 Numero Campate = 3 Vincolo di sinistra : appoggioVincolo di destra : appoggio Sezione 1 - a T b1 = 0,5000 h1 = 0,04000 b2 = 0,09000 h2 = 0,2000 E =3,231E+07 J = 0,0001991 Larghezza appoggio 1 = 0,5Larghezza appoggio 2 = 0,7Larghezza appoggio 3 = 2,6Larghezza appoggio 4 = 0,5 Coefficiente di ridistribuzione dei momenti sugli appoggi: Delta = 1Arrotonda i momenti sugli appoggi




Appoggio 2 : Med = - 22,85 KNm Tagli :


calcolo Mrd :






30 mm 28 Mpa





fcdYc

fykfydYs

Ved > Vrd


12. 2.VERIFICHE SLE







72.9

73.8




Med = 11knmverifica condotta col metodo n : σc = -4,9 N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 250 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq


Med = 16 knm


• COMBINAZIONE QUASI PERMANENTE e FREQUENTE





solaio 20+4 TIPO 12 combinazione quasi permanente e frequente

Mezzeria campata 1 : Med = 8,9 KNm < Med = q x L^2/14 = 4,75 x5,15^2/14 =9KNmAppoggio 2 : Med = -13,75 KNm


Med = 9 knmverifica condotta col metodo n : σc = -4 N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 205 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq


Med = -13,75 knm verifica condotta col metodo n : σc = -11,35 N/mmq < 0,45 fck = 0,45x28 = 12,6N/mmq σs = 192 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360N/mmq

VERIFICA A FESSURAZIONE : metodo tabellare combinazione quasi permanente


σs max = 205 N/mmq < 240N/mmq → diametro massimo delle barre Ø16 >

verificato → spaziatura massima barre 250mmverificato

VERIFICA A FESSURAZIONE : metodo tabellare combinazione frequente











13. SOLAIO TIPO 13

SOLAIO MACCHINE Q1





Intonaco 0.30 KN/m2

MACCHINE 5,00 KN/m2



14/01/08)

2,00 KN/m 2






solaio 20+4 TIPO 13 Numero Campate = 2 Vincolo di sinistra : appoggioVincolo di destra : appoggio Sezione 1 - a T b1 = 0,5000 h1 = 0,04000 b2 = 0,09000 h2 = 0,2000 E =3,231E+07 J = 0,0001991 Larghezza appoggio 1 = 0,5Larghezza appoggio 2 = 0,7Larghezza appoggio 3 = 2,6


13.1.VERIFICHE SLU Cam. Luce q. Sez. N° 1 2,42 8,345 1

2 6,08 8,345 1


Mezzeria campata 2 : Med = 25,29 KNm < Med = q x L^2/14 = 8,345 x(6,08)^2/14 =22KNm



calcolo Mrd :

Ved > Vrd


13. 2.VERIFICHE SLE









121.4

26



Med = 17,04 knm






Mezzeria campata 2 : Med = 14,39 KNm < Med = q x L^2/14 = 4,75 x6,08^2/14=12,54 KNmAppoggio 2 : Med = -14,08 KNm
















λ = L/H= (608-130-35)/24 =18,45 <

Kx0,8x (11+ 0,0015x 28 x380/As,eff) x (500/450x As,eff/ Acal)= Kx0,8x (11+ 15,96/As,eff ) x (1,11x As,eff/ Acal)= 1,3x 0,89x (11+ 15,96/4,02 ) x 1,13 = 19,57



14. SOLAIO TIPO 14

SOLAIO MACCHINE Q1





Intonaco 0.30 KN/m2

MACCHINE 5,00 KN/m2



14/01/08)

2,00 KN/m 2

SOLAIO Q2





Intonaco 0.30 KN/m2




14/01/08)

2,00 KN/m 2










solaio 20+4 TIPO 14 Numero Campate = 4 Vincolo di sinistra : appoggioVincolo di destra : appoggio Sezione 1 - a T b1 = 0,5000 h1 = 0,04000 b2 = 0,09000 h2 = 0,2000 E =3,231E+07 J = 0,0001991 Larghezza appoggio 1 = 0,5Larghezza appoggio 2 = 0,7Larghezza appoggio 3 = 0,7Larghezza appoggio 4 = 1,2 Larghezza appoggio 5 = 0,5


14.1.VERIFICHE SLU Cam. Luce q. Sez. N° 1 4,70 8,345 1 2 4,80 8,345 1 3 2,15 8,345 1 4 4,90 5,595 1



Appoggio 2 : Med = - 17,20 KNm diagramma dei Tagli :


calcolo Mrd :






30 mm 28 Mpa




fcdYc

fykfydYs

Ved > Vrd


14. 2.VERIFICHE SLE







44

62.4




Med = 10knmverifica condotta col metodo n : σc = -4,42 N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 227 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq


Med = -11,85 knm










Med = 9 knmverifica condotta col metodo n : σc = -4 N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 205 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq


Med = -10 knm verifica condotta col metodo n : σc = -8,9 N/mmq < 0,45 fck = 0,45x28 = 12,6 N/mmq σs = 180 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360N/mmq





condizioni ambientali : ORDINARIEarmatura : POCO SENSIBILE

combinazione frequente : APERTURA DELLE FESSURE < w3 = 0,4mm

σs max = 205N/mmq <280 N/mmq → diametro massimo delle barre Ø16verificato → spaziatura massima barre 200mmverificato









15. SOLAIO TIPO 15

SOLAIO MACCHINE Q1





Intonaco 0.30 KN/m2

MACCHINE 5,00 KN/m2



14/01/08)

2,00 KN/m 2






solaio 20+4 TIPO 15 Numero Campate = 3 Vincolo di sinistra : appoggioVincolo di destra : appoggio Sezione 1 - a T b1 = 0,5000 h1 = 0,04000 b2 = 0,09000 h2 = 0,2000 E =3,231E+07 J = 0,0001991 Larghezza appoggio 1 = 0,4Larghezza appoggio 2 = 0,7Larghezza appoggio 3 = 0,7Larghezza appoggio 4 = 1,2




Mezzeria campata 2 : Med = 12,6 KNm < Med = q x L^2/14 = 8,345 x(5,5)^2/14 =18KNm



calcolo Mrd :




Ved > Vrd

si prescrive quindi una fascia a pignatte alternate che con una sezione resistente a tagliodi 30x24cm che ha un Vrd = 35KN> Ved



30 mm 28 Mpa




fcdYc

fykfydYs




31.1

52.4

43.9

12.5

15. 2.VERIFICHE SLE




Mezzeria campata 2 : Med = 8,7 KNm > Med = q x L^2/14 = 5,75 x5,5^2/14 =12,4KNmAppoggio 2 : Med = -11,03 KNm




Med = 11,03 knm





σs max = 234N/mmq <280 N/mmq → diametro massimo delle barre Ø16verificato → spaziatura massima barre 200mmverificato









16. SOLAIO TIPO 16 -copertura falde laterali platea solaio 20+4



coppi 0,90 KN/m2

isolanti 0,10 KN/m2


Intonaco 0,30KN/m2



14/01/08)

0,50 KN/m 2

neve 1,20 KN/m 2


SLU : q =(2,8x1,3+2x1,5+1,2x1,5+0x0,5) 0,5 = 4,22 KN/nervatura

SLE RARA : q =(2,8+2+1,2+0x0,5) 0,5 = 3,00 KN/nervatura

SLE FREQUENTE : q =(2,8+2+1,2x0,2+0x0,5) 0,5 = 2,52 KN/nervatura

SLE QUASI PERMANENTE : q =(2,8+2+0x1,2+0x0,5) 0,5 = 2,4 KN/nervatura

solaio 20+4 TIPO 16 Numero Campate = 1 Vincolo di sinistra : appoggioVincolo di destra : appoggio Sezione 1 - a T b1 = 0,5000 h1 = 0,04000 b2 = 0,09000 h2 = 0,2000 E =3,231E+07 J = 0,0001991 Larghezza appoggio 1 = 0,4Larghezza appoggio 2 = 0,80

16.1.VERIFICHE SLU Cam. Luce q Sez. N° 1 5,6 4,22 1

Momenti : M= qxL^2/8 = 16,54 knm Tagli : qxL/2 = 11,82 knm


calcolo Mrd :


VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI APPOGGIO con As = 2,26cmq (2Ø12) As' = 2,67cmq (1Ø12+1Ø14)

calcolo Mrd :


( nb. A favore di sicurezza si considera il momento sull'appoggio pari a quello dellasezione di mezzeria)

VERIFICA A TAGLIO







16.2.VERIFICHE SLE


SLE RARA : q =(2,8+2+1,2+0x0,5) 0,5 = 3,00 KN/nervatura


Cam. Luce q Sez. N° 1 5,6 3 1

Momenti : M= qxL^2/8 = 11,76 knm



VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO 1E 2 con As = 2,26cmq (2Ø12) As' = 2,67cmq (1Ø12+1Ø14)

Med = 11,76 knm ( nb. A favore di sicurezza si considera il momento sull'appoggio pari a quello dellasezione di mezzeria)verifica condotta col metodo n : σc = -10,9 N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 243 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq


SLE QUASI PERMANENTE : q =(2,8+2+0x1,2+0x0,5) 0,5 = 2,4 KN/nervatura

solaio 20+4 TIPO 16 combinazione quasi permanente Numero Campate = 1 Cam. Luce q. Sez. N° 1 5,6 2,4 1








Med = 9,4 knm ( nb. A favore di sicurezza si considera il momento sull'appoggio pari a quello dellasezione di mezzeria)verifica condotta col metodo n : σc = -9,3 N/mmq < 0,45 fck = 0,45x28 = 12,6 N/mmq σs = 208 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq


condizioni ambientali : ORDINARIEarmatura : POCO SENSIBILEcombinazione permanente : APERTURA DELLE FESSURE < w2 = 0,3mm σs max = 230 N/mmq <240 N/mmq → diametro massimo delle barre Ø16 > Ø12 verificato → spaziatura massima barre 250mm verificato


SLE FREQUENTE : q =(2,8+2+1,2x0,2+0x0,5) 0,5 = 2,52 KN/nervatura

solaio 20+4 TIPO 16 combinazione frequente Numero Campate = 1 Cam. Luce q. Sez. N° 1 5,6 2,52 1 Momenti : M= qxL^2/8 = 9,9 knm


Med = 10,6knm σs = 241 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq


Med = 9,9 knm ( nb. A favore di sicurezza si considera il momento sull'appoggio pari a quello dellasezione di mezzeria)

σs = 218N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq



σs max = 223,7 N/mmq < 240N/mmq → diametro massimo delle barre Ø20 verificato → spaziatura massima barre 250mm verificato



con K =1x0,8 trave semplicemente appoggiate – sezione a T



λ = L/H= (560-20-40)/24 =20,8 < Kx0,8x (11+ 0,0015x 28 x380/As,eff) x (500/450x As,eff/ Acal)= Kx0,8x (11+ 15,96/As,eff ) x (1,11x As,eff/ Acal)= 0,89x (11+ 15,96/3,39 ) x 1,5= 20,97 VERIFICATO è possibile omettere la verifica delle inflessioni nb. a favore di sicurezza si dispongono 3 Ø12 in mezzeria quindi:

con As,eff/ Acal =3,39/2,26 = 1,5 As,eff = 3,39cmq (3Ø12)

16.4.VERIFICA CORNICIONE LATERO CEMENTO 20+4

SLU:Cam. Luce q Sez. N° 1 1,2 4,22 1

Momenti : M= qxL^2/2 = 3 knm Taglio : T= qxL/2 =2,53 kn

Il cornicione verrà armato come il solaio a tergo.Presentando sollecitazioni inferiori risulta senz'altro verificato .

