300:00:00 SETTORIALI

R 322

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UTIV

O: S

TR

UT

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322:00:00 STRUTTURE-OPERE D'ARTE IN C.A.

Fax: 0464 671413

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onformità alle leggi vigenti

DATA:EMISSIONE

REVISIONI

arch. Brunella Avi

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Krej engineering S.r.l.

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TECNICI INCARICATI

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DELLA PROV. DI TRENTO

BRUNELLA AVIdott. arch.

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ORDINE DEGLI ARCHITETTI

Dott. Ingegnere civile e ambientale

INGENIEURKAMMER

ORDINE DEGLIINGEGNERI

DELLA PROV.DIBOLZANO

Nr.1892

Dr.IngenieurfürZivilund Umweltwesen

BOZENPROVINZDER

FABIO PASINI

DATA: SCALA: TAVOLA:

NUOVA SCUOLA MEDIA

ing. Fabio Pasini

ED ELETTRICI

IMPIANTI MECCANICI

ing. Michele Groff

ARCA Engineering - TRENTO

E 005/09/2017

05/09/20170

REGIONE AUTONOMA FRIULI VENEZIA GIULIA PROVINCIA DI UDINE

Avi arch. Brunella

Direttore Tecnico:

I

AM

ST

EM

Y

D

RTIFIEEC

MEG

N

A

Siste

ENTS

ertificato

a

dimanagementc

m

ISO 9001

redatto da

COMUNE di BUTTRIOEzio Antonel

03

IN DATA 26/07/2017INTEGRAZIONI RICHIESTE DALL'ORGANISMO TECNICO

Integrazione richieste dall'Organismo Tecnico al deposito n.1566 del 04/07/2017

pag. 1

1

SOMMARIO

PUNTO 1 ........................................................................................................................................ 3 

1.1  PREMESSE ................................................................................................................. 3 

1.2  SCHEMA STRUTTURALE E MODELLAZIONE.................................................... 3 

1.3  SOLLECITAZIONI NELLA PLATEA DI FONDAZIONE ....................................... 8 

1.4  SOLLECITAZIONI NELLA PLATEA DI FONDAZIONE INTERRATO ............. 16 

1.5  VERIFICA DEI PALI DI FONDAZIONE ................................................................ 25 

1.6  VERIFICA DI PORTANZA DEI PALI .................................................................... 31 

Le prove effettuate 31 

Caratterizzazione e modellazione geologica 32 

Caratterizzazione geotecnica 34 

Il sistema fondazionale 34 

Verifica di portanza dei pali 36 

PUNTO 2 ...................................................................................................................................... 38 

Dimensionamento del montante ............................................................................................... 38 

Verifica con montante da 150mm 39 

PUNTO 3 ...................................................................................................................................... 45 

CONSIDERAZIONI SULL’EFFETTO DELLE AZIONI TERMICHE .................................... 46 

2

PREMESSE GENERALI

La presente relazione è relativa alle Osservazioni della Commissione per l’osservanza delle

norme sismiche redatte nella riunione del 26.07.2017 relative al progetto per la realizzazione

di un edificio da adibirsi a scuola secondaria di primo grado nel comune di Buttrio (UD) che

di seguito si riportano:

1. Il sistema fondazionale adottato, in parte su pali ed in parte su platea, è in contrasto sia

con quanto indicato nel par. 7.2.1 delle NTC 2008, che nel par. 22-42 (2) della UNI EN

1998-1:2005. Tale soluzione, che è sconsigliata dalle norme, deve essere

adeguatamente giustificata, mediante studi specifici che confermino l’accettabilità della

scelta, sia nei confronti dei cedimenti verticali che degli spostamenti orizzontali, nella

condizione sismica. In alternativa si adotti un' unica tipologia fondazionale.

2. La documentazione va integrata con il calcolo ed il dettaglio del serramento esterno,

avente anche funzione di parapetto. In particolare, nel dettaglio di attacco al solaio, si

considerino anche le deformazioni a lungo termine.

3. Considerata la lunghezza del fabbricato (circa 50 m), vanno argomentati gli effetti

prodotti dalle dilatazioni termiche e dal ritiro.

3

PUNTO 1

1.1 PREMESSE

La fondazione è costituita da una platea monolitica di spessore 50 cm, su pali, che si estende

su tutta la superficie del fabbricato. I pali di fondazione sono del tipo trivellato di 60 cm di

diametro, con lunghezza di 5 m nella parte nord e di 10 m nella parte sud, dal momento che

le indagini geologiche hanno rivelato una diversa stratigrafia nelle due zone del fabbricato.