17. SOLAIO IN GETTO PIENO S=15cm – primo ordine






2,00 KN/m2


Carichi Variabili (Q A,K)Cat. C2 (tab. 3.1.II D.M. 14/01/08)

4,00 KN/m 2

SLU : q =(3,75x1,3+4,00x1,5+4x1,5)1 = 16,875 KN/M

SLE RARA : q =(3,75+4+4) 1 = 11,75 KN/M

SLE FREQUENTE : q =(3,75+4+0,7x4) 1 = 10,55 KN/M

SLE QUASI PERMANENTE : q =(3,75+4+0,6x4) 1 =10,15 KN/M

Numero Campate = 1 Vincolo di sinistra : appoggioVincolo di destra : appoggio Sezione 1 - b1 = 1,0000 h1 = 0,15 E = 3,231E+07 J = 0,00028125 Larghezza appoggio 1 = 0,5Larghezza appoggio 2 = 0,5


Momenti : M= qxL^2/8 = 24,38 knm Tagli : qxL/2 = 28,69 knm

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI MEZZARIA e DI APPOGGIO con As = 5,27cmq As'=5,27cmq (1+1Ø10/15')

calcolo Mrd :


VERIFICA A TAGLIO


Base sezione: b= 1000 mm CALCESTRUZZO

Altezza sezione: h = 150 mm C28/3530 mm 28 Mpa





fcdYc

fykfydYs


17.2.VERIFICHE SLE


SLE RARA : q =(3,75+4+4) 1 = 11,75 KN/M

Cam. Luce q Sez. N° 1 3,4 11,75 1

Momenti : M= qxL^2/8 = 17 knm

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI MEZZARIA E DI APPOGGIO con As = 5,27cmq As'=5,27cmq (1+1Ø10/15')




Numero Campate = 1 Cam. Luce q. Sez. N° 1 3,4 10,15 1 Momenti : M= qxL^2/8 = 14,67 knm








σs max = 260 N/mmq <280 N/mmq → diametro massimo delle barre Ø12 verificato → spaziatura massima barre 150mm verificato








σs max = 270 N/mmq < 280N/mmq → diametro massimo delle barre Ø16 verificato → spaziatura massima barre 200mm verificato

17.3.VERIFICA SBALZO L=1,4m

SLU : q =(3,75x1,3+4,00x1,5+4x1,5)1 = 16,875 KN/M

SLE RARA : q =(3,75+4+4) 1 = 11,75 KN/M



Numero Campate = 1 Sezione 1 - b1 = 1,0000 h1 = 0,15 E = 3,231E+07 J = 0,00028125

SLU) M= qxL^2/2 = 16,53 knmSLE RARA) M= qxL^2/2 = 11,51 knm

SLE FREQUENTE) M= qxL^2/2 = 10,34 knm SLE QUASI PERMANENTE) M= qxL^2/2 = 9,95 knm

Le sollecitazioni per ogni combinazione di carico considerate risultano inferiori a quelle delsolaio a tergo, la sezione risulta senz'altro verificata con una doppia armatura 1+1Ø10/15'



• con K =1 trave semplicemente appoggiate


ρ = % armatura tesa = As,eff/Ac = As,eff/(100x15)ρ' = % armatura compressa = As,eff/Ac = As,eff/(100x15)

λ = L/H= (340-50)/15 =19,33 < Kx (11+ 0,0015x 28 x100x15/2 As,eff) x (500/450x As,eff/ Acal)= 1x (11+ 63/2x7,53 ) x 1,11x1,43= 24 VERIFICATO è possibile omettere la verifica delle inflessioni nb. a favore di sicurezza si dispongono 1+1 Ø12/15'' quindi:

con As,eff/ Acal =7,53/5,27 = 1,43 As,eff = 7,53cmq (1+1Ø12/15')

• con K =0,4 mensola



λ = L/H= (140-25)/15 =7,67 < Kx (11+ 0,0015x 28 x100x15/2 As,eff) x (500/450x As,eff/ Acal)= 0,4x (11+ 63/2x7,53 ) x 1,11x1,43= 9,6 VERIFICATO è possibile omettere la verifica delle inflessioni nb. a favore di sicurezza si dispongono 1+1 Ø12/15'' quindi:


18. SOLAIO IN GETTO PIENO S=12cm – secondo, terzo o rdinee loggione






2,00 KN/m2


Carichi Variabili (Q A,K)Cat. C2 (tab. 3.1.II D.M. 14/01/08)

4,00 KN/m 2

SLU : q =(3,00x1,3+4,00x1,5+4x1,5)1 = 15,9 KN/M

SLE RARA : q =(3,00+4+4) 1 = 11,00 KN/M



Numero Campate = 1 Vincolo di sinistra : appoggioVincolo di destra : appoggio Sezione 1 - b1 = 1,0000 h1 = 0,12 E = 3,231E+07 J = 0,000144 Larghezza appoggio 1 = 0,5Larghezza appoggio 2 = 0,5


Momenti : M= qxL^2/8 = 16,71 knm Tagli : qxL/2 = 23 knm

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI MEZZARIA e DI APPOGGIO con As = 5,27cmq As'=5,27cmq (1+1Ø10/15')

calcolo Mrd :


VERIFICA A TAGLIO


Base sezione: b= 1000 mm CALCESTRUZZO

Altezza sezione: h = 120 mm C28/3530 mm 28 Mpa




fcdYc

fykfydYs

Ved = 23 KN < Vrd verificato

18.2.VERIFICHE SLE


SLE RARA : q =(3,75+4+4) 1 = 11,00 KN/M

Cam. Luce q Sez. N° 1 2,9 11,00 1








Med = 9,88 knmverifica condotta col metodo n : σc = -8 N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 235 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq






σs max = 235 N/mmq <280 N/mmq → diametro massimo delle barre Ø12 verificato → spaziatura massima barre 150mm verificato








σs max = 245 N/mmq < 280N/mmq → diametro massimo delle barre Ø16 verificato → spaziatura massima barre 200mm verificato



• con K =1 trave semplicemente appoggiate



λ = L/H= (290-50)/12 =20 < Kx (11+ 0,0015x 28 x100x12/2 As,eff) x (500/450x As,eff/ Acal)= 1x (11+ 50,4/2x7,53 ) x 1,11x1,43= 28 VERIFICATO è possibile omettere la verifica delle inflessioni

nb. a favore di sicurezza si dispongono 1+1 Ø12/15'' quindi:


19. SOLAIO IN LEGNO -copertura falde laterali

19.1 verifica pannello x-lam 8,1cmPANNELLO X-LAM 8,1 41 KN/m2

Totale G 1,K 41 KN/m 2

coppi 0,90 KN/m2

isolanti 0,10 KN/m2



14/01/08)

0,50 KN/m 2

neve 1,20 KN/m 2

VERIFICA PANNELLO X-LAM S=8,1mm – copertura falda laterale plateaVERIFICA PANNELLO X-LAM S=8,1mm – copertura falda laterale plateaVERIFICA PANNELLO X-LAM S=8,1mm – copertura falda laterale plateaVERIFICA PANNELLO X-LAM S=8,1mm – copertura falda laterale platea

S=8

,1

S=8

,1

S=8

,1

S=8

,1

500,0 23,123,123,123,1 0,90,90,90,9 10590,010590,010590,010590,0 201,0

TRAVE

TRAVE

TRAVE

TRAVE BBBB HHHH LLLL iiii

cm cm m m par. 11.7.1.1

100,00 8,10 2,80 1,00 1,10 0,0 100,0 0,0 120,0

AMBIE

NTE

AMBIE

NTE

AMBIE

NTE

AMBIE

NTE ClasseClasseClasseClasse DurataDurataDurataDurata DurataDurataDurataDurata

ServizioServizioServizioServizio kg/m kg/m kg/m kg/m

1 0,60 breve 0,90 breve 0,90 40,50 100,00 0,00 120,00

292,65 382,65 200,50 260,50 164,50 164,50 140,50 140,50 0,00 120,00

286,80 375,00 196,49 255,29 161,21 161,21 137,69 137,69 0,00 117,60

409,71 535,71 280,70 364,70 230,30 230,30 196,70 196,70 0,00 168,00

FLESSIONE TAGLIO

26,227 157,786 ver.ver.ver.ver. 0,759 5,710 ver.ver.ver.ver.

34,293 157,786 ver.ver.ver.ver. 0,992 5,710 ver.ver.ver.ver.

cm cm cm cm cm cm

0,000 0,250 0,0000,0000,0000,000 0,2130,2130,2130,213 <L/300 = 0,933 ver.ver.ver.ver. 0,4000,4000,4000,400 0,6520,6520,6520,652 <L/250 = 1,120 ver.ver.ver.ver.

ρρρρ kkkkffff m,km,km,km,k

ffff v,kv,kv,kv,kEEEE ,0 ,mea n,0 ,mea n,0 ,mea n,0 ,mea n

GGGG ,mea n,mea n,mea n,mea n

kg/m3 N/mm2 N/mm2 N/mm2 N/mm2

kkkk hhhh

CARIC

HI

CARIC

HI

CARIC

HI

CARIC

HI

SOLA

IOSOLA

IOSOLA

IOSOLA

IO

GGGG 1111GGGG 2222

QQQQ 1111QQQQ 2222

kg/m2 kg/m2 kg/m2 kg/m2

E' escluso il peso proprio della trave. Q1: Carico Neve (Cat. H). Q2: Abitazione (Cat. A).

kkkk defdefdefdefkkkk mod, 1mod, 1mod, 1mod, 1

kkkk mod,2mod,2mod,2mod,2

CARIC

HI

CARIC

HI

CARIC

HI

CARIC

HI

TRAVE

TRAVE

TRAVE

TRAVE

gggg 1111gggg 2222

qqqq 1111qqqq 2222

Tab. 4.4.V Q1 Tab. 4.4.IV Q

2 Tab. 4.4.IV

SLUSLUSLUSLUQ 1Q 1Q 1Q 1

SLUSLUSLUSLUQ2Q 2Q 2Q 2

SLESLESLESLEra r. 1ra r. 1ra r. 1ra r. 1


SLESLESLESLEfre . 1fre . 1fre . 1fre . 1

SLESLESLESLEfre. 2fre. 2fre. 2fre. 2

SLESLESLESLEQ .P .Q . P .Q . P .Q . P .

qqqq G 1G 1G 1G 1+q+q+q+q G2G 2G 2G 2

qqqq 1111qqqq 2222

qqqqdddd (kg/m) Sollecitazio-

ni calcolate

trave su 2

appoggi

MMMMdddd (kg*m)

VVVVdddd (kg)

σσσσm,y,dm,y,dm,y,dm,y,dffff m,y ,dm,y ,dm,y ,dm,y ,d

ττττ ddddffff v,dv,dv,dv,d

kg/cm2 kg/cm2 kg/cm2 kg/cm2


SLUSLUSLUSLUQ2Q 2Q 2Q 2

uuuu 0000uuuu g, i st.g, i st.g, i st.g, i st.

uuuu q1 , i st.q 1 , i st.q 1 , i st.q 1 , i st.uuuu q2, i st.q2, i st.q2, i st.q2, i st.