A seguito delle Osservazioni sopra richiamate, anche la fondazione del vano tecnico

interrato sarà costituita da una platea di 50 cm su pali che però, visto le ottime caratteristiche

del terreno di fondazione (conglomerato) sono di lunghezza limitata pari a 2,5 m, in modo di

attestarsi alla stessa quota dei pali da 5,0 m.

1.2 SCHEMA STRUTTURALE E MODELLAZIONE

Per lo studio del comportamento della struttura sotto gli effetti delle azioni statiche e

sismiche prima descritte, si è provveduto alla modellazione dell’intera struttura mediante un

modello tridimensionale del manufatto utilizzando il metodo degli Elementi Finiti (F.E.M.)

con elementi finiti di tipo “plate” e “beam” secondo il reale sviluppo degli assi degli

elementi. Il modello meccanico considerato è quello che prevede un comportamento elastico

lineare dei materiali.

Il primo solaio e il solaio di copertura sono stati modellati con elementi “plate” di spessore

28,8 cm per tener conto della diminuzione di inerzia dovuta alla presenza degli

alleggerimenti u-boot rispetto al solaio monolitico di spessore 30 cm.

Per le platee su pali, di spessore 50 cm, si considera a favore di sicurezza che le stesse

appoggino esclusivamente sui pali, considerando quindi un coefficiente di sottofondo

verticale nullo.

L’interazione terreno-struttura attraverso i pali di fondazione è stata simulata ponendo lungo

il fusto dei pali una serie di molle orizzontali con rigidezza crescente con la profondità

secondo la seguente legge:

Pali da 5,00 e 10,00 m di lunghezza:

4

nh = 10 tons/ft3 = 0,35 kg/cm3

costante di reazione nh 0,35 kg/cm3 Kh = nh x z / D

Lunghezza palo 1000 cm

Numero suddivisioni 20,0

Diametro palo D 60 cm

5

Modulo di reazioneElemento lunghezza nodi profondità z orizzontale del terreno Rigidezza della molla

Kh

cm cm kg/cm3 kg/cm

1 0 0,00 01 50,0

2 50,0 0,29 8832

2 50,03 100,0 0,59 17663

3 50,04 150,0 0,88 26494

4 50,05 200,0 1,18 35315

5 50,06 250,0 1,47 44146

6 50,07 300,0 1,77 52977

7 50,08 350,0 2,06 61808

8 50,09 400,0 2,35 70639

9 50,010 450,0 2,65 794610

10 50,011 500,0 2,94 8829 11

11 50,012 550,0 3,24 971212

12 50,013 600,0 3,53 1059413

13 50,014 650,0 3,83 1147714

14 50,015 700,0 4,12 1236015

15 50,016 750,0 4,41 1324316

16 50,017 800,0 4,71 1412617

17 50,018 850,0 5,00 1500918

18 50,019 900,0 5,30 1589219

19 50,020 950,0 5,59 1677420

20 50,021 1000,0 5,89 17657

6

Pali da 2,50 m di lunghezza:

nh = 35 tons/ft3 = 1,24 kg/cm3

costante di reazione nh 1,24 kg/cm3 Kh = nh x z / D

Lunghezza palo 250 cm

Numero suddivisioni 5,0

Diametro palo D 60 cm

Modulo di reazioneElemento lunghezza nodi profondità z orizzontale del terreno Rigidezza della molla

Kh

cm cm kg/cm3 kg/cm

1 0 0,00 01 50,0

2 50,0 1,03 30902

2 50,03 100,0 2,06 61803

3 50,04 150,0 3,09 92704

4 50,05 200,0 4,12 123605

5 50,06 250,0 5,15 15450

7

La rigidezza delle molle verticali poste alla base dei pali è stata valutata determinando il

cedimento del singolo palo per una forza verticale di 500 kN, che risulta essere pari a circa

0,48 cm, ricavando quindi un rigidezza verticale di: 500/0,48 = 1000 kN/cm.

Si riportano di seguito una serie di immagini della rappresentazione grafica del modello

numerico, mettendo in evidenza i nuovi pali inseriti al di sotto della platea di fondazione del

vano tecnico:

8

1.3 SOLLECITAZIONI NELLA PLATEA DI FONDAZIONE

MOMENTI DI PROGETTO SECONDO WOOD & ARMER – [kN m/m]

Faccia Inferiore – Direzione X

9

Faccia Inferiore – Direzione Y

Faccia Superiore – Direzione X

10

Faccia Superiore – Direzione Y

Momento resistente platea spessore 50 cm armata con Ø 16/20 inf e sup:

Si riportano di seguito i momenti flettenti (Wood Armer) nella platea, con le zone di colore

bianco dove il momento resistente è inferiore a quello agente (e dove verrà posizionata

l’armatura integrativa):

11

Platea Faccia inferiore – Direzione X (max 172 kNm/m)

Platea Faccia inferiore – Direzione Y (max 172 kNm/m)

12

Platea Faccia superiore – Direzione X (max -172 kNm/m)

Platea Faccia superiore – Direzione Y (max -172 kNm/m)

13

Momento resistente platea spessore 50 cm armata con Ø 16/10 inf e Ø16/20 sup:

Platea Faccia inferiore – Direzione X (max 327 kNm/m)

14

Platea Faccia inferiore – Direzione Y (max 327 kNm/m)

Momento resistente platea spessore 50 cm armata con Ø16/20 inf e Ø 16/20 + Ø 16/30 (in

corrispondenza dei pali) sup:

15

Platea Faccia superiore – Direzione X (max -275 kNm/m)

Platea Faccia superiore – Direzione Y (max -275 kNm/m)

16

1.4 SOLLECITAZIONI NELLA PLATEA DI FONDAZIONE INTERRATO

MOMENTI DI PROGETTO SECONDO WOOD & ARMER – [kN m/m]

Faccia Inferiore – Direzione X

Faccia Inferiore – Direzione Y

17

Faccia Superiore – Direzione X

Faccia Superiore – Direzione Y

18

Momento resistente platea spessore 50 cm armata con Ø 16/20 inf e sup:

Si riportano di seguito i momenti flettenti (Wood Armer) nella platea, con le zone di colore

bianco dove il momento resistente è inferiore a quello agente (e dove verrà posizionata

l’armatura integrativa):

Platea Faccia inferiore – Direzione X (max 172 kNm/m)

19

Platea Faccia inferiore – Direzione Y (max 172 kNm/m)

Platea Faccia superiore – Direzione X (max -172 kNm/m)

20

Platea Faccia superiore – Direzione Y (max -172 kNm/m)

Momento resistente platea spessore 50 cm armata con Ø16/20 + Ø16/30 inf e Ø 16/20 + Ø

16/30 sup:

21

Platea Faccia inferiore – Direzione X (max 275 kNm/m)

Platea Faccia inferiore – Direzione Y (max 275 kNm/m)

22

Platea Faccia superiore – Direzione X (max -275 kNm/m)

Platea Faccia superiore – Direzione Y (max -275 kNm/m)

23

VERIFICA A PUNZONAMENTO DELLA PLATEA

Il massimo sforzo assiale nel palo più sollecitato vale circa 990 kN (si veda il paragrafo di

verifica dei pali). A cavallo di ogni palo si pone, oltre alla maglia diffusa Ø 16/20 inferiore e

superiore nelle due direzioni, ulteriori 3+3 Ø 16 superiori nelle due direzioni e 3+3 Ø 16

piegati nelle due direzioni. Si svolge di seguito la verifica a punzonamento della platea.

PUNZONAMENTO (UNI EN 1992-1-1:2005 pag.84 e seg.) ver.CAT26022015

MaterialiCalcestruzzo C25/30

resistenza cilindrica caratteristica del calcestruzzo fck 25 N/mm2

Acciaio B450C

valore caratteristico della tensione di snervamento fy k 450 N/mm2

Geometriaspessore piastra 500 mm

armatura in direzione x 16 / 200 (armatura più esterna)armatura in direzione y 16 / 200 (armatura interna)

copriferro c = 50 mm (netto tra esterno armatura e faccia piastra)

Altezza utile d della soletta (media delle altezze utili relative alle armature poste nelle due direzioni ortogonali)

altezza utile nella direzione x dx 442 mm

altezza utile nella direzione y dy 426 mm

d = ( dx + dy ) / 2 = 434 mm

perimetro efficace di piastra u1 7330 mm

distante 2 d dall'impronta caricata come riportato negli schemi seguenti:

24

Forza tagliante applicata: VEd 990000 N

Taglio unitario sollecitante: vEd = V / ( u1 d ) 0,311 N/mm2

Valore di progetto del taglio-punzonamento resistente di una piastra, priva di armature per il taglio-punzonamento, lungo la sezione di verifica considerata:

vRd,c=CRd,c k (100 l fck)1/3 + k1 cp > (vmin + k1 cp)