Verifica effettuata sul

valore max di uq,ist.

uuuu net, fi n 1net, fi n 1net, fi n 1net, fi n 1uuuu net, fi n2net, fi n2net, fi n2net, fi n2


valore max di unet,fin

19.2 verifica travetto 32x24 gl 36h

PANNELLO X-LAM 8,1 41 KN/m2

Totale G 1,K 41 KN/m 2

coppi 0,90 KN/m2

isolanti 0,10 KN/m2



14/01/08)

0,50 KN/m 2

neve 1,20 KN/m 2

REI 120 VERIFICA PANNELLO X-LAM S=8,1mm – copertura falda laterale platea REI 120 VERIFICA PANNELLO X-LAM S=8,1mm – copertura falda laterale platea REI 120 VERIFICA PANNELLO X-LAM S=8,1mm – copertura falda laterale platea REI 120 VERIFICA PANNELLO X-LAM S=8,1mm – copertura falda laterale platea

Con : βo=0,9x(450/500)^0,5 x (20/81)^0,5 =0,42S=

81S=

81S=

81S=

81

tttt

mm mm/min min

500,0 23,123,123,123,1 0,9 7,0 0,42 1,0 120

Fuoco su un lato

TRAVE

TRAVE

TRAVE


cm cm m m cm cm

100,00 8,10 2,80 1,00 100,00 2,36 0,0 100,0 0,0 120,0


COEF

F.CO

EFF.

COEF

F.CO

EFF.

kg/m kg/m kg/m kg/m

1,00 1,00 0,00 0,00 1,15 40,50 100,00 0,00 120,00

FLESSIONE TAGLIO

140,50

137,69

196,70 148,330 265,765 ver.ver.ver.ver. 1,250 10,580 ver.ver.ver.ver.

ρρρρ kkkkffffm,km,km,km,k

ffff t,0,kt,0,kt,0,kt,0,kffff t,90,kt,90,kt,90,kt,90,k

ffff c,0,kc,0,kc,0,kc,0,kffff c,90,kc,90,kc,90,kc,90,k

ffff v,kv,kv,kv,kdddd 0000

βo kkkk 0000

kg/m3 N/mm2 N/mm2 N/mm2 N/mm2 N/mm2 N/mm2

BBBB eff.eff.eff.eff.HHHH eff.eff.eff.eff.

CARIC

HI

CARIC

HI

CARIC

HI

CARIC

HI

SOLA

IOSOLA

IOSOLA

IOSOLA

IO

GGGG 1111GGGG 2222

QQQQ 1111QQQQ 2222


kkkkmod,fi , 1mod,fi , 1mod,fi , 1mod,fi , 1γγγγM,fiM,fiM,fiM,fi

ΨΨΨΨ 2,12,12, 12, 1ΨΨΨΨ 2,22,22,22,2

kkkk fifififi

CARIC

HI

CARIC

HI

CARIC

HI

CARIC

HI

TRAVE

TRAVE

TRAVE

TRAVE

gggg 1111gggg 2222

qqqq 1111qqqq 2222

SLUSLUSLUSLUECC.ECC.ECC.ECC.


ni calcolate

trave su 2

appoggi

σσσσm,y,dm,y,dm,y,dm,y,dffffm,y,dm,y,dm,y,dm,y,d

ττττ ddddffff v,dv,dv,dv,d

MMMMdddd (kg*m) kg/cm2 kg/cm2 kg/cm2 kg/cm2

VVVVdddd (kg) SLUSLUSLUSLU

ECC.ECC.ECC.ECC.

TRAVE 32x24 travetto copertura falda lateraleTRAVE 32x24 travetto copertura falda lateraleTRAVE 32x24 travetto copertura falda lateraleTRAVE 32x24 travetto copertura falda laterale

GL3

6hGL3

6hGL3

6hGL3

6h

450,0 36,036,036,036,0 26,0 0,6 31,0 3,6 4,3 14700,0 490,0 11900,0 910,0

TRAVE

TRAVE

TRAVE


cm cm m m par. 11.7.1.1

20,0 24,0 4,8 2,2 1,10 41,0 100,0 120,0 0,0


AMBIE

NTE

AMBIE

NTE

AMBIE

NTE

AMBIE

NTE ClasseClasseClasseClasse DurataDurataDurataDurata DurataDurataDurataDurata

ServizioServizioServizioServizio Tab. 4.4.V Tab. 4.4.IV Tab. 4.4.IV kg/m kg/m kg/m kg/m

1 0,60 breve 0,90 breve 0,90 111,80 220,00 264,00 0,00

871,34 673,34 595,80 463,80 384,60 331,80 331,80 331,80 264,00 0,00

2509,46 1939,22 1715,90 1335,74 1107,65 955,58 955,58 955,58 760,32 0,00

2091,22 1616,02 1429,92 1113,12 923,04 796,32 796,32 796,32 633,60 0,00

FLESSIONE TAGLIO INSTABILITA' FLESSIONALE

par. 4.4.8.2.1 par. 4.4.8.2.1

130,701 244,890 ver.ver.ver.ver. 6,535 26,690 ver.ver.ver.ver. 3229,73 0,334 1,000 ver.ver.ver.ver.

101,001 244,890 ver.ver.ver.ver. 5,050 26,690 ver.ver.ver.ver. 3229,73 0,334 1,000 ver.ver.ver.ver.

cm cm cm cm cm cm

0,000 0,703 0,5600,5600,5600,560 0,0000,0000,0000,000 <L/300 = 1,600 ver.ver.ver.ver. 1,6851,6851,6851,685 1,1251,1251,1251,125 <L/200 = 2,400 ver.ver.ver.ver.

ρρρρ kkkkffffm,km,km,km,k

ffff t,0 ,kt,0 ,kt,0 ,kt,0 ,kffff t,90 ,kt,90 ,kt,90 ,kt,90 ,k

ffff c,0 ,kc,0 ,kc,0 ,kc,0 ,kffff c,90 ,kc,90 ,kc,90 ,kc,90 ,k

ffff v ,kv ,kv ,kv ,kEEEE , 0 ,mea n,0 ,mea n,0 ,mea n,0 ,mea n

EEEE , 90 ,mea n,90 ,mea n,90 ,mea n,90 ,mea nEEEE , 0 . 05,0 . 05,0 . 05,0 . 05

GGGG ,mea n,mea n,mea n,mea n

kg/m3 N/mm2 N/mm2 N/mm2 N/mm2 N/mm2 N/mm2 N/mm2 N/mm2 N/mm2 N/mm2

kkkk hhhh

CARIC

HI

CARIC

HI

CARIC

HI

CARIC

HI

SOLA

IOSOLA

IOSOLA

IOSOLA

IO

GGGG 1111GGGG 2222

QQQQ 1111QQQQ 2222


kkkk defdefdefdefkkkk mod , 1mod , 1mod , 1mod , 1

kkkkmod , 2mod , 2mod , 2mod , 2

CARIC

HI

CARIC

HI

CARIC

HI

CARIC

HI

TRAVE

TRAVE

TRAVE

TRAVE

gggg 1111gggg 2222

qqqq 1111qqqq 2222

Q1

Q2







SLESLESLESLEQ . P .Q . P .Q . P .Q . P .

qqqq G 1G 1G 1G 1+q+q+q+q G 2G 2G 2G 2

qqqq 1111qqqq 2222


ni calcolate

trave su 2

appoggi

MMMMdddd (kg*m)

VVVVdddd (kg)

σσσσm,y ,dm,y ,dm,y ,dm,y ,dffffm,y ,dm ,y ,dm ,y ,dm ,y ,d

ττττ ddddffff v ,dv ,dv ,dv ,d

σσσσm,cri t.m , cri t.m , cri t.m , cri t.λλλλ re l,mre l,mre l,mre l,m

kkkk cri t,mcri t,mcri t,mcri t,m

kg/cm2 kg/cm2 kg/cm2 kg/cm2 kg/cm2



uuuu 0000uuuu g , i s t.g , i s t.g , i s t.g , i s t.

uuuu q 1 , i s t.q 1 , i s t.q 1 , i s t.q 1 , i s t.uuuu q2 , i s t.q2 , i s t.q2 , i s t.q2 , i s t.


valore max di uq,ist.

uuuu ne t, fi n 1ne t, fi n 1ne t, fi n 1ne t, fi n 1uuuu net, fi n2net, fi n2net, fi n2net, fi n2


valore max di unet,fin

TRAVE 32x24 travetto copertura falda laterale – verifica rei 120TRAVE 32x24 travetto copertura falda laterale – verifica rei 120TRAVE 32x24 travetto copertura falda laterale – verifica rei 120TRAVE 32x24 travetto copertura falda laterale – verifica rei 120

GL36

HGL

36H

GL36

HGL

36H

tttt

mm mm/min min

450,0 36,036,036,036,0 26,0 0,6 31,0 3,6 4,3 7,0 0,55 1,0 120

Fuoco su 4 facce

TRAVE

TRAVE

TRAVE


cm cm m m cm cm

32,00 24,00 4,80 2,20 17,40 9,40 41,0 100,0 120,0 0,0

E' escluso il peso proprio della trave. Q1: Carico Neve (Cat. H). Q2: Amb. Suscettibile di affollamento (Cat. C).

COEF

F.CO

EFF.

COEF

F.CO

EFF.

kg/m kg/m kg/m kg/m

1,00 1,00 0,00 0,60 1,15 124,76 220,00 264,00 0,00

FLESSIONE TAGLIO

344,76

992,91

827,42 387,486 414,000 ver.ver.ver.ver. 7,588 49,450 ver.ver.ver.ver.

ρρρρ kkkkffff m,km,km,km,k

ffff t,0 ,kt,0 ,kt,0 ,kt,0 ,kffff t,90,kt,90,kt,90,kt,90,k

ffff c,0 ,kc,0 ,kc,0 ,kc,0 ,kffff c,90,kc,90,kc,90,kc,90,k

ffff v,kv,kv,kv,kdddd 0000

βn kkkk 0000

kg/m3 N/mm2 N/mm2 N/mm2 N/mm2 N/mm2 N/mm2

BBBB eff.eff.eff.eff.HHHH eff.eff.eff.eff.

CARIC

HI

CARIC

HI

CARIC

HI

CARIC

HI

SOLA

IOSO

LAIO

SOLA

IOSO

LAIO

GGGG 1111GGGG 2222

QQQQ 1111QQQQ 2222


kkkkmod,fi , 1mod, fi , 1mod, fi , 1mod, fi , 1

γγγγM,fiM,fiM,fiM,fi

ΨΨΨΨ2, 12 , 12 , 12 , 1

ΨΨΨΨ2,22,22,22,2

kkkkfifififi

CARIC

HI

CARIC

HI

CARIC

HI

CARIC

HI

TRAVE

TRAVE

TRAVE

TRAVE

gggg1111

gggg2222

qqqq1111

qqqq2222

SLUSLUSLUSLUECC.ECC .ECC .ECC .


ni calcolate

trave su 2

appoggi

σσσσm,y,dm,y ,dm,y ,dm,y ,d

ffffm,y,dm,y ,dm,y ,dm,y ,d

ττττdddd

ffffv,dv,dv,dv,d

MMMMdddd (kg*m) kg/cm2 kg/cm2 kg/cm2 kg/cm2

VVVVdddd (kg) SLUSLUSLUSLU

ECC.ECC .ECC .ECC .