CRd,c = 0,18 / c = 0,12

per carichi persistenti e transitori c = 1,5

per carichi eccezionali c = 1,0

c 1,5

k=1+radq (200/d) < 2 = 1,68 percentuale geometrica di armatura, calcolata come media geometrica delle percentuali di armatura nelle due direzioni della piastra:

l = radq( ly x lz) < 0,02

i valori di ly e lz si calcolano come valori medi su una striscia di larghezza pari a quella del pilastro

aumentata di 3d su ciascun lato

ly 0,002316 lz 0,002316

l 0,002316

resistenza cilindrica caratteristica del calcestruzzo fck 25 N/mm2

k1 = 0,1

cp= (cy + cz) /2 = 0

cy e cz sono le tensioni normali (in N/mm2, positive se di compressione), nel calcestruzzo

della sezione critica nelle direzioni y e z:

cy = NEd,y / Acy 0

cz = NEd,z / Acz 0

Ac è l'area di calcestruzzo secondo la direzione di NEd

NEd,y 0 Acy 0

NEd,z 0 Acz 0

vmin = 0,035 k3/2 fck1/2 = 0,381

vRd,c=CRd,c k (100 l fck)1/3 + k1 cp > (vmin + k1 cp) = 0,381 N/mm2

vEd = V / ( u1 d ) = 0,311 N/mm2

Essendo vEd < vRd,c non è necessaria armatura per taglio-punzonamento

A cavallo di ogni palo si pone comunque, oltre alla maglia diffusa Ø 16/20 inferiore e

superiore nelle due direzioni, ulteriori 3+3 Ø 16 superiori nelle due direzioni e 3+3 Ø 16

piegati nelle due direzioni.

25

1.5 VERIFICA DEI PALI DI FONDAZIONE

Sollecitazioni nei pali (inviluppo):

Momento flettente My (kNm)

Momento flettente Mz (kNm)

26

Taglio Fz (kN)

Taglio Fy (kN)

27

Sforzo normale Fx (kN)

I pali hanno un diametro di 60 cm e una lunghezza di 5 m e 10 m; l’armatura è la seguente:

pali di lunghezza 10 m:

armatura per tutta l’altezza: 6 Ø 20

aggiuntivi per i primi 6 m dalla sommità: 4 Ø 20

aggiuntivi per i primi 1,5 m dalla sommità: 6 Ø 20

armatura a taglio per il primo metro dalla sommità: spirale Ø 8/8

armatura a taglio per il secondo metro dalla sommità: spirale Ø 8/10

armatura a taglio per il resto del palo: spirale Ø 8/20

pali di lunghezza 5 m:

armatura per tutta l’altezza: 10 Ø 20

aggiuntivi per i primi 1,5 m dalla sommità: 6 Ø 20

armatura a taglio per il primo metro dalla sommità: spirale Ø 8/8

armatura a taglio per il secondo metro dalla sommità: spirale Ø 8/10

armatura a taglio per il resto del palo: spirale Ø 8/20

pali di lunghezza 2,5 m:

armatura per tutta l’altezza: 10 Ø 20

aggiuntivi per i primi 1,5 m dalla sommità: 6 Ø 20

armatura a taglio per il primo metro dalla sommità: spirale Ø 8/8

armatura a taglio per il secondo metro dalla sommità: spirale Ø 8/10

armatura a taglio per il resto del palo: spirale Ø 8/20

28

Si riporta di seguito la verifica del palo da 10 m più sollecitato:

Verifica in sommità:

29

Si riporta di seguito la verifica del palo da 5 m più sollecitato:

Verifica in sommità:

30

Si riporta di seguito la verifica del palo da 2,5 m più sollecitato:

Verifica in sommità:

31

1.6 VERIFICA DI PORTANZA DEI PALI

Gli aspetti geologici e geomorfologici dell’area oggetto dell’indagine, sono ricavabili dalla

relazione geologica redatta nel dicembre 2016 dai dott. geol. Davide Rigo e Luigi Perricone.

Le prove effettuate

Data la tipologia di intervento, e il contesto geologico, sono state eseguite:

• 9 prove penetrometriche dinamiche superpesanti DPSH (dynamic probing super heavy)

fino alla quota massima di -9,6 m dal piano campagna, profondità del rifiuto strumentale

causato dall'elevato addensamento del terreno;

• 2 scavi geognostici a trincea;

• 2 sondaggi a carotaggio continuo, fino alla profondità di 15 e 10m.

E’ stata, infine, effettuata un’indagine tromografica, con Tromino ® Moho, per la verifica

della frequenza caratteristica del sito e la valutazione della Vs30 ai sensi della vigente

normativa sismica.

Tale campagna di indagini ha permesso un inquadramento stratigrafico del lotto in esame,

che risulta costituito superficialmente da uno strato di limo variamente sabbioso e argilloso

di profondità compresa tra 2 e 3 metri circa, seguito da terreni soggetti a marcata variabilità

laterale.