SOLAIO TIPO 17- VERIFICA PRIMO E SECONDO SOLAIOINTERRATO CORPO B

PRIMO E SECONDOSOLAIO INTERRATO






Intonaco 0.30 KN/m2


2,00 KN/m2


Carichi Variabili (Q A,K)Cat. E1 (tab. 3.1.II D.M. 14/01/08)

6,00 KN/m 2

Interasse nervature : 60cm

SLU : q =(4,35x1,3+4,9x1,5+6,00x1,5) 0,6 = 13,20 KN/nervatura

SLE RARA : q =(4,35+4,9+6,00) 0,6 = 9,15 KN/nervatura



solaio 4+28+4 TIPO 17 Numero Campate = 4 Vincolo di sinistra : appoggioVincolo di destra : appoggio Sezione 1 - a T b1 = 0,6000 h1 = 0,04000 b2 = 0,12000 h2 = 0,2800 E =3,1E+07 Larghezza appoggio 1 = 0,5Larghezza appoggio 2 = 0,9Larghezza appoggio 3 = 0,9Larghezza appoggio 4 = 0,9Larghezza appoggio 5 = 0,4


1.VERIFICHE SLU Numero Campate = 4 Cam. Luce Q. Sez. N° 1 2,9 13,2 1 2 5,55 13,2 1 3 5,55 13,2 1 4 4,90 13,2 1


Mezzeria campata : Med = 23,55 KNm < Med = q x L^2/14 = 13,2 x5,55^2/14 =29,04 KNm

Appoggio : Med = - 28 KNm VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI MEZZARIA

CAMPATA Med max = 29,04 KNm con As = 3,08cmq (2Ø14)

calcolo Mrd :


VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO

Med = - 28 KNm con As = 3,08cmq (2Ø14) As' = 3,08cmq (2Ø14)

Med = -28 KNm < Mrd = -31,61 KNm verificata

VERIFICA A TAGLIO

la verifica viene condotta su tutto il pannello bausta da 120cm che equivelale a unasezione 36x32 armata con As = 6,16cmq (4Ø14)

• Calcolo Vrd della sezione 36x32 cm

diagramma del taglio su 120cm di pannello bausta, quindi q=13,2 x 2 =26,4 kn

Ved max = 64,44 KN > Vrd




30 mm 28 Mpa




fcdYc

fykfydYs




22.9 12.8

34.8

9.7

2.VERIFICHE SLE


SLE RARA : q =(4,35+4,9+6,00) 0,6 = 9,15 KN/nervatura

Numero Campate = 4 Cam. Luce Q. Sez. N° 1 2,9 9,15 1 2 5,55 9,15 1 3 5,55 9,15 1 4 4,90 9,15 1 diagramma dei momenti

Mezzeria campata : Med = 16,32 KNm < Med = q x L^2/14 = 9,15x5,55^2/14 =20,13 KNm

Appoggio : Med = - 20 KNm

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI MEZZARIA con As =3,08 cmq (2Ø14)


VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO con As =3,08 cmq (2Ø14) As' = 3,08cmq (2Ø14)

Med = -20 knmverifica condotta col metodo n : σc = -8,9 N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 255 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq




Appoggio : Med = - 18 KNm


Med = 19 knmverifica condotta col metodo n : σc = -4,4 N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs =235 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq


Med = -18knm verifica condotta col metodo n : σc = -8 N/mmq < 0,45 fck = 0,45x28 = 12,6 N/mmq σs =230N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq



σs max = 230N/mmq<240 N/mmq → diametro massimo delle barre Ø16 verificato → spaziatura massima barre 250mm verificato




Appoggio : Med = - 18,40 KNm







σs max = 235 N/mmq<240 N/mmq → diametro massimo delle barre Ø20 verificato → spaziatura massima barre 200mm verificato

3.VERIFICA DEFORMABILITA'


CAMPATA TERMINALE:con K =1,3x0,8 campata terminale di trave continua – sezione a T



λ = L/H= 490/32 =15,31 < Kx0,8x (11+ 0,0015x 28 x576/As,eff) x (500/450x As,eff/ Acal)= Kx0,8x (11+ 24,19/As,eff ) x (1,11x As,eff/ Acal)= 1,3x 0,89x (11+ 24,19/3,08 ) x 1 = 21,8


. SOLAIO TIPO 18 palco 20+4






Intonaco 0.30 KN/m2

Totale G 2,K 4.60 KN/m 2

Carichi Variabili (Q A,K)Cat. E (tab. 3.1.II D.M. 14/01/08)

5,00 KN/m 2






solaio 20+4 Numero Campate = 1 Vincolo di sinistra : appoggioVincolo di destra : appoggio Sezione 1 - a T b1 = 0,5000 h1 = 0,04000 b2 = 0,09000 h2 = 0,2000 E =3,1E+07 J = 0,0001991 Larghezza appoggio 1 = 0,7Larghezza appoggio 2 = 0,4

1.VERIFICHE SLU


Cam. Luce q. Sez. N° 1 4,30 9,02 1

RISULTATI :

Momento : Mezzeria campata = Med = q x L^2/8 = 9,02 x4,3^2/8 =21 KNm

Appoggio= Med = q x L^2/8 = 9,02 x4,3^2/8 =21 KNm a favore di sicurezza considero un momento pari a quello in mezzeria Taglio : qxL/2 = 9,02x4,3/2 = 19,4 KN


calcolo Mrd :

Med = 21 KNm < Mrd = 21,28 KNm verificata

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO 1 con As = 2,7cmq (1Ø12+2Ø10) As' = 3,08cmq (2Ø14)

Med = 21KNm < Mrd = 22,27 KNm verificata



APPOGGIO 1 e 2

Ved = 19,6 KN > Vrd


Lmax = 16,01x2/9,02 =3,55m → fascia a pignatte alternate : x= (4,3-3,55)/2 =0,38 mt

. 2.VERIFICHE SLE










solaio 20+4 TIPO 18 combinazione caratteristica rara Momento : Mezzeria campata = Med = q x L^2/8 =6,2 x4,3^2/8 =14,33 KNm

Appoggio= Med = q x L^2/8 =6,2 x4,3^2/8 =14,33 KNm a favore di sicurezza considero un momento pari a quello in mezzeria



VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO 1 con As = 3,8cmq (1Ø14+2Ø12) As' = 3,08cmq (2Ø14)

Med = -14,33 knm




solaio 20+4 combinazione quasi permanente Mezzeria : Mezzeria campata = Med = q x L^2/8 =5,7 x4,3^2/8 =13,17 KNm

Appoggio= Med = q x L^2/8 =5,7 x4,3^2/8 =13,17 KNm



VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO con As = 2,7cmq (1Ø12+2Ø10) As' = 3,08cmq (2Ø14)Med =13,17 knm verifica condotta col metodo n : σc = -11 N/mmq < 0,45 fck = 0,45x28 = 12,6 N/mmq σs = 237N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq



σs max = 251 N/mmq<280 N/mmq → diametro massimo delle barre Ø12 → spaziatura massima barre 250mm verificato



solaio 20+4 combinazione frequente Mezzeria campata 1 : Med = q x L^2/8 = 5,95 x4,3^2/8 = 13,75 KNmAppoggio 1 : Med = q x L^2/12 = 5,95 x4,3^2/8 = 13,75 KNm



VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO con As = 2,7cmq (1Ø12+2Ø10) As' = 3,08cmq (2Ø14)

Med = 13,75 knm σs =247 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq




. 3.VERIFICA DEFORMABILITA'


con K =1x0,8



λ = Ln/H= 430/24 =17,91 < Kx0,8x (11+ 0,0015x 28 x380/As,eff) x (500/450x As,eff/ Acal)=

Kx0,8x (11+ 15,96/As,eff ) x (1,11x As,eff/ Acal)=

1x 0,89x (11+ 15,96/4,02 ) x 1,49 = 18,85


nb. a favore di sicurezza si dispongono 2Ø16 in mezzeria quindi: As,eff/ Acal =4,02/2,7 =1,48cmq As,eff = 4,02cmq

. SOLAIO TIPO 19 palco 20+4






Intonaco 0.30 KN/m2

Totale G 2,K 4.60 KN/m 2

Carichi Variabili (Q A,K)Cat. E (tab. 3.1.II D.M. 14/01/08)

5,00 KN/m 2






solaio 20+4 Numero Campate = 1 Vincolo di sinistra : appoggioVincolo di destra : appoggio Sezione 1 - a T b1 = 0,5000 h1 = 0,04000 b2 = 0,09000 h2 = 0,2000 E =3,1E+07 J = 0,0001991 Larghezza appoggio 1 = 0,7Larghezza appoggio 2 = 0,5

1.VERIFICHE SLU


Cam. Luce q. Sez. N° 1 3,6 9,02 1

RISULTATI :

Momento : Mezzeria campata = Med = q x L^2/8 = 9,02 x3,6^2/8 =14,6 KNm

Appoggio= Med = q x L^2/8 = 9,02 x3,6^2/8 =14,6 KNm a favore di sicurezza considero un momento pari a quello in mezzeria Taglio : qxL/2 = 9,02x3,6/2 = 16,24 KN

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE DI MEZZARIA con As = 2,26cmq (2Ø12)calcolo Mrd :



Med = 14,6KNm < Mrd = -16,53 KNm verificata



APPOGGIO 1 e 2

Ved = 16,24 KN < Vrd

. 2.VERIFICHE SLE



solaio 20+4 TIPO 19 combinazione caratteristica rara Momento : Mezzeria campata = Med = q x L^2/8 =6,2 x3,6^2/8 =10,04 KNm

Appoggio= Med = q x L^2/8 =6,2 x3,6^2/8 =10,04 KNma favore di sicurezza considero un momento pari a quello in mezzeria




Med = -10,04 knm

verifica condotta col metodo n : σc = -8,7 N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq



30 mm 28 Mpa




fcdYc

fykfydYs




σs = 165 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq



solaio 20+4 combinazione quasi permanente Mezzeria : Mezzeria campata = Med = q x L^2/8 =5,7 x3,6^2/8 =9,23 KNm

Appoggio= Med = q x L^2/8 =5,7 x3,6^2/8 =9,23 KNm


Med = 9,23 knmverifica condotta col metodo n : σc = -4 N/mmq < 0,6 fck = 0,6x28 = 16,8 N/mmq σs = 210 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq

VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO con As = 2,26cmq (2Ø12) As = 3,39cmq (3Ø12)Med =9,23 knm verifica condotta col metodo n : σc = -8 N/mmq < 0,45 fck = 0,45x28 = 12,6 N/mmq σs = 152N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq



σs max = 210 N/mmq<240 N/mmq → diametro massimo delle barre Ø16 → spaziatura massima barre 250mm verificato



solaio 20+4 combinazione frequente Mezzeria campata 1 : Med = q x L^2/8 = 5,95 x3,6^2/8 = 9,64 KNmAppoggio 1 : Med = q x L^2/12 = 5,95 x3,6^2/8 = 9,64 KNm



VERIFICA A FLESSIONE SEZIONE D'APPOGGIO con As = 2,26cmq (2Ø12) As = 3,39cmq (3Ø12)

Med = 9,64 knm σs =158 N/mmq < 0,8 fyk = 0,8x450 = 360 N/mmq




. 3.VERIFICA DEFORMABILITA'


con K =1x0,8



λ = Ln/H= 360/24 =15 < Kx0,8x (11+ 0,0015x 28 x380/As,eff) x (500/450x As,eff/ Acal)= Kx0,8x (11+ 15,96/As,eff ) x (1,11x As,eff/ Acal)=

1x 0,89x (11+ 15,96/2,26 ) x 1 = 16


___________________________________________________________



STRUTTURALE - 6-


DEL TEATRO A. GALLI

___________________________________________________________




INDICE

PREMESSA ................................................................................................................. 3

___________________________________________________________


PREMESSA

La presente relazione è tesa ad illustrare le ipotesi di calcolo e le verifiche degli elementi lignei relativamente al progetto di ricostruzione del Teatro Amintore Galli.