32

Caratterizzazione e modellazione geologica

Unità Litologiche in ordine stratigrafico (prove penetrometriche DPSH 1, 2, 4, 5, 6, 7, 8 e

sondaggio SCC 2):

• Unita Litologica L1a: limo variamente sabbioso e argilloso mediamente poco

consistente/sciolto (in DPSH 9 risulta privo di consistenza), ai sensi della classificazione

A.G.I. (1977) fino alla profondità massima rilevata di circa 3,2 m dal p.c. - unità litotecnica

U1a nella modellazione geologico-tecnica;

• Unita Litologica L2a: ghiaia poligenica con limo variamente sabbioso moderatamente

addensata fino alla profondità massima rilevata di circa 3,8 m dal p.c. - unità litotecnica U2a

nella modellazione geologico-tecnica;

• Unita Litologica L3: livelli di conglomerato compatto molto addensati, che hanno causato

il rifiuto strumentale a profondità comprese tra 2,8 e 4,2 m dal p.c. e che sono stati rilevati,

tramite il sondaggio meccanico SCC 2, fino alla profondità di 7,6 m dal p.c. - unità

litotecnica U3 nella modellazione geologico-tecnica;

• Unita Litologica L4: ghiaia poligenica con limo variamente sabbiosa con livelli cementati,

addensata, per la restante profondità di indagine – unità litotecnica U4 nella modellazione

geologico-tecnica.

Unità Litologiche in ordine stratigrafico (prove penetrometriche DPSH 3, 9 e sondaggio

SCC 1):

• Unita Litologica L1a: limo variamente sabbioso e argilloso da privo di consistenza a

consistente fino alla profondità massima rilevata di circa 1,2 m dal p.c. - unità litotecnica

U1a nella modellazione geologico-tecnica;

• Unita Litologica L1b: limo argilloso debolmente sabbioso con ghiaia arenacea

moderatamente consistente fino alla profondità massima rilevata di circa 3,4 m dal p.c. –

unità litotecnica U1b nella modellazione geologico-tecnica;

• Unita Litologica L2b: ghiaia poligenica con limo variamente sabbioso e argilla,

sciolta/poco consistente (con livelli privi di consistenza) fino alla profondità rilevata di circa

6,4 m dal p.c. - unità litotecnica U2b nella modellazione geologico-tecnica;

• Unita Litologica L2a: ghiaia poligenica con limo variamente sabbioso moderatamente

addensata fino alla profondità massima rilevata di circa 8,4 m dal p.c. – unità litotecnica U2a

nella modellazione geologico-tecnica;

33

• Unita Litologica L4: ghiaia poligenica con limo variamente sabbiosa con livelli cementati,

addensata, per la restante profondità di indagine – unità litotecnica U4 nella modellazione

geologico-tecnica.

Viene definita un’ulteriore Unità Litologica per il basamento in Flysch rilevato in SCC 1:

• Unita Litologica L5: livelli a prevalenza marnosa del basamento in Flysch rilevati sino a

fine sondaggio – unità litotecnica U5 nella modellazione geologico-tecnica.

In sintesi, il modello geologico così definito, per l’area che interessa l’impronta dell’edificio

in progetto, evidenzia:

- nella porzione settentrionale uno strato prevalentemente limoso (spesso 2-3 metri)

sovrastante livelli ghiaiosi anche cementati

- nella propaggine meridionale una presunta incisione paleo-fluviale caratterizzata da ghiaie

in abbondante matrice fine (di scadenti caratteristiche meccaniche) fino a profondità

superiori a 8 m dal p.c., seguite da ghiaie localmente cementate e dal basamento in Flysch.

34

Caratterizzazione geotecnica

Unità Litotecniche in ordine stratigrafico

prove penetrometriche DPSH 1,2,4,5,6,7,8 e Sondaggio SCC2:

Unità Litotecniche in ordine stratigrafico

prove penetrometriche DPSH 3, 9 e Sondaggio SCC1:

Unità Litotecnica per il basamento in Flysch SCC1:

Il sistema fondazionale

La fondazione è costituita da una platea monolitica di spessore 50 cm, su pali, che si estende

su tutta la superficie del fabbricato. I pali di fondazione sono pali trivellati di 60 cm di

diametro, con lunghezza di 5 m nella parte nord e di 10 m nella parte sud, visto l’

approfondimento del terreno di migliori caratteristiche geotecniche nella parte sud, al di

sotto della platea del vano interrato i pali trivellati hanno una lunghezza di 2,5 m.

35

Nelle verifiche delle strutture si è considerato a favore di sicurezza che la platea appoggi

esclusivamente sui pali, considerando quindi un coefficiente di sottofondo verticale del

terreno sottostante nullo.

Lo sforzo normale nei pali nell’inviluppo delle combinazioni SLU+SLV è riportato nel

diagramma seguente:

Il palo più sollecitato per sforzo normale è soggetto ad una forza verticale di circa 1070 kN

(palo di profondità 5 m).

Il palo di profondità 2,5 m più sollecitato per sforzo normale è soggetto ad una forza

verticale di circa 1039 kN.