ρk fm,k ft,0,k ft,90,k fc,0,k fc,90,k fv,k E,0,mean E,90,mean E,0.05 G,mean

kg/m 3 N/mm 2 N/mm 2 N/mm 2 N/mm 2 N/mm 2 N/mm 2 N/mm 2 N/mm 2 N/mm 2 N/mm 2

400.0 35.0 21.0 0.4 25.0 2.8 4.0 13000.0 430.0 8700.0 810.0

B H L i kh G1 G2 Q1 Q2

cm cm m m par. 11.7.1.1 kg/m 2 kg/m 2 kg/m 2 kg/m 2

100.0 10.0 1.50 1.0 1.10 175.0 420.0 400.0 0.0

Classe kdef Durata kmod,1 Durata kmod,2 g1 g2 q1 q2

Servizio Tab. 4.4.V Q 1 Tab. 4.4.IV Q 2 Tab. 4.4.IV kg/m kg/m kg/m kg/m

1 0.60 breve 0.90 lunga 0.70 215.00 420.00 400.00 0.00

SLUQ1 SLUQ2 SLErar.1 SLErar.2 SLEfre.1 SLEfre.2 SLEQ.P. qG1+qG2 q1 q2

qd (kg/m) 1509.50 1209.50 1035.00 835.00 715.00 635.00 635.00 635.00 400.00 0.00

Md (kg*m) 1698.19 1360.69 1164.38 939.38 804.38 714.38 714.38 714.38 450.00 0.00

Vd (kg) 2264.25 1814.25 1552.50 1252.50 1072.50 952.50 952.50 952.50 600.00 0.00

σm,y,d fm,y,d τd fv,d σm,crit. λrel,m kcrit,m

kg/cm 2 kg/cm 2 kg/cm 2 kg/cm 2 kg/cm 2par. 4.4.8.2.1 par. 4.4.8.2.1

SLUQ1 101.891 238.966 ver. 3.396 24.828 ver. 454829.58 0.028 1.000 ver.

SLUQ2 81.641 185.862 ver. 2.721 19.310 ver. 454829.58 0.028 1.000 ver.

u0 ug,ist. uq1,ist. uq2,ist. unet,fin1 unet,fin2

cm cm cm cm cm cm

0.000 0.374 0.235 0.000 <2L/400 = 0.750 ver. 0.833 0.598 <2L/300 = 1.000 ver.

TAVOLATO 1°ORDINE

Sollecitazio-ni calcolate trave

a sbalzo


Verifica effettuata sul valore max di u q,ist.

Verifica effettuata sul valore max di u net,fin

C35

TRAVE

CARICHI

SOLAIO


AMBIENTE

CARICHI

TRAVE



400.0 35.0 21.0 0.4 25.0 2.8 4.0 13000.0 430.0 8700.0 810.0



100.00 3.50 1.10 1.00 1.10 155.0 420.0 0.0 400.0



1 0.60 breve 0.90 breve 0.90 169.00 420.00 0.00 400.00


qd (kg/m) 1269.70 1449.70 869.00 989.00 829.00 869.00 829.00 589.00 0.00 400.00

Md (kg*m) 192.04 219.27 131.44 149.59 125.39 131.44 125.39 89.09 0.00 60.50

Vd (kg) 698.34 797.34 477.95 543.95 455.95 477.95 455.95 323.95 0.00 220.00



SLUQ1 94.061 238.966 ver. 2.993 24.828 ver. 1772063.29 0.014 1.000 ver.

SLUQ2 107.396 238.966 ver. 3.417 24.828 ver. 1772063.29 0.014 1.000 ver.


cm cm cm cm cm cm

0.000 0.104 0.000 0.071 <L/500 = 0.220 ver. 0.167 0.251 <L/400 = 0.275 ver.

TAVOLATO PALCHI

Sollecitazio-ni calcolate trave su 2 appoggi


Verifica effettuata sul valore max di uq,ist.

Verifica effettuata sul valore max di unet,fin

C35

TRAVE

CARICHI

SOLAIO

E' escluso il peso proprio della trave. Q1: Carico Neve (Cat. H). Q2: Amb. Suscettibile affollamento (Cat. C).

AMBIENTE

CARICHI

TRAVE



400.0 35.0 21.0 0.4 25.0 2.8 4.0 13000.0 430.0 8700.0 810.0



100.00 7.00 1.80 1.00 1.10 155.0 420.0 0.0 400.0



1 0.60 breve 0.90 breve 0.90 183.00 420.00 0.00 400.00


qd (kg/m) 1287.90 1467.90 883.00 1003.00 843.00 883.00 843.00 603.00 0.00 400.00

Md (kg*m) 521.60 594.50 357.62 406.22 341.42 357.62 341.42 244.22 0.00 162.00

Vd (kg) 1159.11 1321.11 794.70 902.70 758.70 794.70 758.70 542.70 0.00 360.00



SLUQ1 63.869 238.966 ver. 2.484 24.828 ver. 541463.78 0.025 1.000 ver.

SLUQ2 72.796 238.966 ver. 2.831 24.828 ver. 541463.78 0.025 1.000 ver.


cm cm cm cm cm cm

0.000 0.227 0.000 0.151 <L/500 = 0.360 ver. 0.363 0.541 <L/300 = 0.600 ver.

TAVOLATO PALCHI 3° ORDINE





C35

TRAVE

CARICHI

SOLAIO


AMBIENTE

CARICHI

TRAVE



450.0 36.0 26.0 0.6 31.0 3.6 4.3 14700.0 490.0 11900.0 910.0



18.00 18.00 2.00 2.50 1.10 210.0 360.0 0.0 400.0



1 0.60 breve 0.90 breve 0.90 539.58 900.00 0.00 1000.00


qd (kg/m) 3101.45 3551.45 2139.58 2439.58 2039.58 2139.58 2039.58 1439.58 0.00 1000.00

Md (kg*m) 1550.73 1775.73 1069.79 1219.79 1019.79 1069.79 1019.79 719.79 0.00 500.00

Vd (kg) 3101.45 3551.45 2139.58 2439.58 2039.58 2139.58 2039.58 1439.58 0.00 1000.00



SLUQ1 159.540 245.793 ver. 14.359 26.690 ver. 8371.46 0.207 1.000 ver.

SLUQ2 182.688 245.793 ver. 16.442 26.690 ver. 8371.46 0.207 1.000 ver.


cm cm cm cm cm cm

0.000 0.263 0.000 0.182 <L/500 = 0.400 ver. 0.420 0.635 <L/300 = 0.667 ver.

TRAVI PRINCIPALI 3° ORDINE (lunghezza ridotta)





GL36h

TRAVE

CARICHI

SOLAIO


AMBIENTE

CARICHI

TRAVE



450.0 36.0 26.0 0.6 31.0 3.6 4.3 14700.0 490.0 11900.0 910.0



12.00 20.00 2.50 1.40 1.10 155.0 420.0 0.0 400.0



1 0.60 breve 0.90 breve 0.90 227.80 588.00 0.00 560.00


qd (kg/m) 1766.14 2018.14 1207.80 1375.80 1151.80 1207.80 1151.80 815.80 0.00 560.00

Md (kg*m) 1379.80 1576.67 943.59 1074.84 899.84 943.59 899.84 637.34 0.00 437.50

Vd (kg) 2207.68 2522.68 1509.75 1719.75 1439.75 1509.75 1439.75 1019.75 0.00 700.00



SLUQ1 172.475 245.793 ver. 13.798 26.690 ver. 2678.87 0.367 1.000 ver.

SLUQ2 197.084 245.793 ver. 15.767 26.690 ver. 2678.87 0.367 1.000 ver.


cm cm cm cm cm cm

0.000 0.182 0.000 0.035 <L/500 = 0.500 ver. 0.291 0.332 <L/300 = 0.833 ver.

TRAVI DOPPIE A SBALZO AL 2° ORDINE





GL36h

TRAVE

CARICHI

SOLAIO


AMBIENTE

CARICHI

TRAVE



450.0 36.0 26.0 0.6 31.0 3.6 4.3 14700.0 490.0 11900.0 910.0



20.00 20.00 3.20 1.70 1.10 155.0 420.0 0.0 400.0



1 0.60 breve 0.90 breve 0.90 281.50 714.00 0.00 680.00


qd (kg/m) 2150.95 2456.95 1471.50 1675.50 1403.50 1471.50 1403.50 995.50 0.00 680.00

Md (kg*m) 2753.22 3144.90 1883.52 2144.64 1796.48 1883.52 1796.48 1274.24 0.00 870.40

Vd (kg) 3441.52 3931.12 2354.40 2680.80 2245.60 2354.40 2245.60 1592.80 0.00 1088.00



SLUQ1 206.491 245.793 ver. 12.906 26.690 ver. 5813.52 0.249 1.000 ver.

SLUQ2 235.867 245.793 ver. 14.742 26.690 ver. 5813.52 0.249 1.000 ver.


cm cm cm cm cm cm

0.000 0.331 0.000 0.226 <L/500 = 0.640 ver. 0.529 0.796 <L/300 = 1.067 ver.

TRAVI DOPPIE A SBALZO AL 2° ORDINE (lunghezza maggiore)

GL36h

TRAVE

CARICHI

SOLAIO


AMBIENTE

CARICHI

TRAVE







450.0 36.0 26.0 0.6 31.0 3.6 4.3 14700.0 490.0 11900.0 910.0



16.00 24.00 2.40 2.50 1.10 155.0 420.0 0.0 400.0



1 0.60 breve 0.90 breve 0.90 404.78 1050.00 0.00 1000.00


qd (kg/m) 3151.21 3601.21 2154.78 2454.78 2054.78 2154.78 2054.78 1454.78 0.00 1000.00

Md (kg*m) 2268.87 2592.87 1551.44 1767.44 1479.44 1551.44 1479.44 1047.44 0.00 720.00

Vd (kg) 3781.46 4321.46 2585.74 2945.74 2465.74 2585.74 2465.74 1745.74 0.00 1200.00



SLUQ1 147.713 244.890 ver. 14.771 26.690 ver. 4134.06 0.295 1.000 ver.