36

Verifica di portanza dei pali

Pali da 5 m:

OPERA:

DATI DI INPUT:

Diametro del Palo (D): 0,60 (m) Area del Palo (Ap): 0,283 (m2)

Quota testa Palo dal p.c. (zp): 0,50 (m) Quota falda dal p.c. (zw): 20,00 (m)

Carico Assiale Permanente (G): 1070 (kN) Carico Assiale variabile (Q): 0 (kN)

Numero di strati 3 Lpalo = (m)

1,70 1,65 1,60 1,55 1,50 1,45 1,40 1,00 1,60

1,70 1,55 1,48 1,42 1,34 1,28 1,21 1,00 1,48

Stato limite ultimo

Tensioni ammissibili

definiti dall'utente

n

1,00

1,00

3

1,00

1,00

1

1,00

4

5,00

Metodo di calcolo

coefficienti parziali resistenza laterale e di base

2 T.A.

azioni

1,00

CALCOLO DELLA CAPACITA' PORTANTE DI UN PALO TRIVELLATO DI MEDIO DIAMETRO

ut5 7 10

1,15

1,00

s

permanenti

G

palo trivellato diametro 60 lunghezza 5 m

b

1,35

1,00

1,00

1,30

variabili

Q

L

Zp

p.l.f.

Zw

D

c' med c' min ' med ' min cu med cu min k a (-) (m) (kN/m3) (kPa) (kPa) (°) (°) (kPa) (kPa) (-) (-) (-) (-)

1 1,50 17,80 18,0 18,0 0,69 0,32

2 1,50 18,10 25,0 25,0 0,58 0,47

3 2,00 19,00 35,0 35,0 0,43 0,70

Qsi Nq Nc qb Qbm Qsi Nq Nc qb Qbm(-) (m) (kN) (-) (-) (kPa) (kN) (kN) (-) (-) (kPa) (kN)1 1,50 14,1 14,12 1,50 37,4 37,43 2,00 92,0 72,02 0,00 7256,4 2051,7 92,0 72,02 0,00 7256,4 2051,7

media

Spess

ghiaia con limoconglomerato

Strato

conglomerato

Strato

(n.b.: lo spessore degli strati è computato dalla quota di intradosso del plinto)

limo sabbioso argilloso

ghiaia con limo

Tipo di terreno

limo sabbioso argilloso

minimaSpess

Parametri del terreno Tipo di terreno

Coefficienti di Calcolo

CARICO ASSIALE AGENTE CAPACITA' PORTANTE MEDIA CAPACITA' PORTANTE MINIMA

Nd = Ng · g + Nq · q alla base Rb;cal med = alla base Rb;cal min =

Nd = laterale Rs;cal med = laterale Rs;cal min =

totale Rc;cal med = totale Rc;cal min =

CAPACITA' PORTANTE CARATTERISTICA CAPACITA' PORTANTE DI PROGETTO

Rb,k = Min(Rb,cal med/3 Rb,cal min/4)= Rc,d = Rbk/b + Rsk/s Fs = Rc,d / Nd

Rs,k = Min(Rs,cal med/3 Rs,cal min/4)= Rc,d = Fs = 1,06

Rc,k = Rb,k + Rs,k =

1134,2 (kN)

2051,7 (kN)

143,6 (kN)

2195,3 (kN)

2051,7 (kN)

2195,3 (kN)

99,0 (kN)

1415,0 (kN)

1070,0 (kN)

1514,0 (kN)

143,6 (kN)

37

Pali da 2,5 m:

OPERA:

DATI DI INPUT:

Diametro del Palo (D): 0,60 (m) Area del Palo (Ap): 0,283 (m2)

Quota testa Palo dal p.c. (zp): 2,50 (m) Quota falda dal p.c. (zw): 20,00 (m)

Carico Assiale Permanente (G): 1040 (kN) Carico Assiale variabile (Q): 0 (kN)

Numero di strati 1 Lpalo = (m)

1,70 1,65 1,60 1,55 1,50 1,45 1,40 1,00 1,60

1,70 1,55 1,48 1,42 1,34 1,28 1,21 1,00 1,48

s

permanenti

G

palo trivellato diametro 60 lunghezza 2,5 m

b

1,35

1,00

1,00

1,30

variabili

Q

CALCOLO DELLA CAPACITA' PORTANTE DI UN PALO TRIVELLATO DI MEDIO DIAMETRO

ut5 7 10

1,15

1,00

2,50

Metodo di calcolo

coefficienti parziali resistenza laterale e di base

2 T.A.

azioni

1,00

1,00

1,00

1

1,00

4

1,00

1,00

3

Stato limite ultimo

Tensioni ammissibili

definiti dall'utente

n

L

Zp

p.l.f.

Zw

D

c' med c' min ' med ' min cu med cu min k a (-) (m) (kN/m3) (kPa) (kPa) (°) (°) (kPa) (kPa) (-) (-) (-) (-)

1 2,50 19,00 35,0 35,0 0,43 0,70

Qsi Nq Nc qb Qbm Qsi Nq Nc qb Qbm(-) (m) (kN) (-) (-) (kPa) (kN) (kN) (-) (-) (kPa) (kN)1 2,50 100,3 83,67 0,00 7949,0 2247,5 100,3 83,67 0,00 7949,0 2247,5

Coefficienti di CalcoloParametri del terreno Tipo di terreno

(n.b.: lo spessore degli strati è computato dalla quota di intradosso del plinto)

conglomerato

Tipo di terreno

conglomerato

minimaSpessStrato

Strato

media

Spess

CARICO ASSIALE AGENTE CAPACITA' PORTANTE MEDIA CAPACITA' PORTANTE MINIMA

Nd = Ng · g + Nq · q alla base Rb;cal med = alla base Rb;cal min =

Nd = laterale Rs;cal med = laterale Rs;cal min =

totale Rc;cal med = totale Rc;cal min =

CAPACITA' PORTANTE CARATTERISTICA CAPACITA' PORTANTE DI PROGETTO

Rb,k = Min(Rb,cal med/3 Rb,cal min/4)= Rc,d = Rbk/b + Rsk/s Fs = Rc,d / Nd

Rs,k = Min(Rs,cal med/3 Rs,cal min/4)= Rc,d = Fs = 1,16

Rc,k = Rb,k + Rs,k = 1619,2 (kN)

100,3 (kN)

1208,3 (kN)

2247,5 (kN)

100,3 (kN)

2347,8 (kN)

2247,5 (kN)

2347,8 (kN)

69,1 (kN)

1550,0 (kN)

1040,0 (kN)

38

PUNTO 2

DIMENSIONAMENTO DEL MONTANTE

Il foglio di calcolo lavora agli stati limite secondo le combinazioni di carico indicate nelle

normative vigenti NTC2008 – D.M. 14 gennaio 2008. La freccia è calcolata allo SLE e il

momento flettente viene calcolato allo SLU. Il foglio di calcolo deve essere utilizzato per il

dimensionamento del montante che è calcolato come una trave su due appoggi (cerniera-

cerniera). Le formule utilizzate sono quelle della Scienza delle Costruzioni. Il carico del

vento è considerato come carico rettangolare uniformemente distribuito. La spinta della folla

è considerata come forza concentrata. E’ necessario eseguire il calcolo verificando le due

condizioni di carico: Vento in pressione, Vento in depressione e spinta della folla

e considerando la peggiorativa sia allo SLE che allo SLU. La freccia è verificata utilizzando

un profilo con un momento di inerzia Jx maggiore di quello indicato nei risultati. La

tensione è verificata quando il valore del momento flettente massimo [kNcm], diviso per il

Wx [cm3] del profilo, risulta essere inferiore a 13.04 [kN/cm2]. Il valore limite di 13.04

[kN/cm2] è stato ricavato utilizzando il coefficiente parziale di sicurezza γM1=1.15 come

indicato nella "Appendice Nazionale Italiana alla norma UNI-EN 1999-1-1:2007 –

Parametri adottati a livello nazionale da utilizzare per le strutture in alluminio" (pubblicata

come supplemento ordinario n. 21 alla Gazzetta Ufficiale del 27/03/2013). Nel caso di

profili composti la verifica delle sollecitazioni allo SLU deve essere eseguita considerando

la quota parte del modulo di resistenza Wx di ogni singolo componente.

39

Verifica con montante da 150mm

40

41

42

43

44

45

PUNTO 3

Il problema del ritiro su strutture orizzontali di grandi dimensioni è indubbiamente un

aspetto importante, che rischia, se non tenuto in considerazione, di provocare danni

strutturali.

Nel caso specifico la dimensione dei 50 m è corretta per quanto riguarda la platea di

fondazione, meno per i solai ove va leggermente ridimensionata per la presenza di un foro

centrale che ne limita la dimensione massima.

Dal punto di vista concettuale bisognerebbe ricorrere ad un calcestruzzo a ritiro

compensato, cosa che si può ottenere con l’utilizzo di un additivo espansivo accompagnata

dalla bagnatura della superficie coperta da un geotessuto per circa 15 gg ed eventualmente

da un antiritiro se le condizioni di maturazione sono ritenute non ottimali.

Nel caso specifico verrà prescritto un agente espansivo tipo MasterLife SRA 150 della

BASF, che contrasta l’effetto del ritiro che naturalmente avviene nel calcestruzzo. Questo

agisce soprattutto nella prima fase di maturazione ove più significativo è questo fenomeno.