SLUQ2 168.807 244.890 ver. 16.881 26.690 ver. 4134.06 0.295 1.000 ver.


cm cm cm cm cm cm

0.000 0.268 0.000 0.184 <L/500 = 0.480 ver. 0.429 0.646 <L/300 = 0.800 ver.

TRAVI PRINCIPALI LOGGIONE





GL36h

TRAVE

CARICHI

SOLAIO


AMBIENTE

CARICHI

TRAVE



450.0 36.0 26.0 0.6 31.0 3.6 4.3 14700.0 490.0 11900.0 910.0



12.00 24.00 2.50 1.10 1.10 155.0 420.0 0.0 400.0



1 0.60 breve 0.90 breve 0.90 183.46 462.00 0.00 440.00


qd (kg/m) 1393.50 1591.50 953.46 1085.46 909.46 953.46 909.46 645.46 0.00 440.00

Md (kg*m) 1088.67 1243.36 744.89 848.02 710.52 744.89 710.52 504.27 0.00 343.75

Vd (kg) 1741.87 1989.37 1191.83 1356.83 1136.83 1191.83 1136.83 806.83 0.00 550.00



SLUQ1 94.503 244.890 ver. 9.072 26.690 ver. 2232.39 0.402 1.000 ver.

SLUQ2 107.930 244.890 ver. 10.361 26.690 ver. 2232.39 0.402 1.000 ver.


cm cm cm cm cm cm

0.000 0.185 0.000 0.126 <L/500 = 0.500 ver. 0.295 0.444 <L/400 = 0.625 ver.

TRAVI SECONDARIE LOGGIONE





GL36h

TRAVE

CARICHI

SOLAIO


AMBIENTE

CARICHI

TRAVE



450.0 36.0 26.0 0.6 31.0 3.6 4.3 14700.0 490.0 11900.0 910.0



40.00 32.00 5.30 4.40 1.06 50.0 0.0 0.0 600.0



1 0.60 breve 0.90 breve 0.90 277.60 0.00 0.00 2640.00


qd (kg/m) 3132.88 4320.88 2125.60 2917.60 1861.60 2125.60 1861.60 277.60 0.00 2640.00

Md (kg*m) 11000.32 15171.69 7463.51 10244.42 6536.54 7463.51 6536.54 974.72 0.00 9269.70

Vd (kg) 8302.13 11450.33 5632.84 7731.64 4933.24 5632.84 4933.24 735.64 0.00 6996.00



SLUQ1 161.138 237.945 ver. 9.729 26.690 ver. 8775.12 0.203 1.000 ver.

SLUQ2 222.242 237.945 ver. 13.418 26.690 ver. 8775.12 0.203 1.000 ver.


cm cm cm cm cm cm

0.000 0.084 0.000 0.799 <L/500 = 1.060 ver. 0.134 1.077 <L/400 = 1.325 ver.

PALCO TRAVE PRINCIPALE (3 appoggi)





GL36h

TRAVE

CARICHI

SOLAIO


AMBIENTE

CARICHI

TRAVE



450.0 36.0 26.0 0.6 31.0 3.6 4.3 14700.0 490.0 11900.0 910.0



22.00 24.00 4.50 1.12 1.10 50.0 0.0 0.0 600.0



1 0.60 breve 0.90 breve 0.90 79.76 0.00 0.00 672.00


qd (kg/m) 809.29 1111.69 550.16 751.76 482.96 550.16 482.96 79.76 0.00 672.00

Md (kg*m) 2048.51 2813.96 1392.59 1902.89 1222.49 1392.59 1222.49 201.89 0.00 1701.00

Vd (kg) 1820.90 2501.30 1237.86 1691.46 1086.66 1237.86 1086.66 179.46 0.00 1512.00



SLUQ1 96.994 244.890 ver. 5.173 26.690 ver. 4168.51 0.294 1.000 ver.

SLUQ2 133.237 244.890 ver. 7.106 26.690 ver. 4168.51 0.294 1.000 ver.


cm cm cm cm cm cm

0.000 0.053 0.000 0.443 <L/500 = 0.900 ver. 0.084 0.607 <L/400 = 1.125 ver.

PALCO TRAVE SECONDARIA (tre appoggi)





GL36h

TRAVE

CARICHI

SOLAIO


AMBIENTE

CARICHI

TRAVE

ρk fm,k ft,0,k ft,90,k fc,0,k fc,90,k fv,k d0 βn k0 t

kg/m 3 N/mm 2 N/mm 2 N/mm 2 N/mm 2 N/mm 2 N/mm 2mm mm/min min

450.0 36.0 26.0 0.6 31.0 3.6 4.3 7.0 0.55 1.0 90

B H L i Beff. Heff. G1 G2 Q1 Q2

cm cm m m cm cm kg/m 2 kg/m 2 kg/m 2 kg/m 2

40.00 32.00 5.30 4.40 28.70 20.70 50.0 0.0 0.0 600.0

kmod,fi,1 γM,fi Ψ2,1 Ψ2,2 kfi g1 g2 q1 q2

kg/m kg/m kg/m kg/m

1.00 1.00 0.00 0.60 1.15 277.60 0.00 0.00 2640.00

SLUECC.

qd (kg/m) 1861.60 σm,y,d fm,y,d τd fv,d

Md (kg*m) 6536.54 kg/cm 2 kg/cm 2 kg/cm 2 kg/cm 2

Vd (kg) 4933.24 SLUECC. 318.916 414.000 ver. 12.456 49.450 ver.

PALCO TRAVE PRINCIPALE R90 ( 3 appoggi)

FLESSIONE TAGLIO


GL36h

Fuoco su 4 facce

TRAVE

CARICHI

SOLAIO

so il peso proprio della trave. Q1: Carico Neve (Cat. H). Q2: Amb. Suscettibile affollamento (Cat. C

COEFF.

CARICHI

TRAVE


kg/m 3 N/mm 2 N/mm 2 N/mm 2 N/mm 2 N/mm 2 N/mm 2 mm mm/min min

450.0 36.0 26.0 0.6 31.0 3.6 4.3 7.0 0.55 1.0 90



22.00 24.00 4.40 1.12 10.70 12.70 50.0 0.0 0.0 600.0


kg/m kg/m kg/m kg/m

1.00 1.00 0.00 0.60 1.15 79.76 0.00 0.00 672.00

SLUECC.




PALCO TRAVE SECONDARIA R90 (tre appoggi)

FLESSIONE TAGLIO


GL36h

Fuoco su 4 facce

TRAVE

CARICHI

SOLAIO


COEFF.

CARICHI

TRAVE



450.0 36.0 26.0 0.6 31.0 3.6 4.3 14700.0 490.0 11900.0 910.0



20.00 40.00 4.60 4.05 1.04 60.0 200.0 0.0 400.0



1 0.60 breve 0.90 breve 0.90 279.00 810.00 0.00 1620.00


qd (kg/m) 3278.70 4007.70 2223.00 2709.00 2061.00 2223.00 2061.00 1089.00 0.00 1620.00

Md (kg*m) 8672.16 10600.37 5879.84 7165.31 5451.35 5879.84 5451.35 2880.41 0.00 4284.90

Vd (kg) 7541.01 9217.71 5112.90 6230.70 4740.30 5112.90 4740.30 2504.70 0.00 3726.00



SLUQ1 162.603 232.695 ver. 14.139 26.690 ver. 2022.09 0.422 1.000 ver.

SLUQ2 198.757 232.695 ver. 17.283 26.690 ver. 2022.09 0.422 1.000 ver.


cm cm cm cm cm cm

0.000 0.216 0.000 0.321 <L/500 = 0.920 ver. 0.346 0.725 <L/300 = 1.533 ver.

TRAVI PRINCIPALI

GL36h

TRAVE

CARICHI

SOLAIO


AMBIENTE

CARICHI

TRAVE







450.0 36.0 26.0 0.6 31.0 3.6 4.3 14700.0 490.0 11900.0 910.0



20.00 40.00 5.70 1.75 1.04 60.0 200.0 0.0 400.0



1 0.60 breve 0.90 breve 0.90 141.00 350.00 0.00 700.00


qd (kg/m) 1443.30 1758.30 981.00 1191.00 911.00 981.00 911.00 491.00 0.00 700.00

Md (kg*m) 5861.60 7140.90 3984.09 4836.95 3699.80 3984.09 3699.80 1994.07 0.00 2842.88

Vd (kg) 4113.41 5011.16 2795.85 3394.35 2596.35 2795.85 2596.35 1399.35 0.00 1995.00



SLUQ1 109.905 232.695 ver. 7.713 26.690 ver. 1631.86 0.470 1.000 ver.

SLUQ2 133.892 232.695 ver. 9.396 26.690 ver. 1631.86 0.470 1.000 ver.


cm cm cm cm cm cm

0.000 0.463 0.000 0.660 <L/500 = 1.140 ver. 0.741 1.521 <L/300 = 1.900 ver.

TRAVI PIL. 1 - PIL. 9 E TRAVE PIL. 15 - PIL. 20

GL36h

TRAVE

CARICHI

SOLAIO


AMBIENTE

CARICHI

TRAVE







450.0 36.0 26.0 0.6 31.0 3.6 4.3 14700.0 490.0 11900.0 910.0



26.00 20.00 4.05 1.60 1.10 20.0 200.0 0.0 400.0



1 0.60 breve 0.90 breve 0.90 55.40 320.00 0.00 640.00


qd (kg/m) 1224.02 1512.02 823.40 1015.40 759.40 823.40 759.40 375.40 0.00 640.00

Md (kg*m) 2509.62 3100.11 1688.23 2081.89 1557.01 1688.23 1557.01 769.69 0.00 1312.20

Vd (kg) 2478.64 3061.84 1667.39 2056.19 1537.79 1667.39 1537.79 760.19 0.00 1296.00



SLUQ1 144.786 245.793 ver. 7.150 26.690 ver. 7762.84 0.215 1.000 ver.

SLUQ2 178.853 245.793 ver. 8.832 26.690 ver. 7762.84 0.215 1.000 ver.


cm cm cm cm cm cm

0.000 0.234 0.000 0.400 <L/500 = 0.810 ver. 0.375 0.846 <L/300 = 1.350 ver.

TRAVI SECONDARIE (LATO FOYER)

GL36h

TRAVE

CARICHI

SOLAIO


AMBIENTE

CARICHI

TRAVE







450.0 36.0 26.0 0.6 31.0 3.6 4.3 14700.0 490.0 11900.0 910.0



26.00 24.00 3.90 1.60 1.10 20.0 200.0 0.0 400.0



1 0.60 breve 0.90 breve 0.90 60.08 320.00 0.00 640.00


qd (kg/m) 1230.10 1518.10 828.08 1020.08 764.08 828.08 764.08 380.08 0.00 640.00

Md (kg*m) 2338.74 2886.30 1574.39 1939.43 1452.71 1574.39 1452.71 722.63 0.00 1216.80

Vd (kg) 2398.70 2960.30 1614.76 1989.16 1489.96 1614.76 1489.96 741.16 0.00 1248.00



SLUQ1 93.699 244.890 ver. 5.766 26.690 ver. 6717.84 0.231 1.000 ver.