Per quanto riguarda il dosaggio si farà riferimento alle indicazioni dell’ACI (American

Concrete Institute) 223-10, e comunque potrà essere orientativamente intorno ai 20 Kg/mc.

In funzione della stagione (maggiore o minore umidità) potrà essere anche utilizzato un

additivo per la riduzione del ritiro idraulico.

46

CONSIDERAZIONI SULL’EFFETTO DELLE AZIONI TERMICHE

Trattandosi di strutture in c.a. protette, la componente ΔTu vale ± 10° C.

Per la determinazione degli effetti delle azioni termiche si adotta un valore del modulo di

elasticità del cls ridotto del 50% (4.1.1.1 NTC2008)

Si esegue di seguito dapprima il confronto tra le sollecitazioni nel solaio di piano

considerando il modulo elastico del cls con il suo valore intero (con il quale si sono

determinate le sollecitazioni nel solaio utilizzate per il dimensionamento dello stesso) e

successivamente con modulo elastico dimezzato, determinando quindi la riduzione delle

sollecitazioni flettenti per effetto della riduzione del modulo elastico.

Successivamente si valutano le sollecitazioni indotte nel solaio dalle azioni termiche.

Viene quindi effettuato il confronto tra la riduzione delle sollecitazioni nel solaio per effetto

della riduzione del modulo elastico del cls e la riduzione del momento resistente della

sezione di solaio per effetto delle sollecitazioni indotte dalle azioni termiche, dimostrando

che sono sostanzialmente equivalenti.

CONFRONTO TRA SOLLECITAZIONI NEL SOLAIO DI PIANO CON MODULO

ELASTICO INTERO E DIMEZZATO

MOMENTI DI PROGETTO SECONDO WOOD & ARMER – [kNm/m]

Faccia Inferiore – Direzione X - Modulo elastico intero

47

Faccia Inferiore – Direzione X - Modulo elastico ridotto

Faccia Inferiore – Direzione Y - Modulo elastico intero

48

Faccia Inferiore – Direzione Y - Modulo elastico ridotto

Faccia Superiore – Direzione X - Modulo elastico intero

49

Faccia Superiore – Direzione X - Modulo elastico ridotto

Faccia Superiore – Direzione Y - Modulo elastico intero

50

Faccia Superiore – Direzione Y - Modulo elastico ridotto

Considerando un modulo elastico del cls dimezzato, si ha quindi indicativamente una

diminuzione media dei momenti flettenti di circa 30 / 35 kNm/m.

51

SOLLECITAZIONI ASSIALI NEL SOLAIO DI PIANO PER EFFETTO DI UNA DT

UNIFORME DI -10°C

[ Valori in kN /m]

Direzione X

Direzione Y

52

Le massime sollecitazioni di trazione, a parte limitatissime zone dove si verificano dei picchi

puntuali, valgono circa 180 kN/m. Sulla sezione di solaio larga 68 cm (interasse travetti) si

ha pertanto una sollecitazione di trazione massima di 180 x 0,68 = 122 kN.

Applicando il coefficiente parziale di sicurezza sulle azioni 1,5 , si ha quindi una

sollecitazione di trazione di 1,5 x 122 = 183 kN

Si riporta di seguito la determinazione del momento resistente della sezione di solaio senza

la presenza di sforzo normale di trazione e con la presenza di quest’ultimo:

Determinazione del Momento resistente della sezione di solaio (interasse nervature 68 cm )

senza sforzo normale di trazione armata con Ø12/20 sia inferiori che superiori (armatura

diffusa su tutto il solaio) + 4Ø16 (2 inferiori e 2 superiori) in corrispondenza delle nervature:

Sulla sezione larga 68 cm (interasse travetti) sono presenti 68/20 = 3,4 barre Ø12 sia

superiormente che inferiormente, corrispondenti ad una sezione di acciaio paria a 3,4 x 1,13

= 3,842 cm2.

A queste si aggiungono le 4 barre Ø 16 nella nervatura

Considerando la sezione da 1 m MR+ = 76 / 0,68 = 112 kNm/m MR- = -76 / 0,68 = -112 kNm/m

53

Determinazione del Momento resistente della stessa sezione di solaio (interasse nervature 68

cm ) con sforzo normale di trazione ( 183 kN):

Considerando la sezione da 1 m MR+ = 56 / 0,68 = 83 kNm/m MR- = -56 / 0,68 = -83 kNm/m

La diminuzione di momento resistente per effetto della forza di trazione nel solaio vale:

112 – 83 = 29 kNm/m

Tale diminuzione è sostanzialmente equivalente alla riduzione delle sollecitazioni nel solaio

per effetto della riduzione del modulo elastico del cls.