SLUQ2 115.637 244.890 ver. 7.116 26.690 ver. 6717.84 0.231 1.000 ver.


cm cm cm cm cm cm

0.000 0.275 0.000 0.464 <L/500 = 0.780 ver. 0.440 0.988 <L/300 = 1.300 ver.

TRAVI SECONDARIE (LATO TORRE SCENICA)

GL36h

TRAVE

CARICHI

SOLAIO


AMBIENTE

CARICHI

TRAVE







450.0 36.0 26.0 0.6 31.0 3.6 4.3 7.0 0.55 1.0 90



24.00 40.00 4.60 4.05 12.70 29.40 60.0 200.0 0.0 400.0


kg/m kg/m kg/m kg/m

1.00 1.00 0.00 0.60 1.15 286.20 810.00 0.00 1620.00

SLUECC.




FLESSIONE TAGLIO


E' escluso il peso proprio della trave. Q1: Carico Neve (Cat. H). Q2: Amb. Suscettibili di affollamento (Cat. C).

TRAVI PRINCIPALI R90

GL36H

Fuoco su 4 facce

TRAVE

CARICHI

SOLAIO

COEFF.

CARICHI

TRAVE



450.0 36.0 26.0 0.6 31.0 3.6 4.3 7.0 0.55 1.0 90



26.00 24.00 4.05 1.60 14.70 12.70 20.0 200.0 0.0 400.0


kg/m kg/m kg/m kg/m

1.00 1.00 0.00 0.60 1.15 60.08 320.00 0.00 640.00

SLUECC.




TRAVI SECONDARIE R90

GL36H

Fuoco su 4 facce

TRAVE

CARICHI

SOLAIO


COEFF.

CARICHI

TRAVE

FLESSIONE TAGLIO




450.0 36.0 26.0 0.6 31.0 3.6 4.3 7.0 0.55 1.0 90



20.00 40.00 5.70 1.75 8.70 28.70 60.0 200.0 0.0 400.0


kg/m kg/m kg/m kg/m

1.00 1.00 0.00 0.60 1.15 141.00 350.00 0.00 700.00

SLUECC.




TRAVI PIL. 1 - PIL. 9 E TRAVE PIL. 15 - PIL. 20 R90

GL36H

Fuoco su 4 facce

TRAVE

CARICHI

SOLAIO


COEFF.

CARICHI

TRAVE

FLESSIONE TAGLIO




450.0 36.0 26.0 0.6 31.0 3.6 4.3 14700.0 490.0 11900.0 910.0



24.00 32.00 4.00 5.30 1.06 100.0 0.0 0.0 500.0



1 0.60 breve 0.90 breve 0.90 564.56 0.00 0.00 2650.00


qd (kg/m) 3516.43 4708.93 2419.56 3214.56 1359.56 1889.56 1359.56 564.56 0.00 2650.00

Md (kg*m) 7032.86 9417.86 4839.12 6429.12 2719.12 3779.12 2719.12 1129.12 0.00 5300.00

Vd (kg) 7032.86 9417.86 4839.12 6429.12 2719.12 3779.12 2719.12 1129.12 0.00 5300.00



SLUQ1 171.701 237.945 ver. 13.736 26.690 ver. 4185.73 0.293 1.000 ver.

SLUQ2 229.928 237.945 ver. 18.394 26.690 ver. 4185.73 0.293 1.000 ver.


cm cm cm cm cm cm

0.000 0.101 0.000 0.473 <L/300 = 1.333 ver. 0.161 0.719 <L/250 = 1.600 ver.

GRATICCIA TRAVE PRINCIPALE (3 APPOGGI)

GL36h

TRAVE

CARICHI

SOLAIO


AMBIENTE

CARICHI

TRAVE







450.0 36.0 26.0 0.6 31.0 3.6 4.3 14700.0 490.0 11900.0 910.0



16.00 24.00 5.50 1.40 1.40 100.0 0.0 0.0 500.0



1 0.60 breve 0.90 breve 0.90 157.28 0.00 0.00 700.00


qd (kg/m) 939.46 1254.46 647.28 857.28 367.28 507.28 367.28 157.28 0.00 700.00

Md (kg*m) 3552.35 4743.44 2447.53 3241.59 1388.78 1918.15 1388.78 594.72 0.00 2646.88

Vd (kg) 2583.53 3449.78 1780.02 2357.52 1010.02 1395.02 1010.02 432.52 0.00 1925.00



SLUQ1 231.273 312.828 ver. 10.092 26.690 ver. 1803.95 0.447 1.000 ver.

SLUQ2 308.818 312.828 ver. 13.476 26.690 ver. 1803.95 0.447 1.000 ver.


cm cm cm cm cm cm

0.000 0.308 0.000 1.372 <L/300 = 1.833 ver. 0.493 2.113 <L/250 = 2.200 ver.

GRATICCIA TRAVE SECONDARIA

GL36h

TRAVE

CARICHI

SOLAIO


AMBIENTE

CARICHI

TRAVE





LUCE TRA GLI APPOGGI (m) 2.80

INTERASSE TRA LE TRAVI (m) 2.50

BASE DELLA SEZIONE (cm) 36.00

ALTEZZA DELLA SEZIONE (cm) 18.00

CARICO PERMANENTE (Kg/mq) 570.00

CARICO variabile (Kg/mq) 400.00

DISTANZA TRA SOLETTA E TRAVE (mm) 35.00

DIAMETRO DEI CONNETTORI F 22.00

LUNGHEZZA DEI CONNETTORI (mm) 180.00

LUNGHEZZA DI INFISSIONE LEGNO (mm) 115.00

SPESSORE SOLETTA (mm) 50.00

LUNGHEZZA INFISSIONE c.a. (mm) 30.00

PASSO DEI CONNETTORI VICINO AGLI APPOGGI (mm) 50.00

PASSO DEI CONNETTORI IN MEZZERIA (mm) 50.00

INTERASSE EFFICACE DEI CONNETTORI (mm) 50.00

Coefficiente di combinazione: ψ= 0.60

CONDIZIONI DI CARICO I permanenti + variabili

Fd,I γg Gk γq Qk

3495.00 1.40 1425.00 1.50 1000.00

Md,I (Kg*m) Td,I (Kg)

3425.10 4893.00

CONDIZIONI DI CARICO II permanenti

Fd,II γg Gk γq Qk

1995.00 1.40 1425.00 0.00 1000.00

Md,II (Kg*m) Td,II (Kg)

1955.10 2793.00

N.B. SI ESEGUE LA VERIFICA NELL'UNICA

FASE D'ESERCIZIO DELLA STRUTTURA A CALCESTRUZZO MATURATO,

SUPPONENDO CHE LE TRAVI DI LEGNO SIANO PUNTELLATE NELLA FASE DI GETTO

VERIFICA FLESSIONALE CALCESTRUZZO

Kg/cm2 Per T=0 σ1,I= 9.76

Per T=0 σm,1,I= 37.06 Kg/cm2

Per T=0 σ1,c,I= 46.82 ≤ fcd=0,85*fck/γc= 141.10 C25/30 VERIFICATO

Per T=0 σ1,t,I= 27.30 ≤fctd=fctk/γc= 11.93 C25/30 NON VERIFICATO

Per T=∞ σ1,I,= 10.13

Per T=∞ σm,1,I= 21.30 Kg/cm2

Per T=∞ σ1,c,I= 31.43 ≤ fcd=0,85*fck/γc= 141.10 C25/30 VERIFICATO

Per T=∞ σ1,t,I= 11.17 ≤fctd=fctk/γc= 11.93 C25/30 VERIFICATO

VERIFICA FLESSIONALE LEGNO

Per T=0 σ2,I= 18.81 Kg/cm2

Per T=0 σm,2,I= 62.30 Kg/cm2

Per T=0 (σ2,I/ft,0,d)+(σm2,I/fm,y,d)= 0.50 ≤ 1.00 GL 36h VERIFICATO

Per T=∞ σ2,I= 20.28 Kg/cm2

Per T=∞ σm,2,I= 67.16 Kg/cm2

Per T=∞ (σ2,I/ft,0,d)+(σm2,I/fm,y,d)= 0.54 ≤ 1.00 GL 36h VERIFICATO

VERIFICA AL TAGLIO

Kg/cm2 Kg/cm2Per T=0 τ1,max,I= 6.79 ≤ 26.69 fvd =fvk*kmod/γm VERIFICATO

Per T=∞ τ1,max,I= 7.19 ≤ 26.69 fvd =fvk*kmod/γm VERIFICATO

VERIFICA DELLE CONNESSIONI

Kg KgPer T=0 Fmax,I= 870.61 ≤ 1857.26 S275 VERIFICATO

Per T=∞ Fmax,I= 903.74 ≤ 1857.26 S275 VERIFICATO

VERIFICA AGLI STATI LIMITE DI ESERCIZIO

mm mmPer T=0 ug,ist= 1.45

uq,ist= 1.02

u0,tot= 2.07 ≤ L/500 5.60 VERIFICATO

Per T=∞ ug,fin= 2.51

uq,fin= 1.76

u00fin,fin= 3.57 ≤ L/400 7.00 VERIFICATO

TRAVI 36X18 3° ORDINE


















Fd,I γg Gk γq Qk

1824.00 1.40 660.00 1.50 600.00


14592.00 7296.00


Fd,II γg Gk γq Qk

924.00 1.40 660.00 0.00 600.00


7392.00 3696.00





Kg/cm2 Per T=0 σ1,I= 30.51

Per T=0 σm,1,I= 37.67 Kg/cm2


Per T=0 σ1,t,I= 7.16 ≤fctd=fctk/γc= 11.93 C25/30 VERIFICATO

Per T=∞ σ1,I,= 30.56

Per T=∞ σm,1,I= 22.42 Kg/cm2




Per T=0 σ2,I= 43.97 Kg/cm2

Per T=0 σm,2,I= 56.30 Kg/cm2


Per T=∞ σ2,I= 49.07 Kg/cm2

Per T=∞ σm,2,I= 62.82 Kg/cm2


VERIFICA AL TAGLIO








uq,ist= 5.05



uq,fin= 9.15


TRAVI 26X32 SALA MUSICA


















Fd,I γg Gk γq Qk

9120.00 1.40 3300.00 1.50 3000.00


57467.40 32376.00


Fd,II γg Gk γq Qk

4620.00 1.40 3300.00 0.00 3000.00


29111.78 16401.00





Kg/cm2 Per T=0 σ1,I= 13.94

Per T=0 σm,1,I= 24.69 Kg/cm2


Per T=0 σ1,t,I= 10.76 ≤fctd=fctk/γc= 11.93 C25/30 VERIFICATO

Per T=∞ σ1,I,= 13.87

Per T=∞ σm,1,I= 13.92 Kg/cm2




Per T=0 σ2,I= 26.77 Kg/cm2

Per T=0 σm,2,I= 69.19 Kg/cm2


Per T=∞ σ2,I= 28.30 Kg/cm2

Per T=∞ σm,2,I= 73.13 Kg/cm2


VERIFICA AL TAGLIO








uq,ist= 2.58



uq,fin= 4.40


TRAVI 52x60 SALA MUSICA

___________________________________________________________



STRUTTURALE - 7-


DEL TEATRO A. GALLI

___________________________________________________________




INDICE

PREMESSA ................................................................................................................. 3

___________________________________________________________


PREMESSA

La presente relazione è tesa ad illustrare il calcolo della portanza dei pali relativamente al progetto di ricostruzione del Teatro Amintore Galli.

Si riportano i risultati nel seguente ordine: - Palo Ø60, L=14m, Breve termine - Palo Ø60, L=17m, Breve termine - Palo Ø80, L=24m, Breve termine - Palo Ø100, L=16.50m, Breve termine - Palo Ø60, L=14m, Lungo termine - Palo Ø60, L=17m, Lungo termine - Palo Ø80, L=24m, Lungo termine - Palo Ø100, L=16.50m, Lungo termine

1

1.0 1.0

0.0 0.0

-1.0 -1.0

-2.0 -2.0

-3.0 -3.0

-4.0 -4.0

-5.0 -5.0

-6.0 -6.0

-7.0 -7.0

-8.0 -8.0

-9.0 -9.0

-10.0 -10.0

-11.0 -11.0

-12.0 -12.0

-13.0 -13.0

-14.0 -14.0

-15.0 -15.0

-16.0 -16.0

-17.0 -17.0

-18.0 -18.0

-19.0 -19.0

-20.0 -20.0

-21.0 -21.0

-22.0 -22.0

-23.0 -23.0

-24.0 -24.0

-25.0 -25.0

-26.0 -26.0

-27.0 -27.0

-28.0 -28.0

-29.0 -29.0

-30.0 -30.0

0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0 6.0 7.0 8.0 9.010.011.012.013.014.015.016.017.018.019.020.0

LEGENDA:"Livello superficiale"Argilla deb sovracons."Limi con argilla da poco a med. consistenti"AlternanzeLimi argillosi da poco a med consArgille compressibiliLit LLit CLIT. LGhiaia e sabbia

--

Committente: COMUNE DI RIMINILocalità: Rimini Data: 02 / 2011

Riassunto calcolo portata verticale - gruppo n.1Riferimenti:

Palo numero Strato Portata laterale (kg) Portata di punta (kg) Portata totale (kg):Angolo d'attrito ° Coesione (kg/cmq) Portata progetto(kg)1 1 0 0.25 5134.2 5134.19

2 0 0.75 12709.7 17843.873 0 0.53 7147.5 24991.414 0 0.72 7700.8 32692.225 0 0.53 4987.8 37679.986 0 0.36 5792.1 43472.17 0 0.53 5279.9 8764.03 57516.04 57516.04

Meyerhof Metodo portata laterale incoerenti:Tomlison Metodo portata laterale coesivi:

Metodo portata di punta incoerenti:

Metodo portata di punta coesivi:

Coefficiente di sicurezza:

Profondità critica (m):Berezantev

Skempton

1.0

16.0

METODO DELLE TENSIONI AMMISSIBILI:

METODO DELLO STATO LIMITE ULTIMOCoefficiente di sicurezza Phi: 1.0 Coefficiente di sicurezza C: 1.0Coefficiente di sicurezza yb: 1.35 Coefficiente di sicurezza ys: 1.15Fattore di correlazione: 1.7NORMATIVA DI RIFERIMENTO: D.M. 14.01.2008 App.II

--Committente: COMUNE DI RIMINILocalità: Rimini Data: 02 / 2011

Riassunto calcolo portata soggetta a carichi verticali - gruppo di pali n.1Riferimenti:

N. palo Portata laterale (kg) Portata di punta Peso palo (kg) Portata totale (kg) Efficienza Portata prog.corretta (kg) Somma portata (kg):1 12267.56 48752.01 8764.03 57516.04 1 57516.042 57516.042

Metodo di calcolo dell'efficienza della palificata : Terzaghi e PeckNORMATIVA DI RIFERIMENTO: D.M. 14.01.2008 App.II

--




2 0 0.75 12709.7 17843.873 0 0.53 7147.5 24991.414 0 0.72 7700.8 32692.225 0 0.53 4987.8 37679.986 0 0.36 5792.1 43472.17 0 0.53 7128.3 50600.368 0 0.36 4357.3 54957.719 0 0.7 4630 11320.35 70908.07 70908.07






Skempton

1.0

17.0



1

1.0 1.0

0.0 0.0

-1.0 -1.0

-2.0 -2.0

-3.0 -3.0

-4.0 -4.0

-5.0 -5.0

-6.0 -6.0

-7.0 -7.0

-8.0 -8.0

-9.0 -9.0

-10.0 -10.0

-11.0 -11.0

-12.0 -12.0

-13.0 -13.0

-14.0 -14.0

-15.0 -15.0

-16.0 -16.0

-17.0 -17.0

-18.0 -18.0

-19.0 -19.0

-20.0 -20.0

-21.0 -21.0

-22.0 -22.0

-23.0 -23.0

-24.0 -24.0

-25.0 -25.0

-26.0 -26.0

-27.0 -27.0

-28.0 -28.0

-29.0 -29.0

-30.0 -30.0

0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0 6.0 7.0 8.0 9.010.011.012.013.014.015.016.017.018.019.020.0

LEGENDA:"Livello superficiale"Argilla deb sovracons."Limi con argilla da poco a med. consistenti"AlternanzeLimi argillosi da poco a med consArgille compressibiliLit LLit CLIT. LGhiaia e sabbia

--




2 0 0.75 16946.3 23791.883 0 0.53 9529.8 33321.684 0 0.72 10267.7 43589.45 0 0.53 6650.2 50239.566 0 0.36 7722.3 57961.887 0 0.53 9504.4 67466.248 0 0.36 5800.4 73266.669 0 0.6 36236 109502.710 40 0 14666 821024.07 945192.77 945192.77






Non

1.0

12.0



1

1.0 1.0

0.0 0.0

-1.0 -1.0

-2.0 -2.0

-3.0 -3.0

-4.0 -4.0

-5.0 -5.0

-6.0 -6.0

-7.0 -7.0

-8.0 -8.0

-9.0 -9.0

-10.0 -10.0

-11.0 -11.0

-12.0 -12.0

-13.0 -13.0

-14.0 -14.0

-15.0 -15.0

-16.0 -16.0

-17.0 -17.0

-18.0 -18.0

-19.0 -19.0

-20.0 -20.0

-21.0 -21.0

-22.0 -22.0

-23.0 -23.0

-24.0 -24.0

-25.0 -25.0

-26.0 -26.0

-27.0 -27.0

-28.0 -28.0

-29.0 -29.0

-30.0 -30.0

0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0 6.0 7.0 8.0 9.010.011.012.013.014.015.016.017.018.019.020.0

LEGENDA:"Livello superficiale"Argilla deb sovracons."Limi con argilla da poco a med. consistenti"Argilla compressibileAlternanzeLimi argillosi da poco a med consArgille compressibiliLit LLit AGhiaia e sabbia

--

Committente: COMUNE DI RIMINILocalità: RIMINI Data: 02 / 2011



5 0 0.72 9590.4 14099.56 0 0.53 10382.8 24482.317 0 0.36 15977.3 40459.598 0 0.53 35033.3 75492.849 0 0.77 8878.6 84371.4210 40 0 21406.7 1811533.8 1917311.9 1917311.9






Skempton

1.0

16.5



--Committente: COMUNE DI RIMINILocalità: RIMINI Data: 02 / 2011




--

Committente: COMUNE DI RIMNILocalità: Rimini Data: 02 / 2011


Palo numero Strato Portata laterale (kg) Portata di punta (kg) Portata totale (kg):Angolo d'attrito ° Coesione (kg/cmq) Portata progetto(kg)1 1 18 0 1639.2 1639.19

2 19.5 0 6507.7 8146.933 20.7 0 4865.1 130124 25 0 5309.4 18321.375 20.7 0 4804.1 23125.486 17.6 0 6541 29666.437 20.7 0 9643.8 19322.92 58633.1 58633.1






Skempton

1.0

16.0



--Committente: COMUNE DI RIMNILocalità: Rimini Data: 02 / 2011




--




2 19.5 0 6507.7 8146.933 20.7 0 4865.1 130124 25 0 5309.4 18321.375 20.7 0 4804.1 23125.486 17.6 0 6541 29666.437 20.7 0 9738.3 39404.698 17.6 0 6652.8 46057.479 20.7 0 5920.8 22935.04 74913.31 74913.31






Skempton

1.0

17.0



--




2 19.5 0 6881.8 7890.023 20.7 0 5144.7 13034.694 25 0 5614.5 18649.25 20.7 0 5080.2 23729.416 17.6 0 6873.1 30602.467 20.7 0 9055.2 39657.698 17.6 0 5428 45085.669 20.7 0 30410.6 75496.2710 40 0 11631.8 651986.66 739114.77 739114.77






Non

1.0

12.0


METODO DELLO STATO LIMITE ULTIMOCoefficiente di sicurezza Phi: 1.0 Coefficiente di sicurezza C: 1.0Coefficiente di sicurezza yb: 1.7 Coefficiente di sicurezza ys: 1.45Fattore di correlazione: 1.7NORMATIVA DI RIFERIMENTO: D.M. 14.01.2008 App.I Comb.2




Metodo di calcolo dell'efficienza della palificata : Terzaghi e PeckNORMATIVA DI RIFERIMENTO: D.M. 14.01.2008 App.I Comb.2

1

1.0 1.0

0.0 0.0

-1.0 -1.0

-2.0 -2.0

-3.0 -3.0

-4.0 -4.0

-5.0 -5.0

-6.0 -6.0

-7.0 -7.0

-8.0 -8.0

-9.0 -9.0

-10.0 -10.0

-11.0 -11.0

-12.0 -12.0

-13.0 -13.0

-14.0 -14.0

-15.0 -15.0

-16.0 -16.0

-17.0 -17.0

-18.0 -18.0

-19.0 -19.0

-20.0 -20.0

-21.0 -21.0

-22.0 -22.0

-23.0 -23.0

-24.0 -24.0

-25.0 -25.0

-26.0 -26.0

-27.0 -27.0

-28.0 -28.0

-29.0 -29.0

-30.0 -30.0

0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0 6.0 7.0 8.0 9.010.011.012.013.014.015.016.017.018.019.020.0

LEGENDA:"Livello superficiale"Argilla deb sovracons."Limi con argilla da poco a med. consistenti"Argilla compressibileAlternanzeLimi argillosi da poco a med consArgille compressibiliLit LLit AGhiaia e sabbia

--

Committente: COMUNE DI RIMINILocalità: RIMINI Data: 02 / 2011


Palo numero Strato Portata laterale (kg) Portata di punta (kg) Portata totale (kg):Angolo d'attrito ° Coesione (kg/cmq) Portata progetto(kg)1 4 17.6 0 267.9 267.9

5 25 0 1279.3 1547.186 20.6 0 3310 4857.167 17.6 0 10175.9 15033.058 20.6 0 43365.7 58398.729 20.6 0 10213.7 68612.4610 40 0 22164.6 1682449.1 1773226.2 1773226.2






Non

1.0

15.0



--Committente: COMUNE DI RIMINILocalità: RIMINI Data: 02 / 2011




